Российская Академия Наук

Центр физико-технических проблем энергетики Севера

Геологический институт Кольского научного центра РАН

Санкт-Петербургский филиал Института Земного магнетизма ионосферы и распространения радиоволн

В. В. Колобов, М. Б. Баранник А.А. Жамалетдинов (Научный редактор д.т.н. Б.В. Ефимов)

ГЕНЕРАТОРНО-ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЙ КОМПЛЕКС

«ЭНЕРГИЯ» ДЛЯ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО

ЗОНДИРОВАНИЯ ЛИТОСФЕРЫ И МОНИТОРИНГА

СЕЙСМОАКТИВНЫХ ЗОН

Санкт-Петербургский Университет

Петродворец - 2013

2

УДК 621.31:550.837 Колобов В. В., Баранник М. Б., Жамалетдинов А.А.

Генераторно-измерительный комплекс «Энергия» для электромагнитного зондирования литосферы и мониторинга сейсмоактивных зон. — СПб: «СОЛО», 2013. — 240 c. ISBN

Настоящая монография явилось результатом объединения усилий ученых – геофизиков и энергетиков для решения задач научно-исследовательского и практического содержания. Поэтому в книге, наряду с проектно-конструкторскими разработками, связанными с созданием электроразведочных генераторов нового поколения (Энергия-2, Энергия-2М и Энергия-3), нашли отражение вопросы их практического применения. Рассмотрены вопросы создания новой техники для измерения сигналов (станция КВВН-7), краткие основы теории электромагнитных зондирований, а также практически важные вопросы согласования мощных источников переменного тока с воздушными линиями электропередачи, их электромагнитной совместимости с оборудованием подстанций и кабельными линиями связи. Особое место занимают результаты полевых испытаний созданной генераторно-измерительной техники. Описаны уникальные эксперименты по глубинному зондированию земной коры с применением промышленных ЛЭП на территории Балтийского щита и в Западной Сибири.

Монография представляет интерес для специалистов, занимающихся разработкой генераторно-измерительных систем на основе новейшей силовой преобразовательной техники и микроэлектроники. Книга может представить особый интерес для геофизиков, занимающихся исследованием строения земной коры и вопросами мониторинга сейсмической активности с применением электромагнитных методов, а также для студентов геофизических и энергетических специальностей.

Санкт-Петербургский государственный университет, 2013 ISBN

© В.В. Колобов, М.Б. Баранник, А.А. Жамалетдинов

3

СОДЕРЖАНИЕ

1. ВВЕДЕНИЕ............................................................................................................. 6

2. ОСНОВЫ ТЕОРИИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ЗОНДИРОВАНИЙ С КОНТРОЛИРУЕМЫМИ ИСТОЧНИКАМИ....................................................... 11

2.1. Нормальные поля контролируемых источников поля........................... 11

2.2. Тензорная методика зондирований............................................................. 26

2.3. О параметрах длинных заземленных питающих линий (ЛЭП)............ 27

3. КРАТКИЙ ОБЗОР ГЕНЕРАТОРНЫХ УСТРОЙСТВ................................... 30

3.1. О мощности и типе контролируемых источников поля......................... 30

3.2. Обзор генераторов, применяемых для глубинного зондирования....... 35

4. ГЕНЕРАТОР «ЭНЕРГИЯ-2» МОЩНОСТЬЮ ДО 200 КВТ......................... 44

4.1. Структурная схема мощного КНЧ-СНЧ генератора для электромагнитных зондирований...................................................................... 44

4.2. Высоковольтный инвертор.......................................................................... 48

4.3. Варианты схемотехнического решения повышающего преобразователя..................................................................................................... 66

4.3.1. Повышающий преобразователь на основе резонансного инвертора............................................................................................................ 67

4.3.2. Повышающий преобразователь на основе трехфазного силового трансформатора............................................................................................... 85

4.3.3. Исследование и анализ двух альтернативных схем повышающего преобразователя................................................................................................. 86

4.4. Описание функциональной схемы и работы повышающего преобразователя КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-2».................................... 88

4.5. Система управления, регулирования, защиты и автоматики (СУРЗА).................................................................................................................... 95

5. ГЕНЕРАТОР НАПРАВЛЕННОГО ДЕЙСТВИЯ «ЭНЕРГИЯ-2М»............. 105

5.1. Описание и работа схемы генератора «Энергия-2М»............................. 107

5.1.1. Описание функциональной схемы силовой части генератора «Энергия-2М»...................................................................................................... 108

5.1.2. Система управления генератора «Энергия-2М».................................. 110

5.1.3. Формирование сигналов управления двухканальным инвертором...... 116

5.1.4. Схема управления генераторами постоянного тока........................... 118

5.1.5. Технические характеристики и конструкция генератора «Энергия -2М»....................................................................................................................... 118

5.2. Вычисление амплитуд и разности фаз на выходе двухканального инвертора генератора «Энергия–2М»............................................................... 121

4

6. ПОРТАТИВНЫЙ КНЧ-СНЧ ГЕНЕРАТОР «ЭНЕРГИЯ-3»......................... 127

6.1. Схема портативного генератора «Энергия-3».......................................... 129

6.2. Устройство и работа генератора «Энергия-3».......................................... 134

7. ВОПРОСЫ СОГЛАСОВАНИЯ КНЧ-СНЧ ГЕНЕРАТОРОВ С ПРОМЫШЛЕННЫМИ ЛЭП И ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ СОВМЕСТИМОСТИ С ОБОРУДОВАНИЕМ ПОДСТАНЦИЙ И ЛИНИЯМИ СВЯЗИ.................................................................................................. 142

7.1. Разработка согласующего устройства продольной компенсации........ 142

7.2. Вопросы электромагнитной совместимости мощных источников КНЧ поля на основе промышленных ЛЭП с объектами энергетики и связи......................................................................................................................... 156

7.2.1 Защита высоковольтного инвертора генератора от перенапряжений.................................................................................................. 156

7.2.2 Вопросы электромагнитной совместимости КНЧ-СНЧ генератора и оборудования подстанции размещения......................................................... 160

7.2.3 Вопросы влияния КНЧ-СНЧ излучения на подземные коммуникации и линии связи........................................................................................................ 171

7.2.4. Перспективы изучения проблемы ЭМС мощных источников КНЧ-СНЧ поля с объектами энергетики и проводными линиями связи................ 176

8. МНОГОФУНКЦИОНАЛЬНАЯ ЦИФРОВАЯ СТАНЦИЯ КВВН-7........... 178

8.1. Описание станции КВВН-7........................................................................... 179

8.2. Устройство и работа станции КВВН-7....................................................... 180

8.3. Заградительные фильтры............................................................................. 184

9. ПОЛЕВЫЕ ИСПЫТАНИЯ ГЕНЕРАТОРНО-ИЗМЕРИТЕЛЬНОГО КОМПЛЕКСА «ЭНЕРГИЯ».................................................................................... 189

9.1. Тензорные частотные электромагнитные зондирования с генератором «Энергия-2» и с промышленными ЛЭП системы Колэнерго на территории Балтийского щита (эксперименты «FENICS-2007» и «FENICS-2009»)...................................................................... 190

9.1.1 Методика эксперимента «FENICS»........................................................ 190

9.1.2. Схема генераторной установки.............................................................. 192

9.1.3. Анализ результатов первичной обработки данных.............................. 193

9.1.4. Геолого-геофизическая интерпретация результатов......................... 200

9.2. Полевые испытания станции КВВН-7....................................................... 202

9.3. Электромагнитные зондирования с портативным генератором «Энергия-3» в Западной Сибири (эксперименты «НУР-2011» и «НУР-2012»)............................................................................................................ 211

ЗАКЛЮЧЕНИЕ................................................................................................... 219

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ................................................................................. 226

5

1. ВВЕДЕНИЕ

Применение глубинных электромагнитных зондирований позволяет дистанционно изучать электропроводность земных слоев от дневной поверхности до глубин во многие сотни километров. Зондирования с мощными контролируемыми источниками, обозначим их как CSEMS (Control Source Electro Magnetic Sounding) обладают целым рядом преимуществ в сравнении с традиционным магнитотеллурическим методом зондирования (МТЗ) [8], основанным на использовании естественных вариаций электромагнитного поля Земли (ЕЭМПЗ).

Главным преимуществом CSEMS является то, что положение и конфигурация контролируемого источника точно известны. Более того, он может быть расположен в оптимальных геологических условиях и с заданной ориентировкой излучающих линий относительно преимущественного простирания геологических структур. Заранее может быть выбран необходимый частотный диапазон контролируемого источника, отвечающий требуемому диапазону глубин в данной геоэлектрической обстановке. Современные мощные генераторные устройства и компьютеризированные цифровые измерительные системы позволяют накапливать и уверенно регистрировать полезный сигнал на фоне интенсивных промышленных помех. Процедура записи сигналов контролируемого источника достаточно оперативна. Надежность результатов регистрации определяется оператором непосредственно на полевой точке по соотношению «сигнал-шум» и по оценкам когерентности сопряженных компонент поля. Важным преимуществом зондирований с контролируемыми источниками является возможность анализа и интерпретации результатов по нескольким взаимно дополняющим параметрам – не только по входному импедансу, но и по отдельно взятым электрическим и магнитным компонентам поля и по их соотношениям. Наконец, зондирования с заземленными контролируемыми источниками позволяют использовать все

6

преимущества совместного анализа гальванической и индукционной мод.

К недостаткам CSEMS следует отнести, прежде всего, высокую стоимость работ, связанную с необходимостью использования дорогостоящих генераторных устройств и питающих линий, повышенные требования к технике безопасности работ, а также низкую мобильность, обусловленную необходимостью перемещения генератора и питающих линий по мере изучения территории. Зондирования с контролируемыми источниками обладают ограниченной площадью исследований, так как по мере удаления от источника происходит ослабление поля и снижение точности. В то же время, по мере приближения к источнику падает информативность, происходит переход в ближнюю зону, где частотное зондирование теряет смысл, поскольку отклик среды перестает зависеть от частоты. К недостаткам CSEMS принято также относить сложность количественной интерпретации данных, особенно при переходе к анализу 2-х и 3-х мерных сред с учетом влияния ближней и промежуточной зон. При проведении зондирований с контролируемыми источниками на дальних и сверхдальних разносах (сотни километров и более) к отмеченным проблемам CSEMS добавляется необходимость учета влияния на результаты наблюдений волновода «земля-ионосфера» и токов смещения в случае анализа поля по отдельно взятым компонентам – электрическим или магнитным..

Зондирования с контролируемыми источниками приобретают некоторое преимущество перед МТЗ при использования промышленных линий электропередач (ЛЭП) в качестве излучающих антенн. В этом случае снимается проблема специального устройства и охраны питающих линий и заземляющих сооружений и в то же время существенно увеличивается (до сотен тысяч квадратных километров) площадь исследований при одной расстановке закрепленного источника. Однако при использовании длинных линий АВ необходимо учитывать недипольность установки, форму и расположение на

7

местности силового кабеля с током и нелинейность протекания тока в нем, разную на разных частотах. Слабым местом зондирований с контролируемыми источниками является также сложность процедуры накопления сигналов на низких и сверхнизких частотах (0.1 Гц и ниже), необходимость в которой возникает при изучении глубоко залегающих горизонтов в условиях хорошо проводящих сред. В этом случае резко увеличиваются требования к длительности времени накопления сигнала и одновременно повышаются требования к эргодичности поля, то есть к устойчивости случайного процесса естественных шумов, но фоне которых выделяется полезный сигнал.

С учетом изложенного неудивительно, что магнитотеллурический метод глубинного зондирования (МТЗ), где не требуется применения генераторов и питающих линий, захватил всю область интересов глубинной геоэлектрики, тогда как зондирования с мощными контролируемыми источниками стали редкими исключениями. Лишь структурные зондирования с источниками средней мощности на глубинах до 1-2 км, известные на западе как CSAMT методы [138], более или менее успешно конкурируют с магнитотеллурическими зондированиями.

Однако быстрое развитие современной генераторной техники, создание новейших компьютерных технологий и разработка новых подходов в теории обработки и интерпретации результатов электромагнитных зондирований, наряду с совершенствованием аппаратурной базы для регистрации сигналов позволяют успешно бороться с перечисленными выше проблемами как магнитотеллурики, так и зондирований с мощными контролируемыми источниками. Поэтому параллельное развитие этих двух направлений (CSЕMS и МТЗ), конкурирующих и взаимно дополняющих друг друга, имеет большие перспективы для достижения успешных результатов.

Настоящая монография является обобщением результатов многолетних исследований авторов в области создания генераторной техники и измерительных приборов для глубинных

8

зондирований с контролируемыми источниками. Начало этим исследованиям положили эксперименты с магнитогидродинамическим (МГД) генератором «Хибины» мощностью до 40 МВт [14] и с антенной ВМФ сверхнизкочастотного (СНЧ) излучения «Зевс» мощностью порядка 2.5 МВт [15, 68]. Использование МГД-генераторов в геофизике имеет большие перспективы, но их практическое применение ограничено, с одной стороны, их уникальностью и высокой стоимостью и, с другой стороны, ограниченным частотным диапазоном и отсутствием мобильности перемещения их в пространстве. В связи с этим, по инициативе Л.Б. Песина и при участии Ю.Д. Лисицына, Л.А. Собчакова, Ю.М. Кононова, В.И. Жилинкова и ряда других сотрудников ведомства Дальней связи ВМФ РФ и НИИ ПТ были начаты разработки в области создания генераторов нового поколения. В период с 1993 по 2005 год были созданы и опробованы генераторы «Кола», «Ливадия» и «Энергия-1» мощностью до 100 кВт. С их применением был выполнен целый ряд успешных экспериментов по излучению крайне- и сверхнизкочастотных (КНЧ-СНЧ) колебаний для дальней связи с погруженными объектами [68] и для глубинного зондирования земли с применением промышленных ЛЭП [38]. Быстрое развитие электронной техники за последние годы позволило существенно обновить конструкцию упомянутых выше генераторов и расширить их оперативные возможности. В последующие годы были созданы генераторы «Энергия-2» мощностью до 200 кВт [4, 5, 102], «Энергия-2М» мощностью до 30 кВт с регулируемой диаграммой направленности [2] и портативный генератор «Энергия-3» мощностью 2 кВт [3]. Их описанию посвящены главы 4, 5 и 6, соответственно. В главе 7 рассмотрены вопросы согласования КНЧ-генераторов с излучающими ЛЭП, а также проблемы электромагнитной совместимости КНЧ-СНЧ излучений с оборудованиями подстанций и с линиями связи.

Эффективность использования контролируемых источников напрямую зависит от совершенства измерительной

9

техники, применяемой для регистрации полезных сигналов в пунктах проведения глубинных зондирований. Работа эта выполняется коллективом авторов настоящей книги параллельно с разработкой генераторов и с учетом перспектив их практического использования. Авторами выполнена работа по созданию семиканальной цифровой измерительной станции «КВВН-7». Отдаленным прототипом этой станции явилась одноканальная аналоговая станция частотного зондирования на мостовых фильтрах, разработанная еще в начале 60-х годов прошлого века Б.С. Эненштейном и А.П. Ивановым (1961) и переделанная позднее в четырехканальную аналого-цифровую станцию СЧЗ-95 А.Н. Васильевым, С.А. Носковым и А.Д. Токаревым [106]. В станции КВВН-7 от прежней станции СЧЗ-95 фактически остались только индукционные датчики, изготовленные в Нижегородском радиофизическом институте (НИРФИ). Описанию станции КВВН-7 посвящена глава 8.

Вся работа по созданию генераторов и по разработке измерительной техники происходила в тесной связи с проведением полевых экспериментальных исследований, выполнявшихся, главным образом, по плану грантов РФФИ. Описанию результатов этих исследований посвящена заключительная 9-я глава.

Необходимо отметить, что авторство настоящей монографии не ограничивается лицами, поименованными на титуле и на заключительной странице обложки. При составлении книги использованы статьи, написанные с участием к.т.н. В.Н. Селиванова, к.ф.-м.н. А.Н. Шевцова, ведущих инженеров и программистов П.И. Прокопчука, Д.В. Куклина и Т.Г. Коротковой. Их вклад отмечен на следующей странице, где приведены фотографии коллег и перечислены совместные публикации согласно списку литературы, приведенному в конце монографии.

10

Селиванов Василий Николаевич Кандидат технических наук, ведущий научный сотрудник ЦФТПЭС КНЦ РАН. Окончил физико-технический ф-т СПбГТУ. Принимал участие в проектировании и изготовлении генераторов «Энергия», в проведении экспериментов «FENICS-2009», «НУР-2011» и «НУР-2012». Соавтор публикаций [3-5, 39, 88, 102].

Шевцов Александр Николаевич Кандидат физико-математических наук, старший научный сотрудник ГИ КНЦ РАН. Окончил физический ф-т СПбГУ. Принимал участие в решении прямых и обратных задач при интерпретации результатов и в проведении экспериментов «FENICS-2007», «FENICS-2009» «НУР-2011» и «НУР-2012». Соавтор публикаций [2-4, 6, 14, 35, 38-42, 55, 56, 88, 125, 172, 173].

Прокопчук Павел Иванович Ведущий инженер ЦФТПЭС КНЦ РАН. Окончил ф-т автоматизации производств Северо-Западного заочного политехнического института. Принимал участие в проектировании и изготовлении генераторов «Энергия», разработке оригинальных конструктивно-технологических решений, в проведении эксперимента «FENICS-2007». Соавтор публикаций [4-6, 34, 40, 41, 102, 173].

Куклин Дмитрий Владимирович Младший научный сотрудник ЦФТПЭС КНЦ РАН. Окончил физико-энергетический ф-т КФ ПетрГУ. Принимал участие в разработке цепей управления и контроля генераторов «Энергия», в проектировании и изготовлении станции КВВН-7. Соавтор публикаций [3, 55, 56].

Короткова Тамара Геннадьевна Ведущий программист ГИ КНЦ РАН. Окончила математический ф-т ПетрГУ. Принимала участие в обработке и интерпретации результатов экспериментов «FENICS-2007», «FENICS-2009», «НУР-2011» и «НУР-2012». Соавтор публикаций [38, 40, 41, 173].

11

2. ОСНОВЫ ТЕОРИИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ЗОНДИРОВАНИЙ С КОНТРОЛИРУЕМЫМИ ИСТОЧНИКАМИ

2.1. Нормальные поля контролируемых источников поля

В практике глубинных электромагнитных зондирований с мощными контролируемыми источниками переменного тока в качестве питающих линий наиболее часто используются заземленные электрические диполи или длинные заземленные линии АВ и лишь в отдельных случаях незаземленные петли, раскладываемые на дневной поверхности. Поэтому при дальнейшем описании основное внимание уделено заземленным источникам.

Теория переменных электромагнитных полей основана на понятии о потенциале в векторном представлении или точнее на представлении о вектор-потенциале. Вектор-потенциал переменного электрического диполя [43] имеет размерность Ампер и определяется выражением

( ) Ar

ePrA

ikr

,1

4⋅⋅=

π , (2.1)

где ddlIPrr

⋅⋅= – векторный момент электрического диполя; I – амплитуда силы тока в источнике; r – расстояние от

точки наблюдения до питающего диполя; dr

– направляющий

орт; i – мнимая единица; σωµ0ik = – волновое число,

fπω 2= – круговая частота в радианах, σ [См/м] – удельная

электропроводность, µ0 = 4·π·10-7 [Гн/м] – магнитная проницаемость вакуума. Мнимая единица i в выражении для волнового числа находится под корнем со знаком плюс, поскольку принято, что используемые гармонические поля

определяются зависимостью вида tieEE ω−⋅= 0

12

Нетрудно видеть, что вектор-потенциал, описываемый формулой (2.1), так же как и потенциал точечного источника на постоянном токе, обладает сферической симметрией, то есть зависит только от расстояния r между центром питающего диполя и точкой наблюдения. Но при этом он является вектором. Его направление всюду совпадает с направлением векторного

момента Pr

питающего электрического диполя АВ. Вектор-потенциал, кроме того, является комплексным числом, так как

сила тока меняется по гармоническому законуtieII ω−⋅= 0 и,

кроме того, в числителе находится экспонента ikre .

Уравнения Максвелла позволяют определить

электромагнитное поле (векторы HBEDrrrr

,,, ) в любой точке пространства при условии, если известно положение источников

и свойства среды ( отнотнµεσ ,, ), связанные с

электромагнитным полем через параметрические уравнения связи

⋅=⋅=

+⋅=

HB

ED

EEJ

отн

отн

ст

rr

rr

rrr

0

0

)(

µµεε

σ

(2.2)

Нахождение параметров электромагнитного поля на основании известных свойств среды и источника называется прямой задачей.

При использовании электрического диполя (рис. 2.1а), возбуждение среды происходит электрическим током, протекающим по линии АВ и проникающим в нижнее полупространство с концевых заземлений АВ. Ток, протекающий непосредственно в кабеле, создает индукционное возбуждение, а токи, стекающие с концевых заземлений АВ, создают гальваническое возбуждение.

13

Рис. 2.1. Схема возбуждения первичного электромагнитного поля электрическим (а) и магнитным (б) диполями

При использовании магнитного диполя ток замыкается в

витке провода и возбуждение среды осуществляется исключительно индукционным путем (рис. 2.1.б). В зависимости от типа источника решение прямой задачи (определение функции отклика среды) происходит разными путями, но обладает в конечном итоге общими чертами.

При электрическом типе возбуждения процесс распространения электромагнитной энергии в земле начинается с возбуждения в нижнем полупространстве вихревого магнитного

поля Hr

(рис. 2.1-а). Решение задачи будем вести в рамках квазистационарного приближения, т.е. в пренебрежении токами смещения )( δωε << . Среду будем считать однородной ( const=σ ). Относительную магнитную проницаемость примем равной 1 ( 0µµ =

абс).

Будем считать, что свободных зарядов за пределами

источника не существует и, следовательно, 0=Edivr

.Полагаем

также, что сторонние э.д.с. отсутствуют ( 0=ст

Er

). С учетом

отмеченных ограничений уравнения Максвелла для гармонических полей вида

14

tieHH ω−⋅= 0

rr

и tieEE ω−⋅= 0

rr

(2.3)

могут быть записаны в следующем виде:

====

0

00

Ediv

Hdiv

HiErot

JHrot

r

r

rr

rr

ωµ (2.4)

Чтобы определить поле электрического диполя, решение начинаем с третьего уравнения системы (2.4). Оно указывает на то, что магнитное поле соленоидально, то есть имеет вид замкнутых вихрей и, следовательно, может быть описано

некоторым, пока неизвестным вспомогательным вектором Ar

, порождающим его. Возможность существования такого вектора

очевидно вытекает из тождества [ ] 0)( ≡×∇∇= AAdivrotrrrr

. Соответствующая запись имеет вид:

[ ]м

AArotH ,rr

= . (2.5)

В данном случае мы имеем дело с магнитным электродинамическим потенциалом для электрического диполя, имеющим размерность силы тока. Вектор A

r

является аналогом описанного выше векторного электродинамического потенциала

(2.1). Принятое для поля Hr

выражение (2.5) подставим во второе уравнение Максвелла (2.4):

ArotiErotrr

⋅= 0ωµ . (2.6)

Отсюда, объединив правую и левую части уравнения (2.6) под знаком ротора, найдем:

0)( 0 =− AiErotrr

ωµ . (2.7)

Из теории векторного анализа известно, что

0≡gradUrot . Это означает, что выражение в скобках в (2.7)

15

может быть приравнено к градиенту пока что неизвестной произвольной скалярной функции U . Следовательно:

gradUAiE −=−rr

0ωµ .

Отсюда можно записать:

gradUAiE −=rr

0ωµ . (2.8)

Функция U носит название скалярного электродинамического потенциала и имеет размерность Вольт. При 0=ω выражение (2.8) приобретает знакомый из теории

постоянного тока вид gradUE −=r

. Полученные выражения

для электродинамических потенциалов Ar

и U подставим теперь в первое уравнение Максвелла (2.4).

)( 0 gradUAiArotrot −⋅=rr

ωµσ ,

gradUAiAdivgradAgraddiv ⋅−=− σσωµrrr

0 (2.9)

Учитывая, что 2

0 ki =σωµ и AAdivgradrr

∆= ,

перепишем уравнение (2.9) в следующем виде:

)(2 UAdivgradAAk σ+=∆+rrr

(2.10)

Поскольку выбор вспомогательных потенциалов Ar

и U сделан пока что произвольно, то решение уравнения (2.10) может быть найдено путем введения условия.

UAdiv σ−=r

(2.11)

Это дополнительное условие носит название калибровки Лоренца. Оно позволяет привести уравнение (2.10) к виду дифференциального уравнения Гельмгольца, решение которого хорошо известно и может быть представлено в виде суммы экспонент. Итак, уравнение (2.10), с учетом (2.11) приводится к виду

02 =∆+ AAkrr

(2.12)

16

С учетом калибровки Лоренца выражение для напряженности электрического поля (2.8) может быть переписано в следующем виде:

.1

0 AgraddivAiErrr

σωµ +=

Теперь остается определить скалярный потенциал U . Для этого подставим найденное выше выражение для напряженности электрического поля Е (2.8) в четвертое уравнение Максвелла (2.4)

.0)( 0 =−= gradUAidivEdivrr

ωµ

Поскольку, согласно калибровке Лоренца UAdiv σ−=r

, то после проведения соответствующих подстановок получаем:

.02 =∆+ UUk Таким образом, задача с шестью неизвестными (шесть

скалярных компонент векторов Er

и Hr

) упрощена до задачи с четырьмя неизвестными (три скалярные компоненты векторного

потенциала Ar

и один скалярный потенциал U ). Дальнейшее упрощение может быть достигнуто путем

введения вектора Герца Zr

. Можно записать скалярный потенциал в следующем виде:

.ZdivUr

= После серии несложных подстановок вектора Герца в

уравнения (2.5) – (2.14) нетрудно найти

.

02

−=⋅−=

=∆+

rotrotZE

ZrotH

ZZk

r

rr

rr

δ (2.13)

Решение прямой задачи для поля магнитного диполя осуществляется по аналогичной схеме, что и для электрического диполя. Отличие заключается в том, что при использовании

17

магнитного диполя возбуждение поля в нижнем полупространстве начинается с распространения в нем

электрического поля Er

, индуцированного переменным

магнитным полем Hr

магнитного диполя, представляющего собой виток провода с током (рис. 2.1б).

Описание поля магнитного диполя начинается с четвертого уравнения Максвелла (2.4) в отсутствие свободных

зарядов 0=Edivr

. Равенство нулю дивергенции поля Er

означает, что оно, так же как и магнитное поле, является соленоидальным в области однородности и может быть описано с

помощью вспомогательного векторного потенциала*Ar

[В]

.,*

мВArotE

rr

= (2.14)

Символ звездочки указывает на то, что *Ar

- электрический электродинамический векторный потенциал, характеризующий поле магнитного диполя. Он имеет размерность Вольт и записывается в виде [70]:

,4

0*

r

eMiA

ikr⋅⋅=r

πωµ

(2.15)

где 2, мASIM ⋅⋅=

rr

- векторный момент магнитного диполя. После подстановки (2.15) в первое уравнение Максвелла (2.4) и проведения несложных преобразований по схеме, описанной для электрического диполя, получим выражение для напряженности магнитного поля магнитного диполя

.1 *

0

* graddivAi

AH ⋅+=ωµ

σr

Используемая при этом калибровка Лоренца для магнитного диполя имеет вид:

.*0

* UidivA ⋅−= ωµ (2.16)

18

Величина *U - скалярный потенциал магнитного диполя,

имеет размерность Ампер.

Таким образом, электромагнитные поля электрического и магнитного диполей могут быть найдены по единому алгоритму и могут быть пересчитаны одно в другое путем перестановок.

*AA↔ , *UU ↔ , 0ωµσ i↔

Ниже приведены исходные выражения для расчета поля электрического диполя:

( )

.

,1

4

10

⋅⋅=

+=

=

Ar

ePrA

AgraddivAiE

ArotH

ikr

π

σωµµ

r

r

r

(2.17)

Исходные выражения для расчета поля магнитного диполя магнитного диполя представлены выражениями:

.

4

1

0*

*

*

0

*

⋅⋅=

=

⋅+=

r

eMiA

ArotE

graddivAi

AH

ikrr

rr

r

πωµ

ωµσ

(2.18)

Подставив в выражения для векторов H и E в формулах

(2.17) выражение вектора-потенциала ( )rA , из (2.1), получим их написание в следующем виде:

( )

⋅⋅= ikrer

ProtrH

π4

1 (2.19)

19

( )

⋅⋅+⋅= ikrikr er

Pgraddive

r

PirE ρωµ

π 04

1. (2.20)

В полученных выражениях для векторов H (2.19) и

E (2.20) параметр среды ρ участвует через волновое число k. Взаимное расположение питающего и приемного диполей (геометрический фактор) учитывается через радиус-вектор r от

центра диполя к точке измерения H и E и через векторный

момент ddlIP ⋅⋅= для электрического диполя (2.1). Дальнейшее получение аналитических выражений для векторов

H и E поля электрического диполя в однородном пространстве осуществляется путем последовательного применения операций rot, div и grad в формулах (2.19) и (2.20). Соответствующие выкладки можно найти в учебниках Б.К. Матвеева (1990), М.С. Жданова (1986), С.С. Крылова (2004) и др.

Ниже рассмотрим нормальное поле горизонтального электрического диполя на поверхности однородного полупространства. В поле электрического диполя продольная по отношению к оси диполя АВ компонента электрического поля (Ех) и поперечная (Еу) имеют вид:

[ ];)1(2cos32

11

23

1 rikx erik

r

dlIE −+−⋅

⋅⋅⋅= θ

πρ

(2.21)

.cossin32 3

1 θθπ

ρ ⋅⋅⋅⋅⋅=r

dlIEy (2.22)

Можно видеть из (2.22), что поперечная компонента Еу не зависит от частоты. Это свойство заземленного электрического диполя иногда пытаются использовать для изучения вызванной поляризации в поисковой электроразведке. Но оно может наблюдаться только в условиях однородного полупространства. В условиях горизонтально слоистых и горизонтально

20

неоднородных сред компонента Еу становится частотно-

зависимой, наряду с Ех Исторически сложилось таким образом, что метод

частотного зондирования (ЧЗ) в поле контролируемых источников начал развиваться как метод, основанный на изучении частотной зависимости компонент переменного электромагнитного поля в пределах волновой зоны [11]. В основе метода ЧЗ лежит явление скин-эффекта – увеличение глубины зондирования по мере снижения частоты и соответствующего

увеличения толщины скин-слоя sh , определяемой выражением:

πλ

ωµρ

2

2

0

==sh , м

где T⋅⋅= ρλ 710 – длина электромагнитной волны в

метрах, выраженная численно, без привязки к системе единиц. В дальней (волновой) зоне контролируемого источника

( 1>>rk ), где поле аппроксимируется плоской волной,

выражения напряженности электрического и магнитного поля заземленного электрического диполя на поверхности однородного полупространства в условиях квазистационарного приближения имеют вид, представленный ниже выражениями (2.23) [12].

Из формул (2.23) можно видеть, что геометрические зависимости от азимута и расстояния для сопряженных электрических и магнитных компонент поля полностью симметричны. Отличие горизонтальных магнитных компонент поля от электрических в волновой зоне заключается в том, что в них, вместо прямой зависимости от удельного сопротивления ρ

появляется обратная зависимость от волнового числа k. Это означает, что горизонтальное магнитное поле зависит от параметра ρ не линейно, а под квадратным корнем. Кроме того,

21

в магнитных компонентах, в отличие от электрических, появляется зависимость от частоты под квадратным корнем.

====

⋅⋅⋅⋅⋅⋅−=

⋅⋅⋅−⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅⋅⋅⋅⋅−=

⋅⋅⋅⋅⋅⋅⋅=

⋅⋅−⋅⋅⋅⋅=

ρωµ

πθ

πθ

πθθ

πθθρ

πθρ

0

24

3

2

3

3

3

2

2

sin32

)2cos3(

2

cossin32

cossin32

)2cos3(

x

y

y

xyxxy

ABz

ABy

ABx

ABy

ABx

H

E

H

EZZ

kr

lIH

kr

lIH

kr

lIH

r

lIE

r

lIE

(2.23)

Напряженность вертикального магнитного поля Hz зависит от удельного сопротивления нижнего полупространства линейно, как и электрическое поле, но затухает на порядок быстрее - как четвертая степень расстояния до источника. Важную информацию об электропроводности нижнего полупространства в выражениях (2.23), наряду с электрическими и магнитными компонентами, несет их отношение, определяемое на поверхности неоднородного полупространства как входной

импеданс yxxy ZZ = . Можно видеть из (2.23), что входной

импеданс в волновой зоне не зависит от геометрии установки и силы тока. В него входят в качестве переменных параметров только частота и удельное электрическое сопротивление среды. Магнитную проницаемость мы приняли считать постоянной, равной магнитной проницаемости вакуума.

22

Электромагнитное поле распространяется от точки излучения к точке приема тремя возможными путями. Распространение первого рода осуществляется по воздуху, вдоль

дневной поверхности. Отношение угла падения 1α (в воздухе) к

углу преломления 2α (в земле) определяется законом Снелиуса

2

1

1

2

2

1

sin

sin

λλ

αα ==

k

k. Поскольку 21 λλ >> , то на своем пути волна

проникает в землю практически под прямым углом, распространяясь вниз по типу плоского электромагнитного поля. Распространение второго рода осуществляется по земле, гальваническим путем. Эта волна затухает на расстоянии скин-слоя от источника, т.е. в пределах ближней зоны. Распространение третьего рода осуществляется по породам плохо проводящего основания. Суперпозиция этой волны с распространением первого рода (по воздуху) может создавать интерференционные экстремумы на кривых кажущегося сопротивления [12].

Теория частотных зондирований с контролируемыми

источниками основана на волновом приближении ( 1>>rk ), на

том, что в точку приема приходит только поле, распространяющееся по воздуху (распространение первого рода). Поле проникает в землю по типу плоской волны и его параметры описываются уравнениями (2.23). Меняя частоту поля, можно последовательно, слой за слоем «просвечивать» геоэлектрический разрез. Отличие частотного зондирования CSEMS от метода МТЗ заключатся в том, что источник контролируемого поля находится на известном, ограниченном расстоянии. С уменьшением частоты глубинность зондирования увеличивается до пределов, ограничиваемых волновым

параметром rk . При 1→rk , т.е. когда длина

электромагнитной волны соизмерима с расстоянием до источника r, в измеряемое поле добавляется поле, распространяющееся

23

гальваническим путем. Эта стадия называется промежуточной.

Далее, при 1<<rk процесс зондирования заканчивается, и поле

либо теряет связь с землей (для магнитных компонент), либо выходит на постоянные значения кажущегося сопротивления (для горизонтальных электрических компонент).

При проведении зондирований по отдельным компонентам электромагнитного поля нормировка поля в значения кажущегося сопротивления осуществляется с учетом взаимного расположения питающих и приемных электродов и параметров тока (амплитуды, частоты и иногда фазы). Общий принцип нормировки поля в значения кажущегося сопротивления

ωρ в методе ЧЗ тот же, что и для kρ в методе зондирования на

постоянном токе. Значения ωρ определяют по формуле

,I

UK∆=ωρ

где U∆ – разность потенциалов на электродах MN или величина Э.Д.С., наведенная в приемной петле площадью q, I – ток в генераторной линии АВ или в генераторной петле Q, К – геометрический коэффициент, определяемый по общей формуле

,1

1EKE = ,

1

1HKH =

где 1E или 1H - значения соответствующих компонент поля, рассчитываемые теоретически для условий однородного полупространства с удельным сопротивлением мОм ⋅= ,11ρ при силе тока в 1 А для условий волновой зоны. Соответствующие выражения, вытекающие из (2.23) для электрических и магнитных компонент поля, а также для входного импеданса имеют вид (2.24).

В (2.24) кажущееся сопротивление yx

TxyT ρρ =

определяется по измеренным в поле значениям напряженности

24

электрического поля Е в вольтах на метр и напряженности магнитного поля Н в миллиамперах на метр.

Приведенные формулы (2.24) для вычисления кажущегося сопротивления справедливы лишь в пределах волновой зоны, определяемой условием 1>>rk .

( )

( )

⋅⋅=

⋅==

⋅⋅⋅⋅⋅=

⋅⋅

−⋅⋅=

⋅⋅

⋅⋅⋅⋅=

∆⋅

⋅⋅⋅⋅⋅=

∆⋅

−⋅⋅⋅=

2

0

2

0

4

2

0

2

2

3

2

0

23

3

2

3

127.0

3

2

23

2

3

2

3

2

23

2

Hy

ExT

Z

I

Hz

SinAB

r

I

Hy

CosAB

r

I

Hx

CosSinAB

r

I

U

CosSinMNAB

r

I

U

CosMNAB

r

yxT

xyT

Hz

Hy

Hx

Ey

Ex

µωρρ

ωµθ

πρ

ωµθ

πρ

ωµθθ

πρ

θθπρ

θπρ

ω

ω

ω

ω

ω

(2.24)

Электромагнитное поле магнитного диполя обладает цилиндрической симметрией и не зависит от направления на точку наблюдения. Измеряются обычно три компоненты поля –

азимутальная электрическая ( ϕE ) и две магнитные, радиальная

компонента rH и вертикальная компонента zH . В волновой зоне соответствующие выражения имеют вид [128].

25

−==

⋅=

⋅−=

⋅−=

ρωµ

π

π

πρ

ϕϕ

ϕ

0

52

4

4

2

92

32

3

iH

EZ

rk

ISH

rk

ISH

r

ISE

rr

z

r

(2.25)

Сравнивая выражения (2.25) с (2.23), можно видеть, что все компоненты поля магнитного диполя убывают с увеличением разноса на один порядок r быстрее, чем в поле электрического диполя. Заметим также, что в ближней зоне магнитного диполя (на постоянном токе) не только магнитные, но и электрические компоненты поля теряют связь с сопротивлением нижнего полупространства. Нормировка поля магнитного диполя в значения кажущегося сопротивления выполняется таким же образом, как это было показано выше, для поля электрического диполя и имеют вид:

.

127.0

9

2

3

2

3

2

2

0

2

5

224

4

⋅⋅=⋅

=

⋅⋅⋅⋅=

⋅⋅

⋅⋅=

∆⋅⋅⋅⋅=

Hr

ET

Z

I

H

S

r

I

H

S

r

I

U

MNS

r

rrZT

zHz

rHr

E

ϕµω

ρ

ωµπρ

ωµπρ

πρ

ϕϕ

ω

ω

ϕω

(2.26)

26

2.2. Тензорная методика зондирований

Тензорная методика применяется в тех случаях, когда необходимо оценить размерность и элементы горизонтальной неоднородности исследуемой геологической среды. Для этого используются две взаимно ортогональные заземленные линии и измеряются четыре взаимно ортогональные компоненты поля Ех, Еу и Нх, Ну. В основе последующей тензорной обработки лежит решение системы из четырех уравнений для четырех неизвестных компонент тензора импеданса Zxx, Zxy, Zyx, Zyy. Соответствующая запись имеет вид:

,

222

222

111

111

⋅+⋅−=

⋅+⋅=

⋅+⋅−=

⋅+⋅=

yyyxyxy

yxyxxxx

yyyxyxy

yxyxxxx

HZHZE

HZHZE

HZHZE

HZHZE

(2.27)

где 1111 ,,, yxyx HHEE компоненты поля, измеренные от

питающего диполя А1В

1, и 2222 ,,, yxyx HHEE - компоненты, поля,

измеренные от питающего диполя А2В

2, ортогонального диполю А

1В

1. Далее, путем вращения системы координат, матрица (2.27) приводится к диагональному виду Zxx = Zyy = 0 и находятся главные компоненты тензора импеданса Zxy и Zyx, по которым строятся минимальная и максимальная кривые кажущегося сопротивления и определяются главные направления осей неоднородности среды. Матрица тензора импеданса в этом случае приобретает вид:

.0

0

+⋅−=

⋅+=

xyxy

yxyx

HZE

HZE (2.28)

27

2.3. О параметрах длинных заземленных питающих линий (ЛЭП)

Наиболее часто в качестве питающих линий (источников электромагнитного поля) при глубинных зондированиях используются заземленные линии АВ в дипольном варианте [70] или в виде длинных заземленных линий. Для этого используются старые телефонные линии [11, 70] или промышленные ЛЭП [17, 37, 41, 128]. Поскольку электрический момент заземленной линии определяется как произведение силы тока на ее длину, то увеличение длины линии эквивалентно соответствующему увеличению силы тока генератора.

Однако, применение длинных линий содержит ряд «подводных камней». При зондированиях на постоянном токе использование длинных линий связано с такими проблемами, как утечки и индукционные наводки при включении-выключении тока. При зондированиях на переменном токе с длинными заземленными линиями необходимо дополнительно учитывать такие факторы, как внутреннее индуктивное сопротивление провода, реальную конфигурацию токонесущего кабеля, не всегда прямолинейного, изменение амплитуды тока вдоль питающей линии в зависимости от частоты [17, 115], а также сопротивление возвратному току, протекающему в нижнем полупространстве. Это сопротивление принято определять как внешнее индуктивное (рис. 2.2).

Внутреннее индуктивное сопротивление провода (реактивное) определяется величиной

ABпогпровинд lLLR ⋅== ωω.. , (2.29)

где fπω 2= - круговая частота; L –полная индуктивность

провода и ABl – длина провода в километрах.

Погонная индуктивность провода, лежащего на земле, оценивается величиной 2.6 мГн/км [17]. Применение параллельно разложенных проводов позволяет снизить их индуктивное сопротивление, но не линейно, а в зависимости от

28

Рис. 2.2. Основные электромагнитные параметры длинной заземленной линии АВ и незаземленной петли Q

расстояния между проводами. Так применение трех закороченных фазных проводов ЛЭП длиной 100 км позволяет снизить ее индуктивность не втрое, а лишь на 30%, с 0.26 до 0.18 Гн. На частоте 16 Гц индуктивное сопротивление такой линии составляет 18 Ом. Для его устранения применяются т.н. продольные компенсирующие емкости, включаемые последовательно в ЛЭП. Величина компенсирующей емкости определяется как

LC 2

1ω= . (2.30)

29

Внешнее индуктивное сопротивление провода (сопротивление возвратному току)

возврR определяется

сопротивлением полуцилиндра в нижнем полупространстве

длиной ABl и площадью ABS . Радиус цилиндра эфф

Sh

определяется толщиной скин-слоя в нижнем полупространстве

πρ

πλ

⋅⋅

==8.2

1022

7 Thэфф

S . (2.31)

Отсюда можно записать

Омlh

lR ABэфф

S

ABвозвр ,108

)(

2 72

−⋅⋅⋅=⋅⋅= ωπ

ρ (2.32)

Из выражения (2.32), которое называется еще формулой Карсона, видно, что внешнее индуктивное (возвратное) сопротивление провода, как и внутреннее индуктивное (реактивное), не зависит от сопротивления полупространства и зависит только от длины кабеля и частоты. В частности, для линии АВ длиной 100 км на частоте 10 Гц внешнее индуктивное

(возвратное) сопротивление возврR составит 5 Ом. Внутреннее

индуктивное сопротивление ..провиндR , согласно формуле (2.29) в

этих же условиях составит 16 Ом. С увеличением частоты до 200

Гц величина возврR возрастет до 100 Ом, а величина ..провиндR - до

320 Ом. Но различие между ними в том, что величину

..провиндR можно скомпенсировать путем включения продольной

емкости, величина которой определяется равенством (2.30), тогда

как внешнее сопротивление возвратному току возврR (2.32) уже

ничем нельзя скомпенсировать. В этом заключается одно из существенных ограничений в случае применения длинных заземленных линий (ЛЭП) для высокочастотных измерений в

30

дальней зоне или для зондирований становлением поля в ближней зоне.

Применение магнитных петель в качестве источников поля обладает рядом преимуществ – они не требуют устройства громоздких заземлений, не подвержены влиянию статических искажений, вызываемых локальными проводящими объектами в районах заземлений, обладают большой глубинностью в условиях плохопроводящих сред и не подвержены ограничению по току из-за возвратного сопротивления по земле (рис. 2.2.). Их главный недостаток – быстрое пространственное затухание поля (уравнения 2.26).

3. КРАТКИЙ ОБЗОР ГЕНЕРАТОРНЫХ УСТРОЙСТВ

3.1. О мощности и типе контролируемых источников поля

Успех электромагнитных зондирований определяется, прежде всего, возможностью проведения исследований на максимально больших глубинах. Это достигается не только за счет больших разносов между питающими и приемными линиями и максимально низкого (с соблюдением условий волновой зоны) частотного диапазона, но и за счет мощности излучающих устройств. Мощность излучающих устройств или сила источника определяется размерами питающих линий и силой тока. Для заземленных линий сила источника - это электрический момент, равный произведению силы тока на длину

линии ][, мAlIP AB ⋅⋅= , для магнитных петель – это

магнитный момент, равный произведению силы тока на площадь

петли ][, 2мASIM ⋅⋅= . Электрический Р и магнитный М

моменты линейно входят в выражения для электрических и магнитных компонент полей дипольных источников. Это означает, например, что для увеличения вдвое глубины зондирования с электрическим диполем, где поле изменяется

31

обратно пропорционально кубу расстояния, необходимо увеличить силу тока в 8 раз. При использовании магнитного диполя в этих же условиях необходимо увеличить силу тока в 16 раз.

Увеличение силы сигнала при неизменных размерах питающих линий может быть достигнуто либо путем увеличения мощности генераторного устройства, либо за счет накопления повторяющихся посылок однотипных сигналов с заданной строго контролируемой частотой. Однако, и тот и другой подходы имеют свои ограничения. Увеличение мощности генераторных устройств ведет к резкому удорожанию работ, поскольку для увеличения глубины зондирования вдвое, как уже отмечалось выше, требуется увеличение силы тока в 8 раз, а мощность генератора ( IUW ⋅= ) при этом должна быть увеличена в 64 раза.

Более легким путем представляется простое накопление в приемнике многократно повторяющихся сигналов слабого источника. Соотношение «сигнал-шум» при этом увеличивается пропорционально корню квадратному от числа посылок. Однако, этот подход требует больших затрат времени на посылку сигналов и их накопление. Кроме того, при накоплении требуется соблюдение условий «белого» шума на соответствующем, иногда весьма значительном интервале времени, что далеко не всегда достижимо.

«Мощностной» подход впервые был использован при проведении уникального эксперимента по глубинному зондированию на акватории Финского залива в 1946 году [69]. В последующих экспериментах по глубинному зондированию в качестве источников тока использовались по преимуществу либо передвижные генераторы, либо энергетические установки промышленных электростанций.

В 70-е – 80-е годы прошлого столетия была предпринята попытка достигнуть больших глубин зондирования с применением импульсных МГД-генераторов мощностью до 80 тысяч кВт. Однако, несмотря на ряд успешных экспериментов,

32

это направление в начале 90-х годов было закрыто в связи с чрезмерно большой стоимостью работ и в связи с изменением политической ситуации в стране.

В современной глубинной геоэлектрике преобладает второй подход – накопление сигналов с применением оптимальных по мощности источников. Техника накопления разделяется на две основные ветви, отличающиеся между собой по форме генерируемых сигналов - синус или меандр.

Если генератор излучает монохроматический сигнал синусоидальной формы, то накопление осуществляется исключительно с применением спектрального подхода на основе Фурье-анализа. Последующая обработка и интерпретация данных в этом случае выполняются в рамках теории частотного зондирования. Если же периодический сигнал имеет форму меандра - прямоугольную знакопеременную (схема удвоения) или форму прямоугольных сигналов с паузой (схема со скважностью), то их обработка может быть выполнена как путем спектрального анализа, так и путем накопления. Техника накопления прямоугольных сигналов типа меандра смыкается с техникой зондирования с применением мощных одиночных импульсов. Накопление повторяющихся (однополярных или разнополярных) импульсов позволяет установить форму электромагнитного отклика среды на прямоугольную ступень (функцию Хевисайда), как это делается в технике зондирования с мощным одиночным импульсом, и выполнять последующий анализ по принципам как частотного зондирования, так и зондирования становлением поля в дальней или в ближней зоне. Это, в свою очередь, позволяет обнаруживать и исследовать тонкую структуру поля, проявляющуюся иногда в виде отрицательных сигналов или всплесков на фронтах импульсов тока, знакопеременных полей и многие других важные информативные признаки, используемые для геолого-геофизической интерпретации данных в условиях горизонтально-неоднородных или поляризующихся сред. При спектральной

33

обработке монохроматических (синусоидальных) сигналов такие особенности поля, как правило, остаются незамеченными.

Решение вопроса о типе источника в пользу одиночного мощного импульса или в пользу накопления слабых сигналов зависит, прежде всего, от характера и интенсивности индустриальных помех, а также от конкретной геоэлектрической обстановки и решаемых задач. Наряду с этим следует отметить, что быстрый прогресс в области компьютерной обработки сигналов и совершенствование математических методов обнаружения полезного сигнала под шумами укрепляют лидирующее положение за методами накопления.

Опыт проведенных работ позволяет привести некоторые доводы в пользу той или иной формы зондирующего импульса. Применение сигналов в форме меандра обладает следующими преимуществами.

- Сигнал в форме меандра технически много проще реализовать, нежели сигнал в форме синуса в генераторах любой мощности.

- Сигнал в форме меандра выигрывает по силе тока первой гармоники. Как известно, амплитуда первой гармоники прямоугольного периодического сигнала (меандра) в 1.273 раза ( π/4 ) больше амплитуды самого сигнала [25].

- Меандр позволяет в одном цикле изучать широкий спектр частот путем накопления (становление поля) или путем проведения процедуры прямого Фурье-преобразования и выделения первой ( 1f ) и нечетных ( )12(1 −⋅= nffi ) гармоник.

- При использовании заземленных источников сигнал в форме меандра позволяет совместить преимущества индукционной и гальванической мод, выполнять дистанционные зондирования и зондирования становлением поля.

- Применение прямоугольных сигналов в форме меандра (со скважностью или по схеме удвоения) позволяет выполнять изучать электрохимические свойства нижнего полупространства методом вызванной поляризации.

34

- Надежность измерений полезного сигнала в форме меандра может быть определена явно путем накопления поля со сдвигом на половину периода (измерение четной гармоники, амплитуда которой должна быть равной нулю) или путем измерения нечетных гармоник, соотношение которых поддается аналитическому расчету.

Наряду с этим, следует отметить, что применение сигналов синусоидальной формы также обладает рядом преимуществ.

- Главное преимущество сигналов синусоидальной формы заключается в линейчатом характере его спектра. Это означает, что кроме первой гармоники в его спектре нет других частот. Задавая частоту с точностью до третьего или четвертого знака после запятой с относительной погрешностью до 10-7

Гц, можно заведомо оградить получаемые результаты от ложных данных. Это преимущество синусоидальных сигналов особенно важно при проведении зондирований на дальних и сверх дальних разносах, где большинство из перечисленных выше преимуществ меандра теряют силу из-за слабого превышения сигнала над помехой.

- Сигнал синусоидальной формы практически не «загрязнен» паразитными частотами, возникающими на фронтах токовых импульсов. По этой причине применение сигналов синусоидальной формы желательно и даже необходимо, если питающая линия проходит близко к кабельным линиям связи. Паразитные частоты могут создавать ложные сигналы тревоги в линиях связи и выводить их из штатного режима работы В наибольшей мере это относится к заземленным питающим линиям. Во всех случаях вопросы побочного влияния питающих линий АВ на наземные или подземные коммуникации необходимо решать на месте с владельцами линий связи, а также путем прямых теоретических расчетов на основе имеющихся данных о расположении соответствующих коммуникаций относительно питающих линий АВ и имеющихся данных о свойствах нижнего полупространства.

35

3.2. Обзор генераторов, применяемых для глубинного зондирования

Первое в мире глубинное электромагнитное зондирование земной коры было выполнено 1946 году на акватории Финского залива и на Карельском перешейке [69]. Генераторной установкой служила батарея аккумуляторов, собранная с подводных лодок Балтийского военно-морского флота. Питающая линия АВ представляла собой медный кабель длиной 1 км, проложенный вдоль южного берега острова Кронштадт. Максимальная сила тока достигала 1000 А. Извлекаемая мощность составила примерно 200 кВт. Измерения были выполнены по морской и сухопутной трассам с максимальными разносами до 75 км. Несмотря на очевидный успех эксперимента, работы не были продолжены в связи с их высокой стоимостью. Поэтому в последующие годы приоритетное значение в глубинной электроразведке получил метод магнитотеллурического зондирования (МТЗ), основанный на использовании энергии естественных ионосферно-магнитосферных источников электромагнитного поля.

По мере развития магнитотеллурического метода становились очевидными его существенные ограничения, обусловленные жесткими рамками одномерной плоско-волновой модели Тихонова-Каньяра. Поэтому параллельно с совершенствованием теории и практики МТЗ, в том числе в применении к двух- и трехмерным моделям среды [9], развивались также методы глубинных электрических зондирований с мощными контролируемыми источниками [127, 129, 146, 152].

В 60-е – 70-е годы был выполнен ряд крупных экспериментов по глубинному зондированию земной коры на постоянном (импульсном) токе. Исследования проводились в Северной Америке [129, 149, 160]; в Западной Европе [151, 152], в Южной Африке [127, 174; 175].

Решались как научные, так и прикладные задачи. Например, электрические зондирования на северо-западе

36

США [146] проводились в связи с выбором однородных плохо проводящих блоков земной коры для расположения антенн подземной и наземной сверхнизкочастотной (СНЧ) радиосвязи. С помощью СНЧ-антенн типа «Сангвин», расположенной в районе Великих озер в США, намечалось осуществлять связь с подводными лодками в погруженном состоянии [10].

Кроме того, разрабатывались проекты подземной радиосвязи и проекты регистрации атомных взрывов на основе сейсмо-электромагнитных эффектов. Предполагалось, что средняя часть земной коры должна обладать высоким сопротивлением и служить в качестве своеобразного волновода, по которому низкочастотные электромагнитные сигналы могут распространяться с незначительным затуханием в единицы децибел на тысячу километров. Проводящими стенками волновода, ограничивающими рассеяние электромагнитной энергии, должны были служить сверху флюидсодержащие осадочные отложения, а снизу - высокотемпературная нижняя кора на глубинах 40-50 км [146].

Большое число глубинных зондирований с применением длинных заземленных линий выполнено в Южной Африке. Важным этапом явилось зондирование с использованием силовой промышленной линии электропередачи постоянного тока Кабора-Басса протяженностью 1250 км [127]. Ток амплитудой до 2950 А подавался в землю через концевые заземления ЛЭП непосредственно от тепловой электростанции путем ее вывода из работы. Выключение длилось в течение нескольких минут и это сильно затрудняло задачу обнаружения сигнала на фоне теллурических помех.

Ниже, в сводной таблице 1 приведены характеристики основных типов контролируемых источников, применявшихся для глубинных зондирований с 1946 года, а также новейших генераторов, применяемых в настоящее время. В таблице представлены характеристики генераторов серии «Энергия», детальное описание которых приведено в последующих главах.

37

Таблица 1. Технические характеристики мощных контролируемых источников поля, применявшихся ранее и применяемых в настоящее время при глубинных зондированиях земной коры

№ п/п

Марка и тип источника, год

Мощность, Сила тока Напряжение

Форма тока, частотный диапазон

Страна, район расположения (изготовления), [ссылка]

1 Аккумуляторная установка ЛГУ, 1946

100 кВт 1000 А 100 В

Постоянный ток (разнополярные импульсы)

СССР, Финский залив, ЛГУ [69]

2 СНЧ-антенна Сангвин, Стационар, ~1970

- 300А -

45-75 Гц (синус)

США, Великие озера, NAVY [133]

3 СНЧ-антенна «Зевс», стационар, 1975

2-3 МВт 200-300 А 2500 В

20-200 Гц (синус)

Россия, Североморск, ВМФ [51, 171]

4 МГД-генератор «Хибины» автономный, 1974

40 МВт 22 кА 2000 В

Однополярный импульс длительностью 5-10 с.

Россия, п-ова Средний и Рыбачий, ФИАЭ [16, 32]

5 ЛЭП ПТ «Кабора-Басса», длина АВ=1250 км, пром. электростанция, ~1975

- 3 кА -

Однополярные включения в течение нескольких минут

Южная Африка, Претория [127]

6 ЛЭП ПТ 800 кВ «Волгоград-Донбасс», длина 470 км, 1976

- 1.4 кА -

Разнополярные сигналы, период 204.8 с

Россия, Волгоград, ГИ КНЦ РАН [37]

7 «Кола», питание от 3-х фазной сети 380 В 50 Гц, 1999

50 кВт 100 А 500 В

0.1-15 Гц (синус) 0.1-300 Гц (меандр)

Россия , Санкт- Петербург, РИМР [21]

8 Т-200, питание от дизель-генератора MG-200, на платформе тягача

160 кВт 160 А 1600 В

0.001 – 165 Гц (меандр)

Канада, Торонто, Phoenix Geophysics Limited, [167]

38

Таблица 1. Продолжение

№ п/п

Марка и тип источника, год

Выходные мощность, сила тока, напряжение

Форма тока, частотный диапазон

Страна, район расположения (изготовления), [ссылка]

9 УГЭ-50 питание от дизель-генератора, шасси а/м

50 кВт 100 А 500 В

0.076–156 Гц (меандр)

Россия, Александровка, ООО Северо- Запад» [43, 119]

10 UCS-02M питание от 3-х фазной сети 380 В 50 Гц, передвижной

150 кВт 300 А -

0.01–50000 Гц (меандр)

Россия, Москва ООО «КруКо» [110]

11 «Ливадия» питание от 3-х фазной сети 380 В 50 Гц, шасси а/м, 2004

50 кВт 100 А 500 В

0.1 – 1000 Гц (меандр)

Россия, СПб НИИПТ [38]

12 «Энергия-1» питание от 3-х фазной сети 380 В 50 Гц, шасси а/м, 2006

100 кВт 150 А 500 В

0.1 – 1000 Гц (синус)

Россия, Апатиты ЦФТПЭС КНЦ РАН [22, 34, 40]

13

«Энергия-2» питание от 3-х фазной сети 380 В 50 Гц, 2009

200 кВт 300 А 1100 В

0.001–65 Гц (синус) 0.001–2000 Гц (меандр)

Россия, Апатиты ЦФТПЭС КНЦ РАН [4, 5, 102]

14 «Энергия-2М» питание от двух ген. пост. тока станции ЭРС-67 напр. 500 В 2011

29 кВт 60 А 500 В

0.1–1000 Гц (синус, меандр) Вращающаяся диаграмма напр.

Россия, Апатиты, ЦФТПЭС и ГИ КНЦ РАН [2]

15 «Энергия-3». Портативный генератор. Питание от сети 220 В, 50 Гц, 2012

2 кВт 12 А 300 В

0.1 – 1000 Гц (синус, меандр)

Россия, Апатиты ЦФТПЭС и ГИ КНЦ РАН [3]

39

Для электромагнитных зондирований на больших глубинах (до 5 км) в России был разработан ряд электроразведочных станций различных марок [23]. Обычно зондирования проводятся электроразведочными генераторными станциями ЭРС-67, ЭРСУ-71, УГЭ-50 в комплексе с измерительными станциями ЦЭС-1,2,3 и другими, смонтированными, как правило, на двух автомашинах (грузовых или легковых). На одной автомашине электроразведочной станции, называемой генераторной группой, расположены один или два генератора постоянного тока напряжением до 600 В при токе до 50 А. Генераторы можно включать последовательно или параллельно. Роторы генераторов вращаются от двигателя автомобиля через специальную коробку отбора мощности и дополнительный кардан. Выходное напряжение регулируют изменением числа оборотов двигателя автомобиля. В станции ВП-62 постоянный ток непосредственно подают в питающую линию (в землю) помощью электромагнитных контакторов. В станции ЭРС-67 постоянный ток с помощью тиристорного коммутатора, управляемого специальным транзисторным генератором, превращают в переменный ток в диапазоне частот 10-3 – 103 Гц.

Рассмотрим, например, генераторную группу УГЭ-50 [43, 119] (ОАО «Мытищинский электротехнический завод», г. Мытищи), которая предназначена для возбуждения электромагнитных колебаний различной формы (меандр, разнополярные импульсы, свип-сигнал). В качестве возбудителя поля может применяться как заземленная линия, так и горизонтальная магнитная петля. Максимальная сила тока на выходе УГЭ-50 - 100А при нагрузке до 9 Ом, 50 А при нагрузке до 20 Ом. Рабочий интервал частот составляет для меандра 0.019-312 Гц. Переключение частоты осуществляется по фиксированным значениям: 0.019, 0.038, 0.076, 0.15, 0.31, 0.62, 1.22, 2.44, 4.88, 9.76, 19.5, 39, 78, 156, 312 Гц. Аппаратура смонтирована на двух автомобилях ЗИЛ-131. Источником переменного тока является генератор АД-100 (380 В, 50 Гц)

40

работающий от дизельного двигателя смонтированного на одном автомобиле. Напряжение с генератора подается на блок стабилизации, обеспечивающий изменение напряжения на своем выходе в зависимости от изменения сопротивления нагрузки. Далее ток поступает через блок выпрямителей, блок защиты и блок фильтров в блок тиристорных коммутаторов. Этот блок состоит из 4/8 тиристоров, включенных по схеме моста. Сигнал управления поступает в блок тиристоров из задающего генератора, обеспечивающего стабилизированный по частоте сигнал типа меандр или другой выбранной формы. В результате поочередного открывания плеч моста мощный постоянный ток преобразуется в меандр. Напряжение на выходе генераторной группы до 1000 В.

ОАО «Российский институт мощного радиостроения» (ОАО «РИМР») является старейшим и одним из крупнейших предприятий России, занимающимся разработкой, производством, поставкой, внедрением и сопровождением мощной радиопередающей аппаратуры. С 1993 г. предприятие совместно с рядом научных организаций провело эксперименты по генерации и приёму электромагнитных полей КНЧ-диапазона (1 – 100 Гц), доказав возможность излучения и приёма КНЧ-сигналов на расстоянии в несколько тысяч километров (научный руководитель Л.А. Собчаков). Результатом работ стало семейство мобильных генераторов для геофизических исследований «Кола» [21].

В Геологическом институте КНЦ РАН для проведения геофизических исследований долгое время использовалась электроразведочная станция ЭРС-67 мощностью 29 кВт и с выходным напряжением 600 В. Постоянный ток с выхода генератора ПН-100 поступает на вход тиристорного коммутатора, где преобразуется в переменный ток на двух сетках частот, задаваемых кварцевым генератором. В ходе реконструкции, проведенной ОАО «НИИПТ», на базе ЭРС-67 был создан комплекс «Ливадия-2Т» с заявленной мощностью 100 кВт и током в антенне до 200 А [38].

41

В ходе испытаний генератора «Ливадия-2Т», был выявлен ряд принципиальных недостатков, которые не позволяли эксплуатировать станцию в заданных режимах, обеспечивающих выходные параметры (ток в нагрузке), соответствующие заложенным в техническом задании. Так при работе на нагрузку с комплексным RLC сопротивлением и с наведенным напряжением (на антенну – промышленную ЛЭП) происходили частые срывы коммутации и характерные отказы тиристорного выпрямителя. При подаче тока на резонансных частотах, подобранных в ходе испытательных работ, наблюдались срывы коммутации при попытках поднять выходное напряжение выше 300 В на высших частотах (15 Гц и выше). Анализ вышеизложенных признаков нестабильной работы генератора позволил сделать вывод, что причиной возникновения сбоев и отказов является влияние комплексной нагрузки на работу тиристорного регулируемого выпрямителя и инвертора на IGBT транзисторах.

С точки зрения схемотехники, спорным моментом являлось применение драйверов ключей, выполненных на дискретных элементах, при этом на каждый транзистор в полумостовом IGBT модуле работал отдельный модуль драйвера. Трансформаторы ВЧ питания драйверов имели недостатки конструкции. Обмотки не были секционированы и, вследствие этого, имели паразитную емкость между обмотками порядка 170 пФ, являющуюся дополнительным каналом проникновения ВЧ помех. В драйверах были применены неэкранированные оптопары, что также снижало надежность системы управления силовыми IGBT ключами. В качестве элементов защиты инвертора были применены ограничители перенапряжения (ОПН) с остаточным напряжением порядка 1400 В, при этом сами IGBT модули имеют величину допустимого приложенного напряжения 1200 В. При заявленной мощности станции «Ливадия-2Т» в 100 кВт, что соответствует максимальному току в нагрузке 200 А, в инверторе были применены IGBT модули на максимальный ток в 150 А.

42

Таким образом, был сделан вывод о необходимости доработки инвертора, а именно замены IGBT модулей на более мощные и современные, и усовершенствование схем управления ключами инвертора (драйверов) с использованием современной элементной базы и схемотехнических решений.

В ЦФТПЭС КНЦ РАН в ходе полной реконструкции генератора «Ливадия-2Т» был разработан и создан генератор «Энергия-1» [22, 34, 40]. Он состоит из четырех основных блоков - пассивный выпрямитель, регулятор напряжения, инвертор напряжения и система управления, регулирования, защиты и автоматики (СУРЗА).

Мощность генератора «Энергия-1» составляет 100 кВт при максимальном напряжении на выходе 500 В и токе в антенне 150 А. Форма выходного сигнала – меандр с частотой в диапазоне 0,1 – 2000 Гц. Генератор массой 500 кг монтируется в кунге автомашины ЗИЛ-131, бывшей электроразведочной станции ЭРС-67, от которой используется только генератор постоянного тока. Для компенсации индуктивности ЛЭП на верхних частотах последовательно в контур генератор-линия включаются компенсирующие емкости.

После доработки генератор формировал в нагрузке ток синусоидальной формы, используя широтно-импульсную модуляцию (ШИМ). Недостатком генератора оставалось отсутствие гальванической развязки между выходом инвертора и питающими силовыми цепями, что требовало при работах на подстанции разземления нейтрали трансформатора собственных нужд, от которого питался генератор.

Дальнейшее сотрудничество ЦФТПЭС КНЦ РАН с ГИ КНЦ РАН и ПГИ КНЦ РАН привело к созданию КНЧ генератора следующего поколения – «Энергия-2» [4, 5, 102] с выходной мощностью до 200 кВт и наличием гальванической развязки ме;ду выходом инвертора и питающей сетью. Ближайшим зарубежным аналогом разработанного генератора «Энергия-2» является электроразведочный генератор Т-200 канадской компании Phoenix Geophysics [167]. Выходной сигнал генератора

43

T-200 прямоугольный, импульсный, разнополярный с паузами и без пауз, а генератор «Энергия-2» также выдает синусоидальный сигнал. Другим отличием T-200 являются значительные массогабаритные показатели (Т-200 поставляется только в комплекте с дизель генератором мощностью 200 кВт) и высокая стоимость (порядка 700000 долларов США). Если сравнивать параметры Т-200 с параметрами генератора «Энергия-2», то можно видеть, что последний обладает рядом преимуществ, в частности по основным энергетическим параметрам (выходные мощность, напряжение и ток). В целом, анализ различных источников показывает, что прямых аналогов генератора «Энергия-2» нет ни в отечественной, ни в зарубежной практике.

Работа генератора может проводиться как в автономном режиме, так и по программе с управляющего компьютера. В автономном режиме оператор с пульта управления СУРЗА выбирает форму генерируемого сигнала, задает частоту, выходное напряжение, время генерации. В процессе генерации выходные параметры могут корректироваться без прекращения генерации. При работе под управлением компьютера работа генератора происходит по заранее написанной программе. Как показал опыт эксплуатации генератора «Энергия-2» в ходе эксперимента «FENICS-2009» [41], величина напряжения на компенсирующих емкостях на высших частотах (194 Гц) и при значительных токах в нагрузке (амплитудное значение 50 А) может достигать 8 кВ. Поэтому компенсирующие конденсаторы должны быть рассчитаны на соответствующие токи и напряжения. Номенклатура емкостей конденсаторов, при различных комбинациях их коммутации, должна перекрывать весь диапазон предполагаемых частот генерации.

Сравнительный анализ параметров рассмотренных выше и представленных в таблице 1 генераторов показывает, что среди серийных или готовых к реализации устройств отсутствуют прямые аналоги разрабатываемого генераторно-измерительного комплекса на базе генераторов серии «Энергия».

44

4. ГЕНЕРАТОР «ЭНЕРГИЯ-2» МОЩНОСТЬЮ ДО 200 КВТ

4.1. Структурная схема мощного КНЧ-СНЧ генератора для электромагнитных зондирований

Исходными данными при разработке КНЧ-СНЧ генератора Энргия-2 являлись с одной стороны его назначение и соответственно форма и электрические параметры сигнала в излучающей антенне, а с другой - конкретные условия его эксплуатации, характеристики питающей сети и нагрузки. Упрощенная структурная схема генератора приведена на рис.4.1. В качестве нагрузки генератора (излучающей антенны) используется высоковольтная линия электропередачи (ЛЭП). Питание генератора (напряжение 380 В частоты 50Гц) осуществляется от трансформатора собственных нужд (ТСН) электрической подстанции (п/с) на территории которой размещается генератор.

Требования, предъявляемые к форме выходных сигналов генераторных устройств для электромагнитных зондирований подробно рассмотрены выше в главе 2.3. Исходя из анализа достоинств и недостатков применяемых типов зондирующих сигналов, можно заключить, что разрабатываемый генератор должен позволять формировать в излучающей антенне сигнал, как синусоидальной формы, так и в форме меандра. При этом частота излучаемого генератором сигнала должна меняться в широком диапазоне: от сотых долей герца до сотен герц. Также необходимо, чтобы амплитуда выходного напряжения генератора была достаточна, для обеспечения при фиксированном суммарном активном сопротивлении излучающего контура, состоящего из сопротивлений контуров заземления подстанций, соединяемых ЛЭП, активного сопротивления проводов ЛЭП и сопротивления возвратному току, достаточной амплитуды тока в антенне (100-300 А). Для выполнения всех вышеперечисленных требований в генераторе применен управляемый высоковольтный инвертор (ВИ на рис 4.1.), выполненный по мостовой схеме, который методом широтно-импульсной модуляции (ШИМ)

45

формирует в антенне, ток необходимой формы, амплитуды и частоты. Этот принцип формирования тока произвольной формы в нагрузке широко известен [63, 85, 118] и проиллюстрирован на рис. 4.2.

Рис. 4.1. Обобщенная структурная схема мощного КНЧ-СНЧ генератора ТСН – питающий трансформатор собственных нужд электрической подстанции (п/с); ПП – повышающий преобразователь; ВВП - высоковольтный выпрямитель; ВИ – высоковольтный инвертор; ФНЧ - фильтр низких частот; СУ – согласующее устройство; СУРЗА – система управления, регулирования, защит и автоматики; Rлэп - активное сопротивление проводов ЛЭП; Lлэп - индуктивность проводов ЛЭП

Необходимым условием формирования сигнала методом

ШИМ является наличие достаточной индуктивности нагрузки. Исходя из методики расчета фильтра для ШИМ-инвертора [44] при частоте несущей модуляции 5-20 кГц и индуктивности проводов ЛЭП (Lлэп), составляющих величину порядка сотен мГн, для формирования синусоидального сигнала с коэффициентом высших гармоник не более 10% применение дополнительных фильтров низких частот (ФНЧ) не требуется. Однако для обеспечения электромагнитной совместимости (ЭМС) КНЧ-СНЧ генератора и радиорелейного оборудования, оборудования связи и автоматики действующих подстанций

46

необходимо применение фильтра подавляющего высокочастотные гармонические составляющих несущей частоты ШИМ (ФНЧ на рис. 4.1).

Рис. 4.2. Формирование в антенне тока произвольной формы методом широтно-импульсной модуляции S(t) – аналоговый сигнал, форму которого должен иметь ток в нагрузке; Uг(t) – пилообразное напряжение генератора несущей ШИМ; UВЫХ – напряжение на выходе высоковольтного инвертора; IA - форма тока в антенне (ЛЭП)

47

Согласующее устройство (СУ) предназначено для компенсации индуктивной составляющей Lлэп полного сопротивления линии на частотах выше 3 Гц, когда реактивное сопротивление линии начинает ограничивать силу тока в антенне. СУ продольной компенсации представляет собой набор конденсаторов различной емкости, коммутируемых так, чтобы суммарное реактивное сопротивление СУ совпадало с реактивным сопротивлением ЛЭП на данной частоте и наблюдался резонанс напряжений. При переходе на другую частоту генерации величина емкости СУ должна подбираться так, чтобы это условие сохранялось. При работе на частотах, когда используется СУ, ВИ переходит в режим формирования выходного напряжения в форме меандра, так как синусоидальность тока в линии обеспечивается резонансом. Более подробно вопросы ЭМС и согласования генератора с нагрузкой и рассмотрены в главе 7.

На вход ВИ постоянное напряжение величиной 1100 В поступает с выхода высоковольтного выпрямителя (ВВП). Эта величина напряжения звена постоянного тока ВИ определяет максимальную амплитуду выходного напряжения ВИ.

Повышающий преобразователь (ПП) является вторым по важности силовым блоком, входящим в состав генератора. Он выполняет две функции:

1. Повышение входного напряжения питания генератора до уровня, обеспечивающего на выходе ВВП постоянное напряжение величиной 1100 В.

2. Так как питание генератора осуществляется от трансформатора собственных нужд (ТСН) подстанции, имеющего глухозаземленную нейтраль, а один из выходов ВИ соединяется с контуром заземления подстанции, то для предотвращения короткого замыкания «вход-выход» генератора, повышающий преобразователь должен обеспечивать гальваническую развязку между входными цепями генератора и выходом ВИ.

48

При разработке генератора было проанализировано два основных схемотехнических решения повышающего преобразователя – на основе высокочастотного резонансного инвертора и на основе силового трансформатора промышленной частоты. Подробнее результаты анализа приводятся в разделе 4.3.

Формирование необходимых управляющих сигналов для всех блоков генератора, анализ информации, поступающей с различных датчиков и цепей контроля, а так же управление различными устройствами автоматики и защит осуществляются системой управления, регулирования, защиты и автоматики (СУРЗА). Кроме того, этот блок служит для управления режимами работы генератора, задания параметров генерируемого сигнала, визуального отображения информации о параметрах выходного сигнала и других величинах, значения которых необходимо контролировать в процессе работы генератора.

4.2. Высоковольтный инвертор

Рассмотрим схемотехнику высоковольтного инвертора (ВИ). Блок ВИ является особо важным звеном генератора «Энергия - 2», так как именно он определяет форму и амплитуду сигнала в антенне и, соответственно, формирует выходные энергетические параметры генератора в целом. В ходе эксплуатации блок ВИ подвергается наиболее интенсивным нагрузкам под воздействием высокого напряжения и переменного тока большой амплитуды, изменяющегося в широком диапазоне частот. Блок ВИ генератора «Энергия - 2» имеет следующие выходные характеристики:

- форма о тока в антенне произвольная, в том числе синус, усеченный синус, меандр (формируется методом ШИМ);

- величина напряжения звена постоянного тока инвертора (DC–шины), определяющая максимальное значение амплитуды выходного напряжения генератора, до 1100 В;

- действующее значение синусоидального тока в нагрузке до 300А;

49

- частота выходного сигнала регулируется в диапазоне 0.01 - 200 Гц.

Функциональная схема ВИ приведена на рис. 4.3. Полумостовые модули из двух IGBT (Insulated Gate Bipolar Transistor — биполярный транзистор с изолированным затвором) ключей включены по классической мостовой схеме. Как видно из схемы, для увеличения выходного тока IGBT модули Q1, Q3 и Q2, Q4 включены в параллель. Каждым IGBT модулем управляет собственная специализированная драйверная схема (ДРВ1-ДРВ4 соответственно). Управляющий сигнал ШИМ поступает на драйверы IGBT от блока СУРЗА. В обратном направлении передаются сигналы ошибок IGBT модулей. Конденсаторы С1-С54 включены последовательно-параллельно и образуют суммарную емкость звена постоянного тока (DC-шины) ВИ. Датчик напряжения (ДН) изолированного типа предназначен для измерения напряжения на DC-шине (UШИН) и передачи его в СУРЗА. Бесконтактные датчики тока ДТ1, ДТ2 компенсационного типа измеряют величину выходного тока каждой из включенной в параллель мостовой схемы. Эти измеренные значения используется блоком СУРЗА для контроля работы ВИ. Бесконтактные датчик тока ДТ3 используется для измерения и осциллографирования выходного тока генератора с помощью внешнего АЦП. Дроссель (LДР) является по сути выходным фильтром низких частот (ФНЧ), подавляющим в выходном токе ВИ высокочастотные гармоники несущей частоты ШИМ. Элементы Q5, Rб, ДРВ5 образуют схему ограничения напряжений (СОП).

Элементная база

В качестве силовых ключей ВИ применены высоковольтные мощные (UCEmax=1700V, Icmax = 460А) полумостовые IGBT модули 4-го поколения фирмы SEMIKRON - SEMIX653GB176HDS, в связке с интерфейсной платой и драйверами IGBT (модули SKYPER PRO). В IGBT сборках

50

SEMiX реализованы все конструктивные преимущества модулей 4-го поколения, они рассчитаны на работу в диапазоне токов 200-900 А, имеют несколько вариантов сигнального интерфейса [57, 98, 137].

Рис. 4.3. Функциональная схема высоковольтного инвертора СОП – схема ограничения перенапряжений; ДРВ1–ДРВ5 – драйверы IGBT модулей; Rб – балластное сопротивление; С1-С54 – электролитические конденсаторы звена постоянного тока инвертора; С56-С58 – снабберные емкости; Q1-Q5 – полумостовые IGBT модули; ДН – датчик напряжения; ДТ1, ДТ2, ДТ3 – датчики тока; LДР – дроссель выходного фильтра низких частот (ФНЧ); СУ– согласующее устройство

Уникальная конструкция SEMiX, использование в нем

кристаллов Trench и SPT IGBT последних поколений позволяет без проблем устанавливать эти модули в параллель [60]. Кроме

51

того, специально для совместной работы с различными версиями SEMiX был разработан драйвер SKYPER, полностью согласованный с ними по конструкции и электрическим характеристикам, что привело к появлению принципиально нового, «адаптивного» интеллектуального модуля, который условно можно обозначить как SEMiX + SKYPER [57, 137, 140, 141]. Внешний вид такой связки приведен на рис. 4.4. Различные варианты конструкции интерфейса SEMiX делают его применение чрезвычайно «гибким». SEMiX может иметь обычные штыревые выводы под пайку. Примененные модули (в обозначении присутствует буква s-spring) имеют пружинные контакты, и используются совместно с платой адаптера и драйвером SKYPER для сборки интеллектуального модуля IGBT

Рис. 4.4. Интеллектуальный адаптивный модуль SEMIX653GB176HDS + SKYPER PRO + плата адаптера

Кроме выполнения основных функций - управления

затворами и формирования изолированных напряжений питания, SKYPER PRO обеспечивает ряд дополнительных функций:

52

- защиту от выхода транзистора из режима насыщения (DESAT);

- подавление коротких импульсов; - формирование времени задержки переключения

транзисторов полумоста (deadtime); - защиту от падения напряжения питания (UVP, UVLO); - обработку и формирование сигнала неисправности.

Рис. 4.5. Функциональная схема драйвера SKYPER PRO.

Кроме того, SKYPER PRO имеет развитую схему защиты:

в состав драйвера входят блоки защиты выходных каскадов от падения напряжения (UVLO) и узлы, обеспечивающие режим плавного отключения (SSD). Также отличием SKYPER PRO является расширенный интерфейс, он имеет значительный набор контрольных входов и выходов.

Интеллектуальный силовой модуль, составленный из комбинации блоков SKYPER + плата адаптера + SEMiX, имеет ряд преимуществ по сравнению с однокорпусными интеллектуальными силовыми модулями. К ним относятся:

– полный набор защитных и сервисных функций, что выгодно отличает его от большинства интеллектуальных силовых модулей, предлагаемых на рынке;

53

– высокие потребительские свойства драйвера SKYPER, подтвержденные многолетним опытом эксплуатации драйвера SKHI 22, на основании которого он разработан;

– отличные электрические и тепловые характеристики модулей SEMiX, получаемые за счет применения новейших кристаллов IGBT-транзисторов и оптимальной конструкции модуля;

– высокая плотность тока и малые габариты преобразовательного устройства, построенного на основе описанных узлов.

Использование интеллектуальных силовых модулей особенно целесообразно в области средних и больших мощностей, где конструкционные и технологические проблемы стоят наиболее остро, а эксперименты и макетирование практически исключены. Наибольшую ценность имеют интеллектуальные модули, представляющие собой законченное схемно-конструкторское решение. Топология силовых шин, соединяющих дискретные модули, подключение драйверов к силовым модулям – труднейшая задача, и сложность ее возрастает с увеличением мощности. Даже при корректной топологии достаточно сложно обеспечить низкие значения распределенных индуктивностей шин, а от этого зависит надежность изделия. Использование интеллектуальных силовых модулей в законченной конфигурации, в которой все силовые цепи соединены и драйвер является составной частью конструкции, позволяет избежать всех перечисленных проблем [57, 137, 141].

Шины звена постоянного тока

Другой важный момент, который определял конструкцию ВИ, – топология силовых соединительных шин звена постоянного тока (DC шина). К основным требованиям, предъявляемым к шинам, относятся минимальные значения распределенных индуктивностей и сопротивлений проводников и

54

большая допустимая плотность тока в сочетании с высоким напряжением изоляции [64]. При коммутации больших токов с высокой скоростью наличие распределенную индуктивность шины питания приводит к возникновению перенапряжений на силовых ключах. Например, при отключении IGBT ключа напряжение на коллекторе возрастает на величину

( )dtdILV cb ⋅=∆ относительно напряжения шины питания VDC,

где dtdIc – скорость спада тока коллектора, Lb - индуктивность

шины питания Суммарное напряжение коллектор-эмиттер VVV DCCE ∆+= может превысить значение напряжения пробоя

и вывести транзистор из строя. Аналогичный процесс происходит при открывании транзистора, в этом случае перенапряжение вызывается скачком тока обратного восстановления Irr

оппозитного диода. Скорость изменения dirr/dtrr (Irr, trr – ток и время обратного восстановления) определяется характеристиками обратного восстановления диода.

Скомпенсировать распределенную индуктивность можно с помощью применения компланарных (плоскопараллельных) шин, работающих подобно бифилярным проводникам [59, 64]. Существуют достаточно простые правила, соблюдение которых позволяет свести к минимуму величину распределенной индуктивности шин звена постоянного тока, оказывающей наибольшее влияние на уровень перенапряжения при коммутации тока. Как показано на рис. 4.6а, величина «токовой петли», определяемая несовпадением путей протекания тока по положительному и отрицательному проводникам шины питания, непосредственно связана со значением паразитной индуктивности. Именно поэтому оптимальной считается конструкция шины (в англоязычной литературе она называется sandwich), в которой (+) и (–) терминалы расположены параллельно пути протекания тока. На величину распределенной индуктивности оказывает влияние также ориентация компонентов, расположенных по пути протекания тока, например конденсаторов DC шины. На рис. 4.6б показано, как меняется

55

площадь токовой петли при изменении расположения выводов конденсаторов звена постоянного тока: их правильная установка может снизить распределенную индуктивность более чем в 3 раза. Значение распределенной индуктивность может быть уменьшено в два раза при использовании параллельного соединения нескольких конденсаторов меньшей емкости вместо одного большого.

Рис. 4.6. Влияние площади «токовой петли» (а) и положения выводов конденсаторов (б) на величину паразитной индуктивности

В разработанной конструкции DC шины ВИ, были учтены все изложенные выше рекомендации. Использованные электролитические конденсаторы С1-С54 (рис. 4.3) типа ERH фирмы HITANO емкостью 3300 мкФ и максимальным напряжением 450 В включены последовательно по 3 шт. с использованием выравнивающих резисторов (на схеме не показаны) и собраны в четыре группы по 15 и 12 конденсаторов соответственно, таким образом, чтобы расстояние от DC шин до выводов IGBT модулей было минимальным [62, 116]. Слоеная

56

структура примененных шин приведена на рис. 4.7. Проводящие слои шины выполнены из латуни толщиной 1 мм, изолирующий слой – из текстолита толщиной 4 мм. Внешний вид блоков конденсаторов приведен на рис. 4.8.

Рис. 4.7. Конструкция шин постоянного тока ВИ: а – вид спереди; б – вид сбоку

57

Рис. 4.8. Внешний вид блоков конденсаторов в сборе

Снабберные цепи

Для снижения уровня переходных перенапряжений, которые возникают при коммутации токов, правильно спроектированная шина позволяет снизить требования к цепям подавления высокочастотных перенапряжений - снабберным цепям. Паразитные колебательные процессы наводятся в контурах, образованных распределенными параметрами элементов конструкции и компонентов схемы: индуктивностями и емкостями шин, силовых транзисторов и диодов, конденсаторов.

58

В общем случае номинал конденсатора снаббера CS

вычисляется исходя из заданного уровня перенапряжения VOS и значения энергии, запасенной в паразитной индуктивности шины Lbпри коммутации тока Ipeak:

os peak b sV I L C= .

Снабберы применяются как для ограничения переходных перенапряжений, так и для снижения динамических потерь в силовых ключах. В последнем случае цепи снабберов используются для формирования траектории переключения силовых транзисторов: емкости, установленные параллельно силовым ключам, снижают скорость нарастания напряжения, индуктивности в цепях коммутации ограничивают скорость нарастания тока.

Конфигурация снабберной схемы зависит от многих параметров — типа силовых модулей, рабочей частоты и параметров нагрузки. Практически все современные транзисторы и модули IGBT имеют прямоугольную область безопасной работы (ОБР, или SOA – Safe Operating Area), т.е. допускают работу в режиме «жесткого переключения», когда коммутируется максимальный ток и напряжение. В этом случае главная задача снабберов – ограничение переходных перенапряжений. Простейший снаббер представляет собой низкоиндуктивный пленочный конденсатор, установленный параллельно шинам питания модуля полумоста. Именно такой вариант рекомендуется для безопасной эксплуатации силовых модулей SEMIKRON [164]. Конструкция снабберного конденсатора должна обеспечивать не только минимальную распределенную индуктивность, но и удобство подключения к терминалам силового модуля. В нашем случае в качестве снабберных емкостей (С55–С59 на рис. 4.3) применены специализированные низкоиндуктивные конденсаторы EPCOS B32656S1684K561- -1600В-0.68 мкФ. Ориентировочно в рассматриваемой конструкции паразитная индуктивность составляет величину 50 нГн. При этом уровень перенапряжения:

59

os

50нГн400

0.68мкФV = = 108 В,

что вполне допустимо для модулей класса 1700 В при напряжении DC шины равном 1100 В.

Параллельное соединение силовых модулей

Параллельное соединение чипов и силовых ключей является основным способом наращивания мощности электронных модулей и преобразователей. В современной силовой электронике в первую очередь это относится к транзисторам с изолированным управляющим затвором – MOSFET и IGBT. Даже одиночный кристалл содержит множество параллельно соединенных ячеек затворов. Практически любой модуль с изолированным затвором и достаточно высоким током коллектора представляет собой параллельное включение силовых чипов, выполненное внутри корпуса модуля. Дальнейшее наращивание мощности достигается с помощью соединения силовых модулей. Невозможно до бесконечности увеличивать площадь кристалла или повышать плотность тока – при этом неизбежно сокращается выход годных модулей при производстве и становится невозможным эффективный отвод тепла с единицы площади.

Разработчики силовых кристаллов постоянно совершенствуют технологии, стремясь к снижению потерь и увеличению допустимой токовой нагрузки. Однако все имеет свои физические ограничения, и сегодня классические технологии производства MOSFET/IGBT близки к пределу возможностей по уменьшению потерь проводимости и переключения. Параллельная работа ключей в импульсных режимах создает ряд проблем, главная из которых – необходимость статической и динамической токовой балансировки. Объединение АС выходов при параллельном соединении полумостовых каскадов также представляет

60

известную проблему [60]. Прежде всего, это связано с тем, что при наличии достаточно большой разницы во времени задержки переключения один из параллельных ключей может оказаться перегруженным по выходному току. Такая ситуация наблюдается, например, если в каждом из параллельно включенных модулей используется раздельный драйвер, как в схеме ВИ генератора «Энергия-2». В этом случае для равномерного распределения токов можно использовать симметрирующие индуктивности, как показано на рис. 4.9. Индуктивности предотвращают и возникновение уравнивающих токов.

Рис. 4.9. Объединение выходов параллельно соединенных полумостов через уравнивающие дроссели

В тех случаях, когда динамические характеристики

параллельных модулей достаточно хорошо согласованы, удается обойтись без использования выходных дросселей. Однако при этом особое внимание необходимо уделить топологии объединительной шины. Асимметрия подключения выходов силовых ключей может привести к возникновению паразитных генераций, выравнивающих токов и перегрузке одного из модулей. При разработке ВИ генератора «Энергия-2», кроме симметричной топологии подключения силовых ключей к

61

выходу инвертора, применен оригинальный алгоритм управления ключами, предусматривающий поочередное опережающее открытие и запирание ключей модулей в двух соседних циклах. В одном периоде с опережением открываются и закрываются ключи модулей Q1, Q2, в следующем – Q3, Q4.

Схема ограничения перенапряжений

Величина индуктивности ЛЭП, являющейся нагрузкой КНЧ-СНЧ генератора зависит от длины и типа линии и составляет величину 0.1 – 0.3 Гн. При низком активном сопротивлении ЛЭП квазипостоянный ток в линии (при работе на крайне низких частотах) достигает 150 – 300 А. При этом накопленная индуктивная энергия ЛЭП будет составлять величину порядка 6 кДж. При коммутации ключей ВИ эта энергия переходит в электрическую энергию конденсаторов звена постоянного тока инвертора, вследствие чего в DC-шине питания могут возникать значительные перенапряжения, способные вывести из строя IGBT модули инвертора. Расчет перенапряжений на шине питания ВИ генератора «Энергия-2», использующего в качестве антенны ЛЭП Л-401 «Колэнерго», показал, что при токе в нагрузке, превышающем 300 А, уровень напряжения в цепи питания ВИ достигает величины 1800 В, что превышает максимально допустимый уровень напряжения используемых IGBT модулей и может вывести из строя как модули, так и конденсаторы DC-шины. Существует несколько способов борьбы с описанными перенапряжениями.

1. Установка параллельно выходу ВИ разрядника. Это наиболее простой способ, но он имеет такие недостатки, как нестабильность порога срабатывания и короткое замыкание выхода ВИ при каждом срабатывании разрядника. Поэтому его применение недопустимо.

2. Применение нелинейных ограничителей перенапряжений (ОПН). Данный тип защиты можно считать эффективным, поскольку ОПН имеет большую степень

62

нелинейности (в современных ОПН степень нелинейности достигает 30), ОПН могут поглощать импульсы с большими значениями тока и энергии. Так как перенапряжения возникают при каждом переключении инвертора, применение ОПН недопустимо из-за ограниченной энергии рассеиваемой этими элементами.

3. Конденсаторы питания ВИ. Емкость конденсаторов питания должна быть пропорциональна энергии, накопленной в индуктивности ЛЭП. Использование конденсаторов имеет важное преимущество - вся энергия магнитного поля индуктивности ЛЭП практически без потерь переходит в электрическую энергию конденсаторов шины питания и используется инвертором сразу после противотока самоиндукции нагрузки. Но данный способ борьбы с перенапряжениями требует применения большого количества конденсаторов и соответственно усложняет конструкцию и стоимость ВИ. Кроме того, электролитические конденсаторы шины питания ВИ практически неспособны поглотить сильноточные выбросы, возникающие например, при перенапряжении, вызванным коротким замыканием в соседней линии.

4. Применение гасящего резистора, рассеивающего энергию в виде тепла. Этот способ эффективен при относительно больших временах возникновения перенапряжений. Способ имеет ряд недостатков с точки зрения усложнения конструкции ВИ необходимостью применения сильноточного IGBT транзистора, снабберных цепей и хорошо охлаждаемой резистивной нагрузки. При слишком большом токе разряда конденсаторов питания балластный резистор представляет собой источник мощных импульсных помех, а при слишком низком - не может рассеять всю энергию индуктивного выброса. В то же время, это единственный способ защиты выхода ВИ от напряжения наведенного соседними ЛЭП, превосходящего по величине напряжение питания звена постоянного тока инвертора.

В генераторе «Энергия-2» совместно применены 2-й, 3-й и 4-й способы защиты ВИ от перенапряжений: конденсаторы звена

63

постоянного тока С1–С54 имеют значительную суммарную емкость (20 мФ), параллельно выходу ВИ подключен ОПН и имеется схема ограничений перенапряжений (СОП) на основе балластного сопротивления.

В состав СОП входят диодно-транзисторный IGBT модуль (Q5 на рис. 4.3) со своим драйвером ДРВ5. Принцип работы СОП состоит в том, что при превышении напряжением на DC-шине питания ВИ некоторого порогового уровня (задается системой управления СУРЗА), IGBT ключ открывается, и вся энергия рассеивается на гасящем балластном резисторе Rб. Так же СОП, как отмечалось выше, обеспечивает защиту и от наведённого напряжения в антенне, превосходящего напряжение питания инвертора.

В качестве силового ключа в СОП использован модуль SEMIX653GAL176HDS (UCE max =1700 В, IC max = 460 А), а задача управления срабатыванием СОП возложена на блок СУРЗА, что позволяет выставлять порог срабатывания СОП, а также осуществлять принудительную коммутацию транзистора СОП, например, для разряда конденсаторов DC-шины после выключения инвертора.

Все элементы ВИ размещены в одном шкафу (стойке), оснащенном системой принудительного воздушного охлаждения. Внешний вид высоковольтного инвертора генератора «Энергия-2» приведен на рис. 4.10.

Оптимизация тепловых характеристик

Тепловой расчет силового каскада – один из важнейших этапов процесса разработки. Он позволяет подтвердить правильность выбора и применения электронного компонента и во многом определяет надежность работы устройства [165]. Сложность выбора компонента заключается и в том, что желательно максимально использовать его нагрузочные характеристики и не переплачивать за неоправданный запас по мощности.

64

Рис. 4.10. Внешний вид шкафа высоковольтного инвертора генератора «Энергия-2»: а – общий вид, б – вид со снятой боковой стенкой

В работе [4] приведен ручной расчет мощности потерь и

теплового режима для IGBT модулей SEMIX653GB176HDS использованных в высоковольтном инверторе генератора «Энергия-2». Основные результаты расчета:

- общие тепловые потери в инверторе: PΣ = 2145 Вт; - критическая температура теплостока IGBT модуля в

номинальном режиме работы Ts = 47 °С. Как видно из расчета, приведенного в [4], проектирование

силового каскада является сложным и ответственным процессом, требующим от современного разработчика большого объема знаний и опыта. Автоматизированные средства, позволяющие решать большинство поставленных задач, способны оказать неоценимую помощь при разработке и свести к минимуму

65

ошибки проектировщика. Тенденции современного рынка силовой электроники - сокращение сроков проектирования, рост мощностей и усиление требований по надежности - делают невозможным процесс разработки без специализированного программного обеспечения.

Одной из самых интересных программ, предназначенных для расчета режимов работы компонентов силовой преобразовательной техники, является программа SemiSel, разработанная специалистами компании SEMIKRON. На момент написания этого материала в интернете доступна бесплатная on-line версия SemiSel 4.1.2 [163].

Среди аналогичных продуктов других производителей SemiSel следует признать наиболее автоматизированной, точной и простой в использовании программой, так как она пригодна для анализа большинства существующих практических схем, позволяет оптимально выбрать режимы работы и условия охлаждения и требует от пользователя ввода только числовых исходных данных. Следует отметить, также, что точность расчета очень высока, так как тепловые модели силовых модулей, сами модули и программа разрабатывались одной и той же фирмой-производителем [65].

Ниже приведены результаты расчета тепловых характеристик ВИ проведенных c помощью программы SemiSel, при тех же начальных условиях, которые использовались в ручном расчете по классической методике. Основные результаты расчета (PΣ = Ptot = 2062 Вт и Ts = 50 °С) практически совпадают с приведенными выше результатами ручного расчета.

66

4.3. Варианты схемотехнического решения повышающего преобразователя

Как отмечалось ранее, при разработке и создании КНЧ–СНЧ генератора «Энергия-2», были выбрано и реализовано два альтернативных схемотехнических решения повышающего преобразователя: на основе силового трансформатора и на основе

67

резонансного высокочастотного инвертора. Каждый из этих вариантов имеет свои достоинства и недостатки.

4.3.1. Повышающий преобразователь на основе резонансного инвертора

Функциональная схема генератора с ПП на основе резонансного инвертора представлена на рис. 4.11.

Рис. 4.11. Функциональная схема генератора с повышающим преобразователем на основе резонансного инвертора ВАВ – входной автоматический выключатель; ВК – входной контактор; ДТВМ – диодно-тиристорный выпрямительный модуль; Lдр – сглаживающий дроссель; ИНВ – резонансный инвертор; БУРИ – блок управления резонансным инвертором, РК – резонансный контур, ПВЧТ- повышающий высокочастотный трансформатор, ВЧВП - высокочастотный выпрямитель, ВИ - высоковольтный инвертор, СУРЗА – система управления, регулирования, защиты и автоматики

68

Входное трехфазное напряжение сети 380 В после защитного аппарата - входного автоматического выключателя (ВАВ) поступает на входной контактор (ВК). Входной контактор управляется сигналом от блока СУРЗА и предназначен для подачи и снятия входного переменного напряжения, питающего всю силовую часть генератора. С ВК напряжение поступает на диодно-тиристорный выпрямительный модуль (ДТВМ), который предназначен для выпрямления сетевого напряжения и осуществления так называемого «мягкого старта». После подачи напряжения на ДТВМ происходит заряд емкостей питания инвертора (ИНВ) через ограничивающий зарядный резистор по цепочке – силовые диоды, сопротивление, зарядные диоды. После достижения напряжением на питающих емкостях ИНВ номинального значения 530 - 550 В, открываются тиристоры ДТВМ и шунтируют зарядную цепочку. В рабочем режиме потребляемый ток протекает по цепи – силовые диоды ДТВМ – нагрузка (ИНВ) – открытые тиристоры ДТВМ. Выпрямленное напряжение поступает на сглаживающий LC фильтр, состоящий из сглаживающего дросселя Lдр и емкостей шины звена постоянного тока ИНВ. В состав резонансного инвертора входят четыре полумостовых IGBT модуля, включенные по два в параллель, плата драйверов IGBT ключей, емкости питания, снабберные конденсаторы. Выход инвертора через резонансный контур (РК) нагружен на повышающий высокочастотный трансформатор (ПВЧТ). Частота переключения инвертора определяется параметрами резонансного контура (L = 10.5 мкГн, С = 4.7 мкФ) и составляет 22.3 кГц. С выхода ПВЧТ напряжение поступает на высокочастотный выпрямитель (ВЧВП), на выходе которого формируется постоянное напряжение величиной 1100 В. Сглаживающими емкостями являются конденсаторы питания высоковольтного инвертора (ВИ) Блок управления резонансного инвертора (БУРИ) формирует все требуемые управляющие сигналы для ИНВ и ДТВМ, а также постоянные питающие напряжения необходимые для работы узлов и блоков повышающего преобразователя.

69

Схемотехника резонансного инвертора

Современные требования к силовой электронике заставляют искать пути повышения эффективности, надежности, снижения массы и габаритов аппаратуры. Достижения требуемых параметров можно добиться за счет использования инверторов - схемных решений с преобразованием предварительно выпрямленного сетевого напряжения в высокочастотный сигнал и его последующей трансформацией на частоте преобразования. Применение инверторов позволяет значительно снизить массогабаритные показатели выходного трансформатора преобразователя.

Общим недостатком инверторной схемотехники является то, что увеличение частоты переключения в преобразователях с формой токов и напряжений, близкой к прямоугольной, приводит к росту динамических потерь за время перехода ключевого элемента из закрытого состояния в открытое и обратно. Для уменьшения негативных эффектов ключевого режима предложено большое число различных оригинальных решений, но в инверторной технике в последнее время все большую популярность приобретают резонансные и квазирезонансные преобразователи [85, 122, 166, 168]. Для повышающего преобразователя КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-2» был разработан инвертор с последовательным резонансным контуром, функциональная схема которого (рис. 4.11) была рассмотрена выше.

Преобразователи с последовательным колебательным контуром формируют сигналы тока и напряжения близкой к синусоидальной формы, что обуславливает следующие их преимущества в сравнении с классическими импульсными преобразователями с прямоугольной формой сигналов:

- возможность переключения транзисторов при нулевых токах и напряжениях, что приводит к снижению динамических потерь и к существенному повышению общего КПД преобразователя;

70

- облегченный режим работы выпрямителя на входе инвертора генератора вследствие «мягкого» восстановления диодов;

- наличие последовательного резонансного контура придает преобразователям свойства естественного ограничения тока, мягкость выходной характеристики и возможность их параллельной работы на общую нагрузку с максимальным КПД;

- возможность регулировки выходного напряжения путем изменения частоты преобразования.

Разработка конструкции блока резонансного дросселя и

повышающего трансформатора

Важнейшим элементом резонансного инвертора, определяющим частоту преобразования, является резонансный контур (РК на рис. 4.11), состоящий из последовательно включенных емкости и индуктивности. Значение резонансной индуктивности определяется индуктивностями резонансного дросселя и первичной обмотки высоковольтного трансформатора. В последовательном резонансном инверторе элементы резонансного контура аккумулируют полную энергию преобразования, поэтому должны быть рассчитаны на пропускание этой энергии. Конденсаторы с требуемыми характеристиками выпускаются промышленностью. Резонансный дроссель должен быть спроектирован и изготовлен для каждого конкретного инвертора, так как его параметры и конструкция определяются резонансной частотой, величиной пропускаемой энергии и значением максимального тока в обмотках, а также схемой соединения с первичной обмоткой высоковольтного трансформатора. На рис. 4.12 показана такая схема соединений для разработанного инвертора.

Для уменьшения максимальных токов через обмотки дросселя и трансформатора была реализована двухканальная схема. Параллельно включенные вторичные обмотки трансформаторов Т1 и Т4 подключены к одному выводу

71

Рис. 4.12. Схема соединений обмоток резонансного дросселя и высоковольтного трансформатора

высокочастотного выпрямителя (ВЧВП), а Т2 и Т3 соответственно ко второму выводу ВЧВП. Первичные обмотки обеих пар трансформаторов включены параллельно. Таким образом, через каждую обмотку резонансного дросселя протекает лишь четверть максимального тока нагрузки резонансного инвертора.

Расчет дросселя опирался на следующие исходные данные:

- резонансная частота порядка 20 кГц; - максимальный ток нагрузки 600 А; - максимальная индукция в магнитопроводе резонансного

дросселя Bm < 0.4 Тл; - средняя плотность тока в обмотках 4 А/мм2 (охлаждение

дросселя – масляное); - значение емкости резонансного конденсатора 4.7 мкФ,

номинальная реактивная мощность 1.5 Мвар. Исходя из этих данных был изготовлен резонансный

дроссель с броневым магнитопроводом, состоящим из восьми П-образных ферритовых сердечников с полным сечением

72

центрального стержня 1680 мм2. Центральный стержень имеет немагнитный зазор высотой 24 мм, рассчитанный из условий необходимой индуктивности дросселя. Обмотка содержит четыре секции L1, L2, L3 и L4, каждая из которых имеет шесть витков, выполненных из четырех параллельных проводников прямоугольного сечения 2x5 мм. Такая конструкция обмотки обусловлена стремлением минимизировать потери из-за скин-эффекта и эффекта близости. На рис. 4.13 представлен эскиз первоначально изготовленного резонансного дросселя.

Рис. 4.13. Эскиз резонансного дросселя

Высоковольтный трансформатор имеет аналогичный магнитопровод и также четырехсекционную обмотку. Для

73

уменьшения длины шин, соединяющих выводы, дроссель и трансформатор объединены в блочную конструкцию, размещенную в герметичном стальном баке, залитом трансформаторным маслом, которое обеспечивает изоляцию витков и отвод выделяющегося тепла. На рис. 4.14 представлен общий вид этой блочной конструкции.

Рис. 4.14. Внешний вид блока дроссель-трансформатор

После изготовления и натурных испытаний повышающего

преобразователя генератора выяснилось, что потери в данном варианте резонансного дросселя недопустимо велики и это приводит к значительному нагреву всей блочной конструкции.

Были приняты следующие решения: 1. разработать систему принудительного охлаждения

масла в блоке дроссель-трансформатор;

74

2. провести оптимизирующие расчеты резонансного дросселя, позволяющие снизить потери без внесения существенных изменений в блочную конструкцию.

Первоначально был проведен анализ причин, приводящих к возникновению потерь и нагреву конструкции. Причинами высокочастотных потерь в магнитных системах переменного тока являются [47, 131, 134, 156, 161, 170]:

1. Эффект близости и скин-эффект, являющийся частным случаем эффекта близости. Под действием переменного магнитного поля, созданного вблизи проводников, на их поверхности возникают токи, генерирующие магнитное поле противоположное первоначальному, которое «вытесняет» ток из внутренней области самого проводника и соседних проводников. Эффект близости вызывает дополнительные потери в проводниках находящихся в непосредственной близости от других проводников. Эти потери являются результатом вихревых токов, создаваемых в проводнике под действием токов протекающих в близлежащих проводниках. Потери от эффекта близости и скин-эффекта всегда суммируются с активными потерями в проводнике. В обмотках магнитных компонентов, проводящих высокочастотные токи, потери в проводнике начинают заметно увеличиваться, когда толщина проводника обмотки становится соизмерима с глубиной скин-слоя высокочастотного тока. Глубина скин-слоя в меди при температуре 100°С на частоте 20 кГц составляет 0,5 мм. Именно для борьбы с этими явлениями была разработана многослойная конструкция резонансного дросселя с плоскими обмотками.

2. Концевой эффект возникает из-за неравномерности магнитного поля на концах обмоток трансформаторов и дросселей. Он вызывает изменение потерь в зависимости от размеров обмотки, расположения и геометрии сердечника магнитопровода вблизи от концов обмотки. Этот вид потерь не анализировался из-за ограничений применяемых инструментов расчета.

75

3. Присутствие дискретных воздушных зазоров в сердечнике создает магнитные поля, не параллельные оси обмотки, которые, пересекая обмотки, наводят дополнительные вихревые токи, вызывающие потери. Этот эффект часто является главенствующим в высокочастотных трансформаторах и дросселях с немагнитным зазором в сердечнике.

Если требуемый воздушный зазор в дросселе и трансформаторе будет находиться вне обмотки, генерирующей магнитное поле, то в обмотке не будет возникать значительных возмущений магнитного поля и, соответственно, дополнительных потерь. Однако, в этом случае возникают потери в проводниках и конструкциях, расположенных рядом с дросселем.

Другая возможность снижения потерь данного типа – использование нескольких дискретных зазоров, равномерно распределенных вдоль обмотки. Потери уменьшаются приблизительно пропорционально кубу от числа используемых зазоров.

4. Любой проводник, расположенный в области воздействия силового поля трансформатора или дросселя, работающего на высокой частоте, будет причиной потерь, вызванных вихревыми токами. Обычно этот эффект проявляется в чрезмерно толстых электростатических экранах, в выводах обмоток расположенных вблизи или проходящих через область сильных полей, в металлических креплениях и обоймах вблизи обмоток или около зазора в сердечнике.

Анализ показывает, что для оценки потерь необходимо провести численный расчет магнитного поля дросселя с учетом всех влияющих факторов. Такой расчет можно провести с помощью компьютерных программ моделирования электромагнитных полей методом конечных элементов.

В настоящее время существует большое количество программных комплексов конечно-элементного моделирования физических полей. Самая известная система Ansys стала промышленным стандартом. Появились также отечественные разработки, например программа Elcut фирмы Тор. Эти

76

программы применяются промышленными предприятиями, что обуславливает их высокую стоимость. Однако, существует также большое количество бесплатных аналогов, которые, несомненно, уступают в функциональности и точности, не обеспечены мощной технической поддержкой, но вполне могут применяться для оценочных расчетов. Примером такой программы является FEMM (Finite Element Method Magnetics – магнитные расчеты методом конечных элементов), которая позволяет создавать модели для расчета плоскопараллельных или осесимметричных стационарных и квазистационарных магнитных полей и определять дифференциальные и интегральные параметры поля [135]. При расчете с использованием этой программы необходимо осознавать ограничения двухмерной постановки задачи, например, неучтенность концевых эффектов и влияния неплоскопараллельности поля цилиндрической катушки.

Полученные результаты имеют значение при сравнении различных вариантов конструкции дросселя для поиска оптимального решения с минимальными потерями, поэтому вначале был произведен расчет реализованного варианта резонансного дросселя. На рис. 4.15 представлена геометрическая модель этого дросселя с нанесенной сеткой конечных элементов (иллюстрация, в реальном расчете сетка конечных элементов значительно мельче, кроме того, для наглядности наложено изображение витков обмотки).

Геометрическая модель состоит из области внутри и вне дросселя со свойствами, соответствующими магнитным свойствам воздуха – 1=µ ; магнитопровод представлен как непроводящий материал с магнитной проницаемостью 2000=µ ; катушка состоит из 16 дисковых обмоток, содержащих по 6 витков провода из меди ( 61058⋅=σ См/м) по которым протекает ток, равный 1/16 максимального тока нагрузки, т.е. 37.5 А. Глубина модели обусловливается толщиной магнитопровода и составляет 60 мм. Это значение используется при вычислении интегральных параметров магнитного поля, в частности, мощности полных потерь.

77

Рис. 4.15. Геометрическая модель резонансного дросселя выполненная в программе FEMM

Анализ результатов моделирования показал, что потери в

дросселе при максимальном токе нагрузки превышают 10 кВт, максимальная индукция в магнитопроводе достигает значений 0.8 Тл, а скин-эффект и эффект близости приводят к неравномерному распределению тока по сечению проводников обмотки - максимальная плотность тока на отдельных участках превышает 560 А/мм2. Для снижения потерь были проверены различные варианты конструкции резонансного дросселя. Так, если расположить немагнитный зазор на крайних стержнях магнитопровода, можно добиться снижения потерь в обмотке дросселя, возникающих за счет эффекта влияния составляющих магнитного поля зазора, непараллельных осям обмоток. Однако в этом случае резко возрастают потери в соединительных шинах и конструкционных деталях блока дроссель-трансформатор. Наилучшего результата можно добиться, увеличивая число немагнитных зазоров, одновременно уменьшая их ширину для сохранения значения индуктивности дросселя (в первоначальном варианте индуктивность дросселя имела значение 7 мкГн). После

78

многовариантного анализа была определена оптимальная конструкция дросселя с симметричным расположением немагнитных зазоров и обмотки, эскиз которой представлен на рис. 4.16.

Ширина эквивалентного зазора имеет значение порядка 20 мм, при этом рассчитанная индуктивность дросселя имеет значение 10 мкГн (измеренное значение индуктивности дросселя после настройки на резонансную частоту оказалось равным 10.5 мкГн).

Рис. 4.16. Эскиз окончательного варианта резонансного дросселя

Проведем сравнительный анализ картин магнитного поля

двух вариантов дросселя, полученных в результате моделирования. На рис. 4.17 представлены картины силовых линий магнитного поля. Картина поля симметрична относительно двух осей, поэтому показана только верхняя левая четверть модели дросселя. Из рисунка видно, что в первом варианте дросселя (рис. 4.17а) все магнитное поле ограничено пределами магнитопровода дросселя, не приводя к потерям в окружающих

79

проводниках, но поле в зазоре пересекает витки обмоток, вызывая дополнительные потери за счет вихревых токов. Во втором варианте (рис. 4.17б), часть поля покидает пределы магнитопровода, приводя к нагреву шин и деталей конструкции блока дроссель-трансформатор, в частности стенок стального бака. Для уменьшения этого влияния в баке размещен экран из тонкой медной фольги. В то же время, густота линий магнитного поля, пересекающего обмотку, значительно меньше, что приводит к уменьшению вихревых потерь в витках обмотки.

Рис. 4.17. Картина силовых линий магнитного поля

На рис. 4.18 показаны картины магнитной индукции.

Максимальное значение индукции для первого варианта (рис. 4.18а), как уже было сказано, превышает значение 0.8 Тл, во втором (рис. 4.18б) индукция снижена до 0.5 Тл. Более темные участки соответствуют большим значениям магнитной индукции. Распределение поля во втором случае более равномерное.

На рис. 4.19 продемонстрирована неравномерность распределения плотности тока в обмотках дросселя вследствие эффекта близости. В оптимизированном дросселе (рис. 4.19б) распределение тока по виткам более равномерное, максимальная плотность снизилась более чем в два раза и составила 265 А/мм2.

80

Рис. 4.18. Картина магнитной индукции поля

Рис. 4.19. Картина распределения плотности тока в обмотках дросселя

Наиболее важным результатом явилось значительное

снижение потерь в дросселе. Потери уменьшились более чем в пять раз, и составили величину менее 1800 Вт. Выделяемое при

81

этом тепло отводится из блока с помощью системы принудительного масляного охлаждения, удерживая температуру в допустимых пределах.

Элементная база повышающего преобразователя на основе

резонансного инвертора

При реализации ПП на основе резонансного инвертора были учтены все последние рекомендации по применению силовых управляемых ключей и других электронных компонентов в преобразователях большой мощности [61-64, 98, 111, 116, 126, 139, 140] и использована современная элементная база.

1. В диодно-тиристорном выпрямительном модуле (ДТВМ) :

- три диодно-тиристорных модуля SKKH323/16E (Imax = 320А, Umax = 1400В)

- драйвер диодно-тиристорных модулей SKHIT01[169].

2. В инверторе (ИНВ): - в качестве силовых ключей применены четыре

полумостовых IGBT модуля CM600DU-24NF фирмы MITSUNBISHI (Imax = 600А, Umax =1200В);

- в качестве конденсаторов звена постоянного тока инвертора конденсаторы фирмы EPCOS B43458A-400В-2200мкФ [123]. Конденсаторы включены по два последовательно и по 20 шт. в параллель (всего 40 элементов);

- снабберные емкости B32656S7125K561 EPCOS [164]; - в качестве драйверов IGBT модулей инвертора

разработана новая плата на основе микросхем логики и сигнальных трансформаторов серийных драйверов CONCEPT [140]. Принципиальная схема платы приведена в работе [102].

- в качестве резонансной емкости применен конденсатор К78-21А-1000В-4,7мкФ.

3. В высокочастотном выпрямителе (ВЧВП) применены четыре диодных модуля SKKE330F17 (Imax = 330А, Umax = 1700В).

82

Конструкционные и схемотехнические решения

При разработке повышающего преобразователя на основе резонансного инвертора были учтены все новейшие мировые достижения в области схемотехники, выборе элементной базы и разработке технологического исполнения узлов и блоков ПП. Подробно необходимые конструкционные требования при разработке высокочастотных преобразователей большой мощности рассмотрены выше при описании высоковольтного инвертора генератора «Энергия-2» в разделе 4.2, поэтому здесь лишь перечислим главные:

- для компенсации распределенной индуктивности силовых соединительных шин инвертора в блоках питающих емкостей применены копланарные (плоскопараллельные) шины, работающие подобно бифилярным проводникам;

- использованные электролитические емкости включены последовательно по 2 шт. с использованием выравнивающих резисторов и собраны в 2 группы по 20 конденсаторов, таким образом, чтобы расстояние от DC шин до выводов IGBT модулей было минимальным;

- в инверторе использовано параллельное соединение IGBT модулей, что является основным способом наращивания мощности преобразователей;

Кроме того, для уменьшения потерь на скин–эффект в силовых проводниках инвертора по которым протекает высокочастотный ток, и которые невозможно из-за конструкционных ограничений выполнить в виде медных шин, применены кабели из литцендрата [82] (жгута изолированных проводов).

Конструкция повышающего преобразователя на основе

резонансного инвертора

Конструкция повышающего преобразователя представляет собой стандартную стойку (шкаф), имеющую несущий каркас. На

83

этом каркасе закреплены все конструкционные блоки и модули преобразователя. Внешний вид собранного блока повышающего преобразователя приведен на рис. 4.20. На рис. 4.21 приведен сборочный чертеж повышающего преобразователя (вид справа) из комплекта эскизной конструкторской документации. Узлы и блоки ПП для наглядности пронумерованы и обозначены выносками. На чертеже не показана система принудительного масляного охлаждения маслонаполненного бака.

Рис. 4.20. Внешний вид блока повышающего преобразователя на основе резонансного инвертора

84

Рис. 4.21. Сборочный чертеж повышающего преобразователя (вид справа) 1 - входной контактор; 2 - блок управления повышающим преобразователем; 3 - маслорасширительный бачок; 4 - резонансный конденсатор; 5 - вентилятор охлаждения резонансного конденсатора; 6-маслонаполненный бак резонансного дросселя и повышающего высокочастотного трансформатора; 7 - сетевые дроссели; 8 - вентиляторы охлаждения сетевых дросселей; 9 - зарядные сопротивления; 10 - сборка конденсаторов питания резонансного инвертора; 11 - силовые IGBT модули; 12 - радиатор охлаждения; 13 - высокочастотный выпрямительный модуль; 14 - кожух вентилятора; 15 - вентилятор охлаждения радиатора

85

4.3.2. Повышающий преобразователь на основе трехфазного силового трансформатора

Структурная схема КНЧ-СНЧ генератора с повышающим преобразователем на основе трехфазного силового трансформатора приведена на рис. 4.22.

Сетевое трехфазное напряжение 380 В 50 Гц после входных цепей коммутации (ВЦК) поступает на повышающий трехфазный трансформатор (ПТТ). Выходное напряжение ПТТ (действующее значение 780 В) поступает на высоковольтный выпрямитель (ВВ). Выпрямленное напряжение сглаживается индуктивно емкостным фильтром состоящим из дросселя высоковольтного выпрямителя и конденсаторов шины питания (звена постоянного тока) высоковольтного инвертора. Таким образом, на входе ВИ формируется постоянное напряжение величиной 1100 В.

Рис. 4.22. Структурная схема КНЧ-СНЧ генератора с преобразователем на основе повышающего трехфазного силового трансформатора ВЦК – входные цепи коммутации; ПТТ – повышающий трехфазный трансформатор; ВВ – высоковольтный выпрямитель; ВИ – высоковольтный инвертор, СУРЗА – система управления, регулирования, защиты и автоматики

86

4.3.3. Исследование и анализ двух альтернативных схем повышающего преобразователя

Экспериментальные исследования КНЧ-СНЧ генераторов с повышающим преобразователем, выполненным по двум различным схемам, показали следующее. Применение высокочастотных инверторов позволяет значительно снизить массогабаритные показатели выходного трансформатора, работающего на высокой частоте (десятки кГц). Для уменьшения динамических потерь в преобразователе такого типа было проведено экспериментальное исследование работы повышающего преобразователя на основе резонансного инвертора. Достоинства и практическая реализация такого решения рассмотрены выше в главе 4.3.1.

В тоже время такое схемотехническое решение имеет и свои недостатки. Недостатком использования высокой частоты переключения в инверторе ПП являются высокие тепловые потери в высокочастотном резонансном дросселе и повышающем высокочастотном трансформаторе. Основными причинами, приводящими к возникновению потерь и нагреву конструкции этих блоков, являются:

- скин-эффект, являющийся частным случаем эффекта близости. Под действием высокочастотного магнитного поля ток вытесняется на поверхность проводников обмоток дросселя и трансформатора, за счет чего снижается эффективное сечение проводников и вызывает их нагрев. Кроме этого в проводниках и окружающих металлических конструкциях высокочастотным полем генерируются вихревые токи, также вызывающие тепловые потери;

- концевой эффект, возникающий из-за неравномерности магнитного поля на концах обмоток трансформатора и дросселя, вызывающий изменение потерь в зависимости от размеров обмотки, расположения и геометрии сердечника магнитопровода вблизи от концов обмотки;

87

- присутствие дискретных воздушных зазоров в сердечнике дросселя создает магнитные поля, не параллельные оси обмотки, которые, пересекая обмотки, наводят дополнительные вихревые токи, вызывающие потери. Этот эффект часто является главенствующим в высокочастотных трансформаторах и дросселях с немагнитным зазором в сердечнике.

К недостаткам конструкции генератора с таким типом ПП относится также необходимость создания блоков, которые не выпускает промышленность – высокочастотных дросселя и трансформатора. Эти устройства в зависимости от параметров, закладываемых в техническое задание, являются уникальными и требуют создание новой технологической оснастки под каждый изготовляемый образец.

Следует также отметить, что массогабаритные параметры на единицу мощности повышающих преобразователей на основе высокочастотного инвертора растут линейно с ростом мощности устройств. В то же время ПП, выполненные на основе повышающих трансформаторов промышленной частоты, имеют замедленный рост этого параметра с ростом мощности.

Собственный опыт авторов по созданию и испытанию повышающего преобразователя на основе высокочастотного резонансного инвертора и примеры исполнения подобных устройств другими разработчиками показали, что их применение оправдано по техническим и экономическим причинам до мощности создаваемого устройства, не превышающей 50 кВт. Создание генераторов большей мощности значительно усложняет конструкцию высокочастотных дросселя и трансформатора, тепловые потери растут пропорционально мощности, а главное резко снижается стабильность и надежность работы генератора .

К достоинствам схемы генератора с повышающим преобразователем на основе силового трехфазного трансформатора можно отнести следующее:

88

- высокочастотные потери на переключение в силовых полупроводниковых элементах имеют место только в блоке высоковольтного инвертора,

- относительная простота такого схемного решения обеспечивает высокие ремонтопригодность и надежность генератора в эксплуатации, что необходимо при использовании генератора в условиях действующих подстанций и в отдаленных районах.

- удельная стоимость генератора на единицу мощности ниже, чем у генератора на основе высокочастотного повышающего преобразователя.

Поскольку предполагаемая мощность разрабатываемого КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-2» составляла величину 200 кВт, была выбрана схема повышающего преобразователя на основе трехфазного силового трансформатора (рис. 4.22). В составе генератора структурно можно выделить три основных блока:

- высоковольтный инвертор рассмотренный нами в разделе 4.2;

- повышающий преобразователь, которому посвящен следующий раздел 4.4;

- система управления, регулирования, защиты и автоматики, рассмотренная ниже в разделе 4.5.

4.4. Описание функциональной схемы и работы повышающего преобразователя КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-2»

Функциональная схема повышающего преобразователя (ПП) КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-2» на основе силового трансформатора приведена на рис. 4.23. Силовая часть ПП включает в себя входные цепи защиты и коммутации (входной автоматический выключатель - ВАВ, контактор электромагнитный - КЭ), повышающий силовой трансформатор (Т1) и высоковольтный выпрямитель (ВВ). Входной

89

Рис. 4.23. Функциональная схема повышающего преобразователя генератора «Энергия-2» ВАВ – входной автоматический выключатель; КЭ – контактор электромагнитный; Т1 – силовой повышающий трансформатор; ВВ – высоковольтный выпрямитель; Dз - зарядные диоды; Rз - зарядное сопротивление; Lдр - сглаживающий дроссель; ДТМ - диодно-тиристорные модули (THD1- THD3); ВИ – высоковольтный инвертор; АВВЦ - автоматический выключатель вторичных цепей питания; T2 - развязывающий трансформатор питания вторичных цепей; M1,M2 - двигатели вентиляторов охлаждения ВВ и ВИ; БПВЦ - блок питания вторичных цепей; СУРЗА – система управления, регулирования, защиты и автоматики

автоматический выключатель служит для подачи на генератор и отключения входного напряжения от трехфазного источника питания 380 В - ТСН подстанции, а также является защитным аппаратом, обеспечивающим снятие входного напряжения при возникновении сверхтоков в фазных питающих проводах. Электромагнитный контактор (КЭ) предназначен для подачи напряжения непосредственно на повышающий трансформатор, а так же для снятия этого напряжения по команде оператора или при срабатывании различного рода защит, реализованных в генераторе. Соответственно управление КЭ осуществляет

90

СУРЗА. Выходное переменное напряжение с Т1 (действующее значение линейного напряжения 736 В) поступает на высоковольтный выпрямитель (ВВ), который формирует на питающих шинах высоковольтного инвертора (ВИ) выпрямленное и сглаженное постоянное напряжение величиной 1100 В. В качестве ТП в генераторе был применен трансформатор ТМПН-100/3-УХЛ1 с номинальным выходным напряжением 736 В (это значение можно в небольших пределах регулировать двумя анцапфами) [108]. Кроме того в состав ПП входят элементы вторичных (слаботочных) цепей. Трансформатор T2, обеспечивающий формирование из входного линейного напряжения 380 В, гальванически развязанного переменного напряжения 220 В для питания вторичных цепей. От этого напряжения питаются двигатели вентиляторов охлаждения ВВ и ВИ (M1,M2) и многоканальный блок питания вторичных цепей (БПВЦ), который формирует необходимые постоянные напряжения питания всех слаботочных узлов и блоков генератора: +5 В,+12 В,-15 В, +15 В. Защиту вторичных цепей генератора обеспечивает автоматический выключатель АВВЦ.

Как видно из рисунка 4.23, при таком схемотехническом решении высоковольтный выпрямитель является вторым по сложности, после высоковольтного инвертора, блоком генератора «Энергия-2».

Схемотехника высоковольтного выпрямителя

В состав высоковольтного выпрямителя входят (рис. 4.23): - три диодно-тиристорных модуля (ДТМ) THD1 - THD3, включенных по трехфазной мостовой схеме (схема Ларионова); - драйвер диодно-тиристорных модулей (драйвер ДТМ); - зарядные диоды Dз; - зарядный резистор Rз; - сглаживающий дроссель Lдр; - сглаживающие конденсаторы С1-С54, конструктивно расположенные в блоке ВИ.

91

Высоковольтный выпрямитель не только формирует постоянное напряжение питания высоковольтного инвертора, но и обеспечивает так называемый «мягкий старт», необходимый для защиты выпрямительных вентилей от сверхтоков, возникающих в начальный момент после включения при заряде значительной суммарной емкости (19800 мкФ) конденсаторов шины питания ВИ.

Рассмотрим работу схемы. В начальный момент времени тиристоры ДТМ закрыты. При поступлении напряжения на ДТМ ВВ происходит заряд емкостей шины питания ВИ через ограничивающий зарядный резистор Rз по цепочке: зарядные диоды Dз – зарядное сопротивление Rз – дроссель Lдр – конденсаторы шины питания ВИ – силовые диоды ДТМ. После достижения напряжением на питающих емкостях ВИ номинального значения 1000–1100 В (этот порог можно задавать) СУРЗА подает на драйвер ДТМ сигнал на открытие тиристоров. Драйвер открывает тиристоры ДТМ, шунтируя зарядную цепочку. В рабочем режиме потребляемый ток протекает по цепи: открытые тиристоры ДТМ – дроссель Lдр – нагрузка (ВИ) – диоды ДТМ.

При реализации ВВ была применена современная элементная база:

- диодно-тиристорные модули SKKH210/22E (350 А, 2200 В) фирмы Semikron [158];

- зарядные диоды: половина трехфазного моста RM30TC-40 (60 A, 2000 В);

- драйвер ДТМ – драйвер тиристорного моста SKHIT01. На последнем остановимся более подробно. Практика

показала, что для снижения пусковых токов наиболее эффективны устройства плавного пуска (софтстартер) с использованием тиристоров в режиме ключевого управления. Кроме ограничения пускового тока, важной особенностью софтстартера является обеспечение полной защиты нагрузки от перегрузки по току, перегрева, обрыва фаз и ряда других защит, возможность построения резервных цепей пуска и управления.

92

Наиболее характерными областями применения могут быть регуляторы мощности в устройствах нагрева, регулируемые привода постоянного тока, управляемые выпрямители (как в рассматриваемом случае).

Примененный в высоковольтном выпрямителе драйвер SKHIT01 предназначен для управления верхними плечами трехфазного моста [58, 169]. Драйвер SKHIT01 обеспечивает включение тиристоров верхнего плеча такого моста. Примененная схема, плавного заряда конденсаторов, как уже отмечалось, позволяет избежать ударных токов и уменьшить максимальный ток через выпрямительный мост в момент включения до номинальных значений. Внутренняя структура драйвера SKHIT01 приведена на рис. 4.24.

Рис. 4.24. Структурная схема драйвера SKHIT01

Расчет мощности потерь и теплового режима диодно-

тиристорных модулей

Расчет теплового режима высоковольтного выпрямителя был произведен описанной выше в главе 4.2 программой SemiSel Версии 3.0.2.

93

Основные результаты расчета: – суммарная мощность потерь ДТМ: PΣ = 363.15 Вт; – температура теплостока диодно-тиристорных модулей

SKKH210/22E: Ts=80°С.

Расчет параметров силового фильтра

Силовой низкочастотный дроссель совместно с конденсаторами С1 – С54 высоковольтного инвертора образуют однозвенный LC-фильтр. При заданной выходной мощности

94

параметры фильтра определяются заданным качеством выходного напряжения (kгвых – коэффициент гармоник) и спектральным составом импульсного напряжения, формируемого на выходе мостового выпрямителя [73]. В нашем случае расчет проведен с помощью оригинальной программы, разработанной в среде Microsoft Visual Basic.

Расчет производится на разработанной модели (рис. 4.25) на основе следующих формул:

1(0),

1(0), .

c C C

CL L L C L

n

U I dt UC

UI U dt I I I

L R

= +

= + = −

∫

∫

В ходе расчета закладывались необходимые параметры, и методом подбора добивались оптимального значения тока пульсации для конденсатора. Результаты были получены в виде графиков, на их основе был выбран оптимальный результат. Пример окна программы расчета приведен на рис. 4.26.

Полученные параметры фильтра: – емкость конденсатора – 20 мФ; – индуктивность дросселя – 200 мкГн. Проверим выполнение условия по суммарной емкости

электролитических конденсаторов С1-С54 ВИ: 19.8 мФ ≈20 мФ.

Рис. 4.25. Расчетная модель выпрямителя и силового фильтра

95

Рис. 4.26. Пример окна программы автоматического расчета фильтра

Конструктивно все узлы и блоки ВВ размещены в

металлическом шкафу (стойке) в котором также установлены входные устройства защиты и коммутации: ВАВ и КЭ. Силовые полупроводниковые IGBT модули размещены на алюминиевом радиаторе достаточной площади, охлаждаемом мощным вентилятором. Внешний вид блока высоковольтного выпрямителя приведен на рис. 4.27.

4.5. Система управления, регулирования, защиты и автоматики

Система управления, регулирования, защиты и автоматики (СУРЗА) обеспечивает функционирование высоковольтного инвертора, повышающего преобразователя и всей силовой части генератора «Энергия-2» в целом. Блок СУРЗА предназначен для управления режимами работы генератора, задания параметров генерируемого сигнала, а также для визуального отображения информации о параметрах выходного

96

Рис. 4.27. Внешний вид шкафа высоковольтного выпрямителя и входных устройств защиты и коммутации 1 - входной автоматический выключатель; 2 - шкаф ВВ; 3 - СУРЗА; 4 - автоматический выключатель защиты вторичных цепей; 5 - розетки напряжения 220 В от развязывающего трансформатора питания вторичных цепей

сигнала и других величин, значения которых необходимо контролировать в процессе работы генератора. Функциональная схема СУРЗА приведена на рис. 4.28.

Основу схемы составляет центральный 8-ми разрядный AVR микроконтроллер (ЦМК) c усовершенствованной RISC – архитектурой - ATmega32 [26]. Тактовая частота 20 МГц на микроконтроллер поступает с выхода схемы формирования задающей частоты (СФЗЧ), в состав которой входят термокомпенсированный тактовый задающий генератор (ТГ), формирующий сигнал частотой 10 МГц, делители частоты на 2 и на 4 (ДЧ:2 и ДЧ:4), схема фазовой автоподстройки частоты (ФАПЧ), фильтр низких частот (ФНЧ), генератор, управляемый

97

Рис. 4.28. Функциональная схема блока управления, регулирования, защиты и автоматики ЦМК - центральный микроконтроллер; СФЗЧ - схема формирования задающей частоты; ТГ - тактовый генератор; ФАПЧ - блок фазовой автоподстройки частоты; ФНЧ - фильтр низких частот; ГУН - генератор управляемый напряжением; ДЧ - делитель частоты; ИОН - источник опорного напряжения; СУМ - сумматор; АЦП - аналого-цифровой преобразователь; ФС ШИМ - формирователь сигнала ШИМ; UART - полнодуплексный универсальный асинхронный приемопередатчик; БФФК - блок формирования фазы коммутации; МП - мультиплексор; ПУ - преобразователь уровня; Р1-Р3 - реле; USB - модуль интерфейса USB; МК - микроконтроллер; ЖКД - жидкокристаллический индикатор; ДРВИ - драйверы управления семисегментными индикаторами; БПВЦ - блок питания вторичных цепей

98

напряжением (ГУН). Функция СФЗЧ – формирование высокостабильной тактовой (задающей) частоты 20 МГц, точностные параметры которой определяют температурную и временную стабильность выходного сигнала КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-2». Применение термокомпенсированного тактового генератора позволило достичь стабильности выходного сигнала по температуре и времени не хуже чем 10-8. С другой стороны, значение тактовой частоты определяет точность выставления фазы выходного синусоидального сигнала, формируемого методом широтно-импульсной модуляции. Так при тактовой частоте 20 МГц и несущей частоте ШИМ равной 20 кГц, точность формирования импульсов ШИМ составляет 0.1 % или во временном выражении 50 нс.

На вход встроенного АЦП микроконтроллера поступают сигналы от датчика напряжения DC-шины высоковольтного инвертора, от датчиков тока 1 и 2, расположенных на выходе параллельно соединенных AC выходов ВИ, сигналы которых складываются сумматором СУМ. Кроме того, на АЦП поступает сигнал с датчика температуры, расположенного на радиаторе ВИ, где размещены все силовые IGBT модули. Для увеличения точности аналого-цифрового преобразования применен внешний высокостабильный источник опорного напряжения (ИОН). Оцифрованные значения напряжения DC-шины, выходного тока инвертора, температуры радиаторов ВВ и ВИ используются ЦМК для контроля, управления схемой ограничения перенапряжений (СОП), аварийного отключения генератора и для индикации измеряемых величин. Для преобразования контролируемых параметров используются гальванически изолированные датчики. При превышении, каким либо контролируемым параметром соответствующей допустимой величины, ЦМК формирует сигнал аварии, который отключает силовые элементы генератора.

Сигнал ШИМ с выхода формирователя ФС ШИМ поступает на блок формирования фазы коммутации (БФФК). Этот блок формирует сигналы управления драйверами силовых модулей ВИ по специальному алгоритму, предусматривающему

99

поочередное опережающее открытие и запирание ключей параллельно соединенных модулей в двух соседних циклах. Преобразователи уровня (ПУ) обеспечивают необходимую амплитуду входных управляющих напряжений для драйверов IGBT модулей ВИ и ВВ. Один из ПУ формирует сигнал для драйвера IGBT ключа СОП.

По команде от ЦМК реле Р1-Р3 включают и выключают входной силовой контактор (КЭ на рис. 4.23) и вентиляторы системы охлаждения ВИ и ВВ.

Управления режимами работы генератора осуществляется с помощью интерфейса пользователя в состав, которого входят органы управления: цифровая клавиатура, валкодер (поворотная рукоятка) и отображения информации: жидкокристаллический буквенно-символьный дисплей (ЖКД), семисегментные и светодиодные индикаторы. Для управления устройствами индикации служит плата специальная плата, на которой установлены сами индикаторы, драйверы управления семисегментными индикаторами, микроконтроллер (МК) ATmega16 [26], обеспечивающий вывод визуальной информации. Обмен данными между МК платы индикации и ЦМК осуществляется через полнодуплексный универсальный асинхронный приемопередатчик (UART). Мультиплексор (МП) предназначен для переключения СУРЗА на прием управляющих сигналов от платы интерфейса USB. Через этот интерфейс при необходимости может осуществляется управление режимами работы генератора от внешнего персонального компьютера.

Для формирования требуемых уровней напряжений питания отдельных блоков, как уже отмечалось выше, служит импульсный многоканальный блок питания БПВЦ, формирующий следующие уровни постоянных напряжений:

±15 В для питания датчиков тока и напряжения; +5 В, ±15 В для питания плат и схем блока СУРЗА; +15 В для питания драйверных схем IGBT модулей

высоковольтного инвертора и выпрямителя, схемы ограничения перенапряжений.

100

Внешний вид блока СУРЗА и расположение органов управления и индикации приведены на рис. 4.29.

Рис. 4.29. Внешний вид и расположение органов управления и индикации блока системы управления, регулирования, защиты и автоматики 1 - жидкокристаллический дисплей; 2 - цифровой индикатор «Частота генерации»; 3, 4, 5 - статусные индикаторы «Авария», «Готовность к работе», «Работа»; 6 - цифровой индикатор напряжения на DC-шине ВИ «Uшин»; 7 - цифровой индикатор выходного тока генератора «Iвых»; 8 - поворотная рукоятка валкодера; 9 - цифровой индикатор уровня выходного напряжения; 10 - цифровая клавиатура; 11 - кнопки включения и выключения генерации «Пуск», «Стоп»

Как уже отмечалось, управление работой генератора

осуществляется с помощью клавиатуры и валкодера. Для удобства пользователя все настройки генератора осуществляются через многоуровневое меню, отображаемое на жидкокристаллическом индикаторе. В процессе генерации с помощью валкодера можно плавно менять уровень выходного

101

сигнала инвертора и частоту генерации. В тоже время эти параметры могут быть заранее заданы через меню с помощью клавиатуры. В памяти управляющего ЦМК заложены три стандартных варианта формы генерируемого сигнала: синус, меандр, треугольник. Еще один сигнал произвольной формы может формироваться управляющим персональным компьютером через USB интерфейс. Через сервисное меню с помощью клавиатуры можно настраивать отдельные параметры работы генератора, такие как несущая частота ШИМ, уровень срабатывания СОП и т.п. Информация, отображаемая на ЖК-дисплее, (1 на рис. 4.29) зависит от режима работы генератора. С помощью четырех семисегментных индикаторов (2,6,7,9 на рис. 4.29) выводится информация о напряжении DC-шины ВИ, силе тока в нагрузке, текущей частоте генерации и уровне выходного сигнала.

Работа генератора может проводиться как в автономном режиме, так и по программе с управляющего компьютера. В автономном режиме оператор выбирает форму генерируемого сигнала, задает частоту, выходное напряжение, время генерации. В процессе генерации выходные параметры могут корректироваться без прекращения генерации. Также можно заранее занести сетку частот генерации в энергонезависимую память ЦМК. При работе под управлением компьютера работа генератора происходит по заранее написанной программе.

Конструкция генератора «Энергия-2»

Основные силовые блоки КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-2»: шкафы высоковольтного инвертора и выпрямителя, силовой повышающий трансформатор стационарно закреплены в специальном кунге от электроразведочной генераторной станции ЭРС-67 на базе автомобиля ЗИЛ-131. Дроссель выходного фильтра и конденсаторы согласующего устройства, а также комплект питающих и антенных кабелей закрепляются в кунге на время транспортировки. При разворачивании для проведения

102

генерации на действующей подстанции эти блоки размещаются непосредственно вблизи автомобиля с генератором. Основным преимуществом такого размещения является мобильность, значительно упрощается доставка генератора на выбранную для генерации подстанцию и появляется возможность оперативной смены расположения генератора на территории подстанции для подключения к разным ЛЭП. Внешний вид блоков генератора «Энергия-2» в кунге а/м ЗИЛ-133 приведен на рис. 4.30 а схема размещения – на рис 4.31.

Рис. 4.30. Блоки генератора «Энергия-2» в кунге а/м ЗИЛ-131 1- шкаф высоковольтного выпрямителя и входных цепей защиты; 2 - повышающий трансформатор; 3 - шкаф высоковольтного инвертора

На рисунке 4.32 приведена фотография размещения КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-2» при проведении эксперимента «FENICS - 2009» в августе 2009 на п/с 200 Филиала ОАО «ФСК ЕЭС» Карельское ПМЭС. В качестве излучающей антенны используется ЛЭП Л-401.

103

Рис. 4.31. Размещение блоков генератора «Энергия -2» в кунге а/м ЗИЛ-131

В 2009 было закончено создание КНЧ-СНЧ генератора

нового поколения «Энергия-2» с выходной мощностью до 200 кВт. При разработке генератора использованы все новейшие достижения силовой высоковольтной электроники и микропроцессорной техники, как в выборе элементной базы, так и в области схемотехнических решений. Как уже отмечалось в главе 3, по своим характеристикам генератор «Энергия-2»

104

Рис. 4.32. Размещение генераторного комплекса «Энергия-2» в августе 2009 года на п/с 200 в ходе проведения эксперимента «FENICS - 2009» 1 - антенный кабель; 2- батарея компенсирующих конденсаторов СУ; 3 - дроссель ФНЧ; 4 - кунг, в котором размещен генератор «Энергия-2»; 5 - выходной заземляющий кабель генератора

не имеет отечественных аналогов и превосходит по основным параметрам ближайший зарубежный аналог –электроразведочный генератор T-200 фирмы Phoenix Geophysics Limited (Канада). Генератор успешно прошел натурные испытания в ходе международного эксперимента «FENICS-2009» [41]. Применение в схеме генератора повышающего преобразователя позволило увеличить значение выходного напряжения высоковольтного инвертора до 1 кВ. В результате, при испытании генератора «Энергия-2» в ходе международного эксперимента «FENICS-2009», амплитудные значения токов в ЛЭП Л-401 с суммарным активным сопротивлением (с учетом сопротивления заземления) около 2.7 Ом, достигали при работе на крайне низких частотах (0,03 -3 Гц) величин 240-200 А, а при работе на частотах 3 - 30 Гц – 200-70 А.

105

5. ГЕНЕРАТОР НАПРАВЛЕННОГО ДЕЙСТВИЯ «ЭНЕРГИЯ-2М»

Принято считать, что успех применения электромагнитных зондирований с контролируемыми источниками для прогноза сейсмической активности и для поиска полезных ископаемых зависит от двух факторов: с одной стороны, от наличия достаточной мощных генераторных устройств и, с другой стороны, от наличия высокочувствительных помехозащищенных приемных устройств. Но при этом не учитывается еще один фактор – наличие источника, позволяющего возбуждать электромагнитное поле в исследуемом объекте в наиболее чувствительных для этой цели направлениях – вдоль и вкрест направления главного простирания объекта или иными словами – применять источник с заранее заданной поляризацией первичного поля, учитывающей геометрические особенности залегания исследуемого объекта. Этим требованиям отвечает генераторно-измерительный комплекс «Энергия-2М».

Обратимся к истории применения контролируемых источников электромагнитного поля для сейсмического мониторинга. Отправной точкой явились результаты успешного опыта применения дипольного электрического зондирования для поиска предвестников землетрясений на Гармском полигоне [7]. Полученные результаты были подкреплены лабораторными исследованиями электрических свойств горных пород при высоких термодинамических условиях [83]. Характер изменения электрического сопротивления образцов горных пород в процессе подготовки их разрушения [107] и модельные представления о физике очага землетрясения [72] позволили предположить перспективность использования электромагнитных методов зондирования земной коры в комплексе с сейсмическими методами для прогнозирования землетрясений. На основе полученных данных была выдвинута гипотеза о том, что непосредственно в очаге будущего землетрясения, в глубине земной коры, следует ожидать наибольшие изменения

106

электрических свойств горных пород. Поскольку очаги землетрясений располагаются, как правило, в верхней части земной коры, на глубинах от первых единиц до 10–20 км, то возникла задача обеспечить соответствующую глубинность электромагнитных исследований, причем с весьма высокой точностью. Решение этой задачи потребовало применения, наряду с зондированиями в поле естественных источников (АМТЗ-МТЗ), также зондирований с контролируемыми источниками.

В качестве генераторных устройств некоторое время использовались импульсные магнитогидродинамические генераторы типа “Памир-1” и “Памир-2” мощностью до 20 МВт и высоковольтные батареи конденсаторов как один из наиболее оптимальных способов решения задачи [13, 45, 91-93]. Однако целый ряд проблем технического и финансового характера привели к отказу от этого направления и к необходимости развития альтернативных методов электромагнитных зондирований на основе накопления периодических последовательностей относительно слабых сигналов [19, 28, 77-79, 81, 95, 96]. В режиме накопления для прогноза сейсмических событий, наряду со стандартной электроразведочной генераторной станцией ЭРС-67 мощностью 29 кВт на шасси автомашины ЗИЛ-131 [7], использовались мощные генераторные установки различного типа [46]: пары «электродвигатель переменного тока – генератор постоянного тока» [80], газотурбинные электростанции [1], установки на основе трехфазного выпрямителя и тиристорного коммутатора [76], станция ЭИС-630 [109] и др. В ряде статей предложено использовать для этих целей генератор «Энергия-2» мощностью до 200 кВт, обеспечивающий подачу сигналов произвольной формы (от синуса до меандра) в широком диапазоне частот – от 0.1 до 200 Гц и силой тока до 200–300 А [4, 5, 102].

Разрабатываются различные измерительные средства для зондирований с импульсными источниками [89] или с накоплением слабых сигналов генераторов непрерывного режима

107

работы [78, 89, 94, 97]. Однако оптимальным способом решения проблемы мониторинга сейсмических событий является проведение комплекса зондирований с естественными и контролируемыми источниками. Этим задачам удовлетворяет созданный комплекс направленного зондирования «Энергия-2М», включающий генератор и многофункциональную цифровую измерительную станцию КВВН-7 [55, 56]. Станция создана в связи с необходимостью решения проблемы глубинного зондирования земной коры и очаговых зон землетрясений на больших удалениях между источником и приемником, достигающих иногда многих сотен (до тысячи) километров [41] и подробно рассматривается в главе 8.

5.1. Описание и работа схемы генератора «Энергия-2М»

Генератор «Энергия-2М», предназначен для подачи сигналов одинаковой частоты, но разной амплитуды и фазы, в две ортогональные заземленные антенны для получения управляемой поляризации и диаграммы направленности. Для формирования таких сигналов необходимо создание двухканального инвертора с независимым питанием и управлением по каждому каналу. Инвертор такого типа был создан на основе высоковольтного инвертора (ВИ) генератора «Энергия-2», рассмотренного в главе 4. При разработке ВИ генератора «Энергия-2» на основе мостовой схемы для увеличения выходного тока было использовано параллельное включение полумостовых IGBT модулей (см. главу 4.2.). При этом выбранная топология размещения IGBT модулей и конденсаторов питания DC-шины на радиаторе и схема их коммутации представляли собой по сути два идентичных мостовых инвертора, симметрично расположенных и объединенных по управляющим сигналам, шине питания и AC выходам. Изменение топологии соединения DC и AC выводов этих инверторов позволило получить два идентичных мостовых инвертора полностью независимых как по питанию и выходу, так и по управляющим каналам. Эти два

108

инвертора и послужили основой для разработки и создания двухканального независимого инвертора генератора «Энергия-2М».

Для независимого питания каждого канала инвертора постоянным напряжением была произведена модернизация двух генераторов постоянного тока (ГПТ-1, ГПТ-2) типа П-72 электроразведочной станции ЭРС-67 с изменением топологии подключения выходов генераторов и созданием новой системы независимого возбуждения ГПТ с возможностью электронного регулирования тока возбуждения.

Необходимость осуществлять формирование двумя каналами инвертора сигналов синхронизированных по частоте генерации и независимо управляемых по фазе и амплитуде, потребовало разработки и создания новой системы управления. Исходя из конкретных условий эксплуатации, обеспечения электромагнитной совместимости, удобства работы оператора, было решено конструктивно разделить систему управления генератором на два отдельных модуля – схему управления регулирования защиты и автоматики (СУРЗА), размещенную в шкафу инвертора, и выносной пульт управления и индикации (ПУиИ), выполненный в виде отдельного блока. Связь между ПУиИ и СУРЗА осуществляется посредством интерфейса RS-485 (EIA-485), использующего в качестве линии связи витую пару, что позволяет в случае необходимости выносить пульт на расстояние до 10 м от генератора.

5.1.1. Описание функциональной схемы силовой части генератора «Энергия-2М»

Функциональная схема силовой части генератора «Энергия-2М» приведена на рис. 5.1. Силовая часть генератора представляет собой двуканальный инвертор (ИНВ), который с точки зрения схемотехники состоит из двух идентичных инверторов (канала А и канала B), имеющих общую схему управления. Подробно принцип действия и конструкционное

109

Рис. 5.1. Функциональная схема силовой части генератора «Энергия-2M» АВСН - автоматический выключатель собственных нужд; ГПТ-1, ГПТ-2 - генераторы постоянного тока; ШУГПТ - шкаф управления генераторами постоянного тока; ИПТВ - источник постоянного тока возбуждения ГПТ; ОВ - обмотка возбуждения; КМ - контактор магнитный; ИНВ - инвертор; СинвA, СинвB - конденсаторы звена постоянного тока каналов A и B инвертора; ДРВ – драйверы управления IGBT модулями; ДН А, ДН B, - датчики напряжения; ДТ А, ДТ B - датчики тока; Lф - дроссель выходного фильтра НЧ; СУРЗА – схема управления, регулирования, защиты и автоматики; ИБП - многоканальный импульсный блок питания

исполнение инверторов были изложены в главе 4.2. В состав каждого инвертора входят два силовых полумостовых IGBT

110

модуля, схемы драйверов управления IGBT модулями (ДРВ), конденсаторы звена постоянного тока (СинвА, СинвB), дроссель выходного фильтра НЧ (Lф) а также датчики выходного тока (ДТ А, ДТ B) и напряжения шины звена постоянного тока (ДН А, ДН B). Подачу напряжения с выходов ГПТ на входы инвертора осуществляет магнитный контактор KM.

5.1.2. Система управления генератора «Энергия-2М»

Как отмечалось выше, в состав системы управления входят два блока: схема управления регулирования защиты и автоматики (СУРЗА) и выносной пульт управления и индикации (ПУиИ). СУРЗА формирует все необходимых управляющие сигналы для всех блоков генератора, осуществляет анализ информации, поступающей с различных датчиков и цепей контроля, а так же управляет устройствами автоматики и защит. Функциональная схема СУРЗА и ПУиИ приведена на рис. 5.2.

В состав СУРЗА входят: 1) Многоканальный импульсный блок питания (ИБП)

обеспечивающий формирование из напряжения собственных нужд (СН) 220В, 50 Гц, вырабатываемого бензогенератором СН, низковольтных питающих напряжений постоянного тока, необходимых для работы узлов и блоков генератора «Энергия-2М».

2) Центральный микроконтроллер (ЦМК), который согласно микропрограмме формирует алгоритм работы ИНВ, обменивается информационными и управляющими сигналами с другими блоками и модулями, входящими в СУРЗА, а так же осуществляет обработку и анализ информации, поступающей с датчиков и цепей контроля. На него поступают сигналы с ДТ и ДН каналов А и B инвертора, датчика температуры радиатора ИНВ а также сигналы ошибок, десатурации, перегрузок по току снимаемые с модулей IGBT.

3) Термостатированный генератор тактовой частоты (ТГТЧ), формирующий высокостабильный сигнал частотой

111

Рис. 5.2. Функциональная схема блоков управления, регулирования и индикации генератора «Энергия-2M» АВСН - автоматический выключатель собственных нужд; ШУГПТ - шкаф управления генераторами постоянного тока; КМ - контактор магнитный; ИНВ - инвертор; ДРВ – драйверы управления IGBT модулями; ДН А, ДН B, - датчики напряжения; ДТ А, ДТ B - датчики тока; СУРЗА – схема управления, регулирования, защиты и автоматики; ИБП - многоканальный импульсный блок питания; ЦМК - центральный микроконтроллер; СФСУ - схемы формирования сигналов управления ИНВ ; ПФНЧ - плата фильтров низкой частоты; ТГТЧ - термостатированный генератор тактовой частоты; х2 ТЧ - удвоитель тактовой частоты; ДИВВ - драйверы интерфейса ввода-вывода; ПУиИ - выносной пульт управления и индикации; ИПП - импульсный понижающий преобразователь; МКУИ - микроконтроллер устройств индикации; БЦЖКИ - буквкенно-цифровой жидкокристаллический индикатор; ССИ - светодиодные семисегментные индикаторы; ВЛК - валкодер; КЛВ - клавиатура; ОСЦ - осциллограф; ПК - портативный компьютер

112

10 МГц, который далее поступает на удвоитель частоты (х2 ТЧ). С выхода удвоителя высокостабильный сигнал тактовой (задающей) частоты fT = 20 МГц поступает на центральный микроконтроллер и в ПУиИ.

4) Схемы формирования сигналов управления ключами инвертора канала А и B. (СФСУ А, СФСУ B).

5) Драйверы интерфейса ввода-вывода (ДИВВ) обеспечивающие обмен информационными и управляющими сигналами с выносным пультом управления и индикации через проводной интерфейс по протоколу RS-485.

6) Плата фильтров низкой частоты (ПФНЧ) сигнал на которую поступает с выходных датчиков тока. Нормированный сигнал напряжения (±1 В), пропорциональный выходному току в каждом из каналов инвертора, поступает на внешний двуканальный модуль АЦП для записи токов в излучающих диполях в цифровом виде в портативный компьютер (ПК), а также на осциллограф (ОСЦ) для визуального контроля.

Как видно из рисунка 5.2, основу схемы составляет центральный 8-ми разрядный AVR микроконтроллер c усовершенствованной RISC-архитектурой ATmega32 [26, 30]. Тактовая частота 20 МГц на микроконтроллер поступает с выхода удвоителя задающей частоты. Параметры схемы формирования тактовой частоты определяют температурную и временную стабильность выходного сигнала генератора. Так применение термокомпенсированного тактового генератора позволило достичь стабильности выходного сигнала по температуре и времени не хуже чем 10-8. С другой стороны значение тактовой частоты определяет точность выставления фазы выходного синусоидального сигнала, формируемого методом широтно-импульсной модуляции (ШИМ). Как уже отмечалось выше, при тактовой частоте 20 МГц и несущей частоте ШИМ равной 20 кГц, точность формирования импульсов ШИМ составляет 0.1 % или 50 нс во временном выражении.

На вход внутреннего АЦП микроконтроллера поступают сигналы от гальванически изолированных датчиков напряжения

113

DC шин инверторов А и В, датчиков токов в антеннах обеих каналов, а также сигнал с датчика температуры, расположенного на радиаторе, на котором установлены все IGBT модули. Для увеличения точности аналого-цифрового преобразования применен внешний высокостабильный источник опорного напряжения (на схеме не показан). Кроме того, на ЦМК поступают сигналы, снимаемые с контрольных выходов платы драйверов (ДРВ) IGBT модулей [57]. Оцифрованные значения вышеперечисленных величин используются ЦМК для контроля, управления инверторами, аварийного отключения и индикации измеряемых величин. При превышении, каким либо контролируемым параметром соответствующей допустимой величины, ЦМК формирует сигнал аварии, который отключает силовые элементы генератора.

Пульт управления и индикации (ПУиИ) предназначен для управления режимами работы генератора, задания параметров генерируемых сигналов, а также для визуального отображения информации о параметрах выходного сигнала каналов А и B инвертора и других величин, значения которых необходимо контролировать в процессе работы генератора.

В состав ПУиИ входят: - центральный микроконтроллер (ЦМК)

синхронизирующий работу всех функциональных модулей ПУиИ, формирующий сигналы управления режимами работы инвертора для передачи в СУРЗА, обработку для последующего визуального отображения измерительной информации;

- импульсный источник питания (ИИП), формирующий из напряжения +35В, высокостабильное сильноточное напряжение +5В, необходимое для питания всех блоков и модулей, входящих в состав ПУиИ;

- микроконтроллер устройств индикации (МКУИ), формирующий необходимые сигналы для устройств отображения визуальной информации, к которым относятся буквенно-цифровой жидкокристаллический индикатор (БЦЖКИ) и светодиодные семисегментные индикаторы (ССИ);

114

- плата клавиатуры (КЛВ) и валкодера (ВЛК); - микросхемы драйверов интерфейса ввода-вывода

(ДИВВ), обеспечивающие обмен информационными и управляющими сигналами с СУРЗА по выбранному протоколу.

Как отмечалось выше, связь между ПУиИ и СУРЗА осуществляется посредством интерфейса RS-485 (EIA-485), использующего в качестве линии связи витую пару. По линии связи от СУРЗА в ПУиИ поступает:

- измерительная информация со всех датчиков; - высокостабильная тактовая частота fT; - постоянное напряжение + 35В от ИБП СУРЗА. В обратном направлении от ПУиИ в СУРЗА поступают

сигналы от органов управления, обработанные МК ПУиИ. Выносной пульт управления и индикации обладает удобным интерфейсом пользователя (рис.5.3). Для управления режимами работы генератора и задания необходимых параметров генерируемых сигналов служит кнопочная клавиатура и валкодер (поворотная рукоятка). Для отображения информации используется жидкокристаллический дисплей, семисегментные и дискретные светодиодные индикаторы. На ЖК-дисплее отображается информация о текущем режиме работы, величине температуры радиатора, информация, необходимая для перемещения по меню. Перемещение по меню и выбор параметра производится с помощью кнопок «ВВЕРХ», «ВНИЗ», кнопки «ВВОД». Изменение параметров – с помощью ручки валкодера или цифровой части клавиатуры. Кроме того, для быстрого доступа к изменяемому параметру выходных сигналов генератора использованы микрокнопки, расположенные непосредственно рядом с индикатором изменяемого параметра. Нажатие микрокнопки подтверждается загоранием соответствующего светодиодного индикатора рядом с кнопкой, затем изменение параметра производится с помощью валкодера.

Семисегментные светодиодные индикаторы отображают напряжение на шине постоянного тока инверторов А и B, частоту генерируемого сигнала, сдвиг фаз между сигналами в каналах

115

Рис. 5.3. Органы управления и индикации ПУиИ генератора «Энергия-2М»

1- цифровой индикатор, кнопка быстрого вызова и индикатор подтверждения параметра «Частота генерации»; 2 - жидкокристаллический дисплей-индикатор; 3 - цифровой индикатор, кнопка быстрого вызова и индикатор подтверждения параметра «Сдвиг фаз»; 4-индикатор напряжения на выходе ГПТ-1 (DC-шина канала А ИНВ); 5 - индикатор силы тока в антенне А; 6 - цифровой индикатор, кнопка быстрого вызова и индикатор подтверждения параметра «Баланс амплитуд»;7 - цифровой индикатор, кнопка быстрого вызова и индикатор подтверждения параметра «Выходная амплитуда»; 8- кнопка «Стоп»; 9 - кнопка «Пуск»; 10 - цифровая клавиатура; 11 - рукоятка валкодера; 12 - индикатор силы тока в антенне B; 13- индикатор напряжения на выходе ГПТ-2 (DC-шина канала B ИНВ); 14 - индикатор «Работа»; 15 - индикатор «Готов»; 16- индикатор «Авария»

А и B, амплитуда выходного сигнала в процентах от максимально возможной, баланс (разницу) амплитуд сигналов на выходе инвертора А и B, амплитуду тока в антеннах.

Внешний вид ПУиИ приведен на рис. 5.4.

116

а) б)

Рис. 5.4. Внешний вид ПУиИ генератора «Энергия-2M» во время работы (а) и с открытым корпусом (б)

5.1.3. Формирование сигналов управления двухканальным инвертором

В главе 4 на рис. 4.2 были приведены эпюры напряжений, поясняющие алгоритм формирования ШИМ. На рис. 5.5 приведена схема, поясняющие алгоритм формирования в СУРЗА управляющих сигналов ШИМ для двуканального инвертора. Контроллер ЦМК вычисляет абсолютное значение фазы для обоих каналов в соответствии со следующими выражениями:

;00, =Aϕ

;3601,, °⋅∆⋅+= − tfnAnA ϕϕ

ϕϕϕ ∆+= nAnB ,,

,где t∆ интервал времени равный периоду ШИМ:

.1

PWMft =∆

Абсолютное значение фаз не должно превосходить 360º, поэтому если абсолютная фаза превосходит это значение, из неё вычитается 360º:

117

Рис. 5.5. Алгоритм синтеза управляющего ШИМ сигнала в каждом из каналов выходного инвертора для формирования в антеннах А и B токов c различной фазой и амплитудой ГЕН – генератор пилообразного напряжения; ФШИМ А, ФШИМ B – формирователи сигнала ШИМ для каждого канала

{ }°≥∈∀°−= −− 360:360 1,1,, nAAnAnA R ϕϕϕϕ

{ }.360:360 1,1,, °≥∈∀°−= −− nBBnBnB R ϕϕϕϕ

Вычисление значения синуса весьма сложная арифметическая операция для восьмиразрядных микроконтроллеров и требует больших аппаратных затрат. Поэтому в памяти микроконтроллера хранится массив значений синуса в диапазоне значения фазы от 0° до 360°, из которого выбираются значения синуса для фаз Aϕ и Bϕ .

118

Значение синуса умножается на коэффициент выходного напряжения для каждого из каналов:

)sin(

)sin(

,,

,,

nBBnB

nAAnA

KU

KU

ϕϕ

⋅=⋅=

Полученные значения поступают на цифровые аппаратные широтно-импульсные модуляторы (СФСУ на рис 5.2), которые и формируют ШИМ сигнал, поступающий на драйверы управления IGBT модулей каналов А и В инвертора.

5.1.4. Схема управления генераторами постоянного тока

В состав схемы управления ГПТ входит источник постоянного тока возбуждения [24] мощностью 900Вт (ИПТВ на рис. 5.1), построенный по классической схеме импульсного источника питания с регулируемым в диапазоне 50–400 В выходным напряжением, стрелочные индикаторы выходного напряжения ИПТВ, тока возбуждения, напряжения и тока на выходе ГПТ, а также органы управления двигателем автомашины ЗИЛ-131 от которого приводятся во вращение роторы ГПТ. Все эти блоки расположены в шкафу управления ГПТ (ШУГПТ). Внешний вид генераторов постоянного тока П-72 приведен на рис. 5.6, а блока управления ГПТ на рис. 5.7.

5.1.5. Технические характеристики и конструкция генератора «Энергия -2М»

Так как питание двухканального инвертора осуществляется от двух генераторов постоянного тока П-72 с выходным напряжением до 500 В и мощностью 14.5 кВт каждый, то именно эти параметры определяют энергетические характеристики каждого канала инвертора генератора «Энергия-2М»:

119

Рис. 5.6. Внешний вид генераторов постоянного тока П-72

- максимальная амплитуда выходного напряжения генератора 500 В;

- максимальная суммарная отбираемая мощность 29 кВт. Схема размещения всех блоков генератора «Энергия-2М»

в кунге автомашины ЗИЛ-131, приведена на рис. 4.30. Следующими цифрами обозначены блоки, относящиеся к генератору «Энергия-2М: 1- шкаф управления генераторами постоянного тока (рис.5.7а), в котором расположены: источник тока возбуждения ГПТ индикаторы тока и напряжения обмотки возбуждения ГПТ, индикаторы выходных параметров ГПТ, органы управления двигателем а/м ЗИЛ-131 (рис. 5.7б); 3 - выносной пульт управления и индикации; 6 - шкаф двухканального инвертора; 10 - кожух генераторов постоянного тока (ГПТ-1,2). Внешний вид размещения блоков в кунге приведен на рис. 5.8.

120

Рис. 5.7. Шкаф управления генераторами постоянного тока а) - внешний вид; б) - органы управления; в) - электрическая схема подключения органов управления двигателем автомашины ЗИЛ-131, расположенных в шкафу управления генераторами постоянного тока

121

Рис. 5.8. Размещение основных блоков генератора «Энергия-2М» в кунге автомашины ЗИЛ-131 1 - маслонаполненный бак выходных дросселей (фильтра НЧ); 2 - маслорасширительный бачок; 3 - шкаф управления ГПТ; 4 - кожух ГПТ-1,2; 5 - шкаф двухканального инвертора.

5.2. Вычисление амплитуд и разности фаз между сигналами на выходе двухканального инвертора генератора «Энергия-2М»

Электрическая схема замещения двухканального инвертора генератора «Энергия-2М» и излучающих диполей представлена на рис.5.9. ЕА и ЕB - независимые источники переменной ЭДС, являющиеся математической моделью синусоидальных сигналов, формируемых на выходах инвертора A и B.

122

Рис. 5.9. Упрощенная схема замещения двухканального инвертора и диполей RA, RB - полные сопротивления излучающих диполей, включающие в себя сопротивление заземления и сопротивление провода; R0- сопротивление общего заземления; ЕА, ЕB - источники переменной ЭДС

Источники переменной ЭДС описываются следующими

функциями:

( )),sin()(

sin)(

ϕωω

∆+⋅⋅⋅=⋅⋅=

tUKtE

tUtE

B

A

где U – величина напряжения на выходе генераторов постоянного тока П-72, от которых питаются каналы инвертора, равное 500 В при работе в номинальном режиме. Эта величина определяет максимальную амплитуду источников переменной ЭДС ЕА и ЕB. K – коэффициент, характеризующий соотношение амплитуд источников переменной ЭДС ЕА и ЕB, а ϕ∆ - разность фаз источников переменной ЭДС ЕА и ЕB.

В комплексном виде можно записать:

Ajj

B

A

EeKeUKE

UE

&&

&

⋅⋅=⋅⋅=

=∆⋅∆⋅ ϕϕ

Из упрощенной схемы замещения, по методу контурных

токов можно составить систему уравнений:

123

⋅⋅=

⋅

++

∆⋅ ϕjB

A

B

A

eKU

U

I

I

RRR

RRR&

&

00

00

, где токи в диполях:

).sin()(

)sin()(

2

1

ϕωϕω

+⋅⋅=+⋅⋅=

tItI

tItI

BB

AA

Переходя к комплексному виду можно записать:

2

1

ϕ

ϕ

⋅

⋅

⋅=

⋅=j

BB

jAA

eII

eII

&

&

При этом устанавливается разность фаз между магнитными моментами диполей A и B равной разности фаз токов в диполях 12 ϕϕϕ −=∆ S , а соотношение магнитных

моментов будет равно соотношению модулей токов в диполях:

A

BS I

IK = .

Ток в диполе B можно выразить через ток в диполе A:

SjSAB eKII ϕ∆⋅⋅⋅= &

Преобразуем указанные уравнения:

⋅⋅=

⋅⋅⋅

++

∆⋅∆⋅ ϕϕ jjSA

A

B

A

eUK

U

eKI

I

RRR

RRRS&

&

00

00

Разделим обе части уравнения на AI& :

=

⋅⋅=

⋅⋅

++

∆⋅∆⋅2

1

00

00 1

x

x

I

eUKI

U

eKRRR

RRR

A

jA

jSB

A

S &

&

&

&

ϕϕ

124

Определим параметры установки генератора B:

( )S

S

jSA

jSBj

eKRRR

eKRRR

x

xeK ϕ

ϕϕ

∆⋅

∆⋅∆⋅

⋅⋅++⋅⋅++

==⋅00

00

1

2

&

& (5.1)

Таким образом, зная сопротивление общего заземления, полные сопротивления диполей A и B, необходимую разность фаз между магнитными моментами, а также их соотношение, можно вычислить необходимую для установки разность фаз ϕ∆ между сигналами инверторов А и B а также коэффициент выходного напряжения K.

Приведем пример расчета. Сопротивление диполей RA = RB = 40 Ом, общее сопротивление заземления R0 =10 Ом. Необходимо установить следующие параметры: соотношение модулей токов в диполях KS = 0.5 и разность фаз между магнитными моментами диполей °=∆ 90Sϕ .

Используя выражение (5.1) получаем: K=0.536, ∆φ=62.5°. Графики зависимостей ),( SSKK ϕ∆ и ),( SSK ϕϕ ∆∆ при

RA = RB = 40 Ом и R0 =10 Ом приведены на рис. 5.10 и 5.11 соответственно.

В частном случае, когда 0, 0 == RRR BA , можно записать:

∆=∆=

⇒⋅=⋅⋅

=⋅ ∆⋅∆⋅

∆⋅

S

SjS

A

jSBj KK

eKR

eKReK S

S

ϕϕϕ

ϕϕ

Т.е. в частном случае равенства сопротивлений обоих диполей и равенства нулю общего заземляющего сопротивления, соотношение амплитуд и разность фаз магнитных моментов будут равны соотношению амплитуд и разности фаз синусоидального напряжения на выходе каналов A и B инвертора (источников переменной ЭДС )(),( tEtE BA ).

125

Рис. 5.10. Семейство кривых ),( SSKK ϕ∆ для разных величин KS ,

где KS - соотношение амплитудных значений магнитных моментов двух диполей на выходе генератора направленного действия (на излучателе) Номограмма используется для обеспечения требуемого сдвига фаз между

магнитными моментами диполей Sϕ∆ (для заданного KS) путем подбора

параметра К, где К - соотношение амплитуд переменного напряжения на выходах A и B инвертора (соотношение амплитуд источников переменной ЭДС )(),( tEtE BA ). Значения сопротивлений диполей и заземлений RA =

RB = 40 Ом и R0 =10 Ом

В 2010 году были закончены работы по созданию

генераторно-измерительного комплекса направленного действия «Энергия-2М» для сейсмического мониторинга и поиска полезных ископаемых методом частотного электромагнитного зондирования в комплексе с зондированиями в поле естественных источников методом АМТЗ. Разработанный комплекс включает генератор направленного действия «Энергия-2М» мощностью 29 кВт на шасси а/м ЗИЛ-131 и

126

Рис. 5.11. Семейство кривых ),( SSK ϕϕ ∆∆ для разных величин

KS, где KS - соотношение амплитудных значений магнитных моментов двух диполей на выходе генератора направленного действия (на излучателе) Номограмма используется для обеспечения требуемого сдвига фаз между

магнитными моментами диполей Sϕ∆ на излучателе (для заданного KS )

путем подбора параметра ϕ∆ , где ϕ∆ - фазовый сдвиг между выходными сигналами каналов A и B инвертора (источниками переменной ЭДС

)(),( tEtE BA ). Значения сопротивления диполей и заземлений RA = RB =

40 Ом и R0 =10 Ом

семиканальную усовершенствованную цифровую измерительную станцию КВВН-7, которая будет рассмотрена в главе 8. В августе 2010 года генератор направленного действия «Энергия-2М» успешно прошел полевые испытания на Мончегорском электроразведочном полигоне.

127

6. ПОРТАТИВНЫЙ КНЧ-СНЧ ГЕНЕРАТОР «ЭНЕРГИЯ-3» МОЩНОСТЬЮ 2 КВТ

Эффективность электромагнитных зондирований определяется, прежде всего, возможностью проведения исследований с максимально высоким соотношением «сигнал-шум» и на максимально больших глубинах, что требует увеличения мощности генераторных устройств и совершенствования методов борьбы с помехами.

Повышение глубинности электроразведки достигается не только за счет больших разносов между питающими и приемными линиями и максимально низкого (с соблюдением условий волновой зоны) частотного диапазона, но и за счет мощности излучающих устройств. Мощность излучающих устройств, или сила источника [43] определяется размерами питающих линий и силой тока. Подробно вопрос мощности источника рассмотрен нами в главе 2. Здесь лишь кратко повторим основные соотношения. Для заземленных линий сила источника определяется как электрический момент Р, равный произведению силы тока на длину линии, для магнитных петель – это магнитный момент М, равный произведению силы тока на площадь петли. Электрический Р и магнитный М моменты линейно входят в выражения для электрических и магнитных компонент полей дипольных источников. Это означает, например, что для увеличения вдвое глубины зондирования с электрическим диполем фиксированной длины, учитывая, что поле изменяется обратно пропорционально кубу расстояния, необходимо увеличить силу тока в 8 раз. При использовании магнитного диполя в этих же условиях необходимо увеличить силу тока в 16 раз. Увеличение силы сигнала при неизменных размерах питающих линий может быть достигнуто либо путем увеличения мощности генераторного устройства, либо за счет накопления повторяющихся посылок однотипных сигналов с заданной строго контролируемой частотой. Однако, и тот и другой подходы имеют свои ограничения. Увеличение мощности

128

генераторных устройств ведет к резкому удорожанию работ, поскольку для увеличения глубины зондирования вдвое, как уже отмечалось выше, требуется увеличение силы тока в 8 раз, а мощность генератора (W=U·I) при этом должна быть увеличена в 64 раза.

Более легким путем является простое накопление в приемнике многократно повторяющихся сигналов слабого источника. Соотношение «сигнал-шум» при этом увеличивается пропорционально корню квадратному от числа посылок. Отметим, что этот подход требует больших затрат времени на посылку сигналов и их накопление. Кроме того, при накоплении требуется соблюдение условий «белого» шума на соответствующем, иногда весьма значительном интервале времени, что далеко не всегда достижимо.

В 70-е – 80-е годы прошлого столетия была предпринята попытка достигнуть больших глубин зондирования путем применения импульсных МГД-генераторов мощностью до 80 тысяч кВт [13]. Однако, несмотря на ряд успешных экспериментов, это направление в начале 90-х годов было закрыто в связи с чрезмерно большой стоимостью работ. В современной глубинной геоэлектрике преобладает второй подход – накопление сигналов с применением оптимальных по мощности источников. Техника накопления разделяется на две основные ветви, отличающиеся по форме генерируемых сигналов - синус или меандр. Если генератор излучает монохроматический сигнал синусоидальной формы, то накопление осуществляется исключительно с применением спектрального подхода на основе Фурье-анализа для последующей обработки и интерпретации данных в рамках теории частотного зондирования. Если же периодический сигнал имеет форму меандра - прямоугольную знакопеременную (схема удвоения) или форму прямоугольных сигналов с паузой (схема со скважностью), то их обработка может быть выполнена как путем спектрального анализа, так и путем накопления.

129

На основе подробного обзора различных генераторных установок периодического действия в [46] сделан вывод о необходимости совершенствования генераторных установок с использованием промышленной электросети переменного тока. Это позволяет обеспечить максимальную стабильность работы установки, повышать ее мощность и выходное напряжение, что особенно важно при мониторинге электрического сопротивления горных пород с целью поиска возможных предвестников землетрясений. Дополнительные преимущества создает использование промышленных линий электропередачи в качестве излучающих антенн. Это позволяет существенно увеличить длину питающих линий и избавиться от капитальных затрат на прокладку токонесущих кабелей и заземляющих устройств.

В 2012 году был разработан портативный генератор «Энергия-3» мощностью 2 кВт. Это КНЧ-СНЧ генератор нового поколения и класса, питающийся от сети 220 В или от бензогенератора, позволяющий оперативно подключаться к любым видам промышленных ЛЭП и другим видам излучающих антенн, генерировать сигналы произвольной формы (от синуса до меандра и треугольника) и решать широкий круг задач фундаментального и прикладного характера.

6.1. Схема портативного генератора «Энергия-3»

Структурная схема портативного КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-3» приведена на рис. 6.1. Генератор построен по схеме, ставшей уже «классической» для разработанных авторами аналогичных устройств большой мощности. Основу генератора составляет выходной инвертор (ВЫХИ) формирующий в антенне - линии электропередачи (ЛЭП) методом широтно-импульсной модуляции (ШИМ) ток синусоидальной формы, произвольной амплитуды и частоты. Принцип формирования выходного синусоидального тока в ЛЭП подробно рассмотрен в главе 4.2. При необходимости форма тока, формируемая ВЫХИ в антенне методом ШИМ, может быть изменена на произвольную

130

Рис. 6.1. Структурная схема портативный КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-3» мощностью 2 кВт ККМ-В - корректор коэффициента мощности выпрямитель; РВЧП -развязывающий высокочастотный преобразователь; ИН - инвертор; ВЧТ - высокочастотный трансформатор; ВП- выпрямитель; ВЫХИ - выходной инвертор; Lф - фильтрующий дроссель; СУ - согласующее устройство; RЛЭП - активное сопротивление проводов ЛЭП; LЛЭП - индуктивность проводов ЛЭП; ИПП - импульсный преобразователь питания; СУиИ - схема управления и индикации

(усеченный синус, мeмеандр, треугольник). Согласующее устройство (СУ) предназначено для продольной компенсации индуктивной составляющей LЛЭП полного сопротивления линии на частотах выше 3 Гц, когда реактивное сопротивление линии начинает ограничивать силу тока в антенне. При работе генератора на тех частотах, когда используется СУ, ВЫХИ формирует выходной сигнал прямоугольной формы (меандр), так как синусоидальность тока в линии обеспечивается резонансом.

131

Максимальное амплитудное значение выходного напряжения генератора определяется величиной напряжения звена постоянного тока ВЫХИ, подключенного к выходу развязывающего высокочастотного преобразователя (РВЧП) и составляет величину 300 В.

Так как генератор питается от сети с фазным напряжением 220 В частотой 50 Гц трансформатора собственных нужд (ТСН) подстанции, имеющего глухозаземленную нейтраль, то основное назначение РВЧП – обеспечить гальваническую развязку выхода ВЫХИ, подключенного одним выводом к контуру заземления подстанции, от входных цепей генератора. Схемотехническое решение развязывающего преобразователя может быть различным. Анализ вариантов такого решения подробно рассмотрен авторами в разделе 4.3. Так как разработанный генератор является портативным силовым устройством, то одно из основных требований – уменьшение его массы и габаритов. В этом случае оптимальным схемным решением является применение развязывающего преобразователя на основе инвертора (ИН на рисунке 6.1), преобразующего предварительно выпрямленное сетевое напряжения в переменное напряжение высокой частоты и нагруженного на развязывающий трансформатор (ВЧТ). Применение преобразования на высокой частоте (десятки кГц) позволяет значительно снизить массогабаритные показатели развязывающего трансформатора и фильтрующего дросселя выпрямителя ВП.

Как отмечалось в разделе 4.3.3, недостатки преобразования на высокой частоте (увеличение динамических потерь в ключевых элементах ИН, тепловые потери в ВЧТ) ухудшают технические и экономические показатели создаваемого устройства при его мощности, превышающей 50 кВт. Это показал собственный опыт создания КНЧ-СНЧ генераторов большой мощности и примеры исполнения таких устройств другими разработчиками. Поскольку мощность генератора «Энергия-3» составляет 2 кВт, то использование развязывающего высокочастотного преобразователя (РВЧП на

132

рис. 6.1) является оптимальным решением с учетом, как массогабаритных параметров, так и технико-экономических показателей устройства.

В состав РВЧП входят инвертор ИН с широтно-импульсным управлением, высокочастотные трансформатор (ВЧТ) и выпрямитель (ВП) Применение ШИМ в ИН, позволяет регулировать постоянное выходное напряжение РВЧП, поступающее на звено постоянного тока ВЫХИ, в диапазоне от 0 до 300 В. Таким образом амплитуда выходного сигнала генератора регулируется методом ШИМ в РВЧП, а его форма синтезируется ШИМ ВЫХИ. Такая регулировка позволила уменьшить потери на переключение в транзисторах ВЫХИ при работе генератора на низкоомную нагрузку, когда необходимая величина выходного тока может быть обеспечена при относительно небольшом напряжении на входе ВЫХИ. Кроме того регулировка амплитуды выходного напряжения генератора не с помощью ШИМ на выходе генератора, а изменением входного напряжения ВЫХИ (напряжения на звене постоянного тока), уменьшает амплитуду высших гармоник, кратных частоте коммутации ШИМ в выходном токе. Более подробно этот вопрос рассматривается в главе 7.2.2.

Постоянное напряжение на вход РВЧП поступает с корректора коэффициента мощности - выпрямителя (ККМ-В на рис 6.1). Коэффициент мощности (КМ) определяется, как отношение активной мощности, потребляемой нагрузкой, к полной мощности, потребляемой источником. Использование схемы коррекции коэффициента мощности необходимо, так как потребляемый РВЧП и ВЫХИ ток имеет импульсный характер с высоким процентом содержания высших гармоник. Применение обычной схемы выпрямителя не позволяет достичь величины коэффициента мощности более 0.5 - 0.7. При таком низком КМ

могут возникать проблемы электромагнитной совместимости при одновременной работе генератора и другого оборудования подстанции, подключенного к сети 220 В питания СН – возможны срабатывания защитных устройств и аппаратов СН. В

133

условиях действующей подстанции это недопустимо. С другой стороны, в настоящее время отечественные и международные стандарты, в частности стандарт МЭК IEC 1000-3-2 [143], определяют жесткие нормы по гармоническим составляющим потребляемого тока и коэффициенту мощности для систем электропитания мощностью более 50 Вт. Учитывая это, в генераторе применен выпрямитель с однофазным активным корректором коэффициента мощности. Такое решение [54, 142] обеспечивает форму потребляемого генератором тока в виде коротких импульсов переменной амплитуды, следующих с высокой частотой (20-25 кГц), пиковые мгновенные значения которых пропорциональны мгновенному напряжению сети. Огибающая этих импульсов повторяет по форме входное напряжение, а среднее значение практически соответствует форме тока в активной нагрузке (рис. 6.2). Кроме того, отбираемая от сети мощность остается постоянной в случае изменения напряжения сети.

Рис. 6.2. Формы напряжения и тока в высокочастотном активном корректоре коэффициента мощности 1 - входное напряжение после выпрямительного моста; пиковые значения (2) импульсов тока потребления и их огибающая (3); 4 - среднее значение тока потребления

134

ККМ-В формирует стабилизированное выходное напряжение, регулируемое в диапазоне от 350 до 400 В. Далее это напряжение подается на вход РВЧП. Кроме того, это напряжение поступает на вход импульсного преобразователя питания (ИПП), который предназначен для питания всех слаботочных цепей различных блоков генератора и имеет три полностью гальванически развязанные группы выходных стабилизированных напряжений:

- группа питающих напряжений для ККМ-В и РВЧП; - группа питающих напряжений для ВЫХИ; - группа питающих напряжений для схемы управления и

индикации. Схема управления и индикации (СУиИ) осуществляет

формирование необходимых управляющих сигналов для всех блоков генератора и анализ информации, поступающей с различных датчиков и цепей контроля. СУиИ также предназначена для управления режимами работы генератора, задания оператором параметров выходного сигнала, отображение этих параметров для визуального контроля на устройствах индикации.

6.2. Устройство и работа генератора «Энергия-3»

Более подробно работу и устройство генератора рассмотрим по функциональной схеме, приведенной на рисунке 6.3. Сетевое напряжение поступает на выключатель «СЕТЬ» S1, после которого установлено два защитных элемента: плавкий предохранитель FU и термистор RK, ограничивающий пусковой ток в начальный момент включения. Далее сетевое напряжение поступает на ККМ-В, в состав которого входит выпрямительный диодный мост VD1-VD4 и схема коррекции коэффициента мощности (СККМ). Активный ККМ выполнен по схеме повышающего преобразователя [53] на основе дросселя L1, IGBT транзистора без антипараллельного диода VT1 (IRG4PC40W), зарядного диода VD5 и выходной емкости С2.

135

Рис. 6.3. Функциональная схема генератора «Энергия- 3» СККМ - схема корректора коэффициента мощности; МККМ - микросхема корректора коэффициента мощности; ИРВЧП - инвертор развязывающего высокочастотного преобразователя; ИПП - многоканальный импульсный преобразователь питания; ВЫХИ - выходной инвертор; ДРВ1, ДРВ2 - драйверные схемы управления IGBT транзисторами; ФШИМ1, ФШИМ2 - схемы формирователей ШИМ; ДТ1, ДТ2 - датчики тока; ДН - датчик напряжения; СУИ - схема управления и индикации; ТГТЧ - термокомпенсированный генератор тактовой частоты; х2 ТЧ - удвоитель тактовой частоты; ЦМК - центральный микроконтроллер; АЦП - аналого-цифровой преобразователь; ВЛК - валкодер; КЛВ - клавиатура; ЖКИ - жидкокристаллический индикатор; СУ - согласующее устройство; ОСЦ - осциллограф; ПК - портативный компьютер

136

Силовой транзистор VT1 управляется через драйверную схему ДРВ (IR4427) сигналом с ШИМ от специализированной микросхемы контроллера корректора коэффициента мощности - МККМ (IR1153). Особенностью данного контроллера является отсутствие необходимости измерения линии переменного тока - вся необходимая информация для корректировки формы кривой тока и, тем самым, увеличения коэффициента мощности извлекается из постоянного напряжения на конденсаторе С2 и из обратного тока через VT1, измеряемого с помощью шунта Rш сопротивлением 0.016 Ом [124]. Входной конденсатор C1 небольшой емкости отфильтровывает высокочастотные импульсные помехи, создаваемые ККМ.

После СККМ постоянное напряжение поступает на РВЧП, в состав которого входят инвертор ИРВЧП, трансформатор T1, дроссель L2 и емкость С4. ИРВЧП выполнен по мостовой схеме на четырех IGBT транзисторах VT2-VT5 (IRGP50B60PD1) Транзисторы каждого полумоста управляются специализированной микросхемой - драйвером полумоста IR2113. Две таких микросхемы составляют драйвер мостового инвертора РВЧП (ДРВ1). Управление работой ИРВЧП по необходимому ШИМ алгоритму осуществляет формирователь ШИМ (ФШИМ1), входной сигнал на который от ЦМК схемы управления и индикации (СУИ) поступает через схему оптической развязки. Нагрузкой ИРВЧП является первичная обмотка T1. Конденсатор С3 предназначен для исключения замагничивания сердечника трансформатора Т1 постоянной составляющей тока через ИРВЧП. Датчик тока ДТ1 включен последовательно первичной обмотке Т1, и управляет ШИМ сигналом на выходе ФШИМ1, обеспечивая защиту ИРВЧП от сверхтоков. Мостовой выпрямитель на диодах VT6-VT9 (HEA30PA60C) выпрямляет напряжение снимаемое со вторичной обмотки T1 и вместе с дросселем L2 и конденсатором С4 формирует выходное постоянное напряжение РВЧП. Контроль величины этого напряжения осуществляет изолированный датчик напряжения ДН, сигнал с которого поступает на ЦМК. ЦМК

137

использует этот сигнал, как сигнал обратной связи для ШИМ стабилизации выходного напряжения РВЧП. Кроме того величину этого напряжения, как уже отмечалось, можно регулировать от 0 до 300 В управляющим ШИМ сигналом от ЦМК. Разрядный диод VD11 поддерживает ток через дроссель L2 после прекращения фазы накачки. Цепочка VD10, С4, R1 предназначена для ограничения перенапряжения на диоде VD11.

С выхода РВЧП постоянное напряжение поступает на ВЫХИ, который выполнен по мостовой схеме на четырех IGBT транзисторах VT6-VT9 (IRGP4063d) Транзисторы каждого полумоста также как в ИРВЧП управляются специализированной микросхемой - драйвером полумоста IR2113. Назначение и состав блоков ДРВ2 и ФШИМ2, аналогичны описанным выше для ИРВЧП. ВЫХИ формирует в антенне (ЛЭП) методом ШИМ ток нужной формы (синус, меандр) и частоты. Несущая частота ШИМ может выбираться в диапазоне 10 - 20 кГц с дискретным шагом. Дроссель L3 представляет собой выходной фильтр гармоник. Контроль выходного тока в нагрузке осуществляет бесконтактный датчик тока ДТ2 компенсационного типа, сигнал с выхода которого поступает на АЦП ЦМК и одновременно на коаксиальный разъем СР-50. С этого разъема сигнал, пропорциональный выходному току генератора, подается на осциллограф для контроля формы и параметров сигнала, и на внешнее АЦП для записи в цифровом виде на жесткий диск ПК.

Выходной сигнал инвертора поступает на согласующее устройство продольной компенсации (СУ). В состав СУ входит набор конденсаторов с различными номиналами емкости, которые коммутируются таким образом, чтобы обеспечить необходимую емкость СУ для компенсации индуктивности ЛЭП во всем диапазоне дискретных частот генерации.

В состав СУИ входят: - центральный микроконтроллер (ЦМК), который согласно

микропрограмме формирует алгоритм работы ИРВЧП и ВЫХИ, осуществляет обработку и анализ информации, поступающей с датчиков и цепей контроля. На него поступают сигналы с ДТ и

138

ДН. Основу ЦМК составляет 8-ми разрядный AVR микроконтроллер c усовершенствованной RISC-архитектурой ATmega16A [26, 30]. Кроме того в состав ЦМК входят элементы цифровой логики формирующие необходимые сигналы управления инверторами и цепи оптической развязки.

- термокомпенсированный генератор тактовой (задающей) частоты (ТГТЧ), формирующий высокостабильный тактовый сигнал частотой 10 МГц, который после схемы удвоения частоты (х2 ТЧ) поступает на ЦМК. Параметры ТГТЧ определяют температурную и временную стабильность выходного сигнала генератора. Применение термокомпенсированного тактового генератора с одной стороны позволяет достичь стабильности выходного сигнала по температуре и времени не хуже чем 10-8, а с другой обеспечивает необходимую точность фазы выходного синусоидального сигнала, формируемого методом широтно-импульсной модуляции (подробнее этот вопрос рассмотрен в главе 5.1.2).

- органы управления работой генератора и устройства индикации, предназначенные для управления режимами работы генератора, задания параметров генерируемого сигнала, а также для визуального отображения информации о параметрах выходного сигнала и других величин, значения которых необходимо контролировать в процессе работы генератора. Внешний вид органов управления и индикации приведены на рисунке 6.4. Для управления режимами работы и задания необходимых параметров служит кнопочная клавиатура (КЛВ), микрокнопочные выключатели и валкодер ВЛК. Для отображения информации служат жидкокристаллический индикатор (ЖКИ), и дискретные светодиодные индикаторы. На ЖК-дисплее отображается информация о текущем режиме работы, частота генерируемого сигнала, приведенная (в процентах от напряжения питания выходного инвертора) величина амплитуды выходного напряжения, сила тока в антенне, величина напряжения на шине ВЫХИ, несущая частота ШИМ, форма генерируемого сигнала. Для оперативного выбора

139

Рис. 6.4. Органы управления и индикации генератора «Энергия-3» 1 - выходные клеммы генератора; 2 - кнопка выбора и светодиод подтверждения изменяемого параметра «Частота генерации»; 3 - разъем контроля выходного тока; 4 - кнопка выбора и светодиод подтверждения изменяемого параметра «выходное напряжения в процентах от максимально возможного»; 5 -светодиодный индикатор «Частота генерации»; 6 - светодиодный индикатор «Работа генератора»; 7 - многофункциональный жидкокристаллический индикатор (ЖКИ); 8 - поворотная рукоятка валкодера; 9 - кнопка выбора и светодиод подтверждения изменяемого параметра «Напряжение на шинах выходного инвертора; 10 - кнопка подачи сетевого напряжения; 11 - кнопка включения генерации «Пуск»; 12 - кнопка остановки генерации «Стоп»; 13 - кнопка выбора пункта меню «Ввод/Enter»; 14 - кнопка перемещения по меню вверх «↑»; 15 - кнопка перемещения по меню вниз «↓»; 16 - кнопка «Отмена/Esc»

параметра генерируемого сигнала, который необходимо изменить в процессе генерации служат соответствующие микрокнопки. Изменение параметров производится с помощью ручки валкодера.

140

Кроме того на ЖКИ отображается информация, необходимая для перемещения по меню. Перемещение по меню и выбор параметра производится с помощью кнопок «ВВЕРХ», «ВНИЗ», «ВВОД/ENTER» и «ОТМЕНА/ESC». Внешний вид органов управления и индикации приведены на рисунке 6.4.

Импульсный многоканальный преобразователь питания ИПП формирует три полностью гальванически развязанные группы выходных стабилизированных напряжений:

1) +5 В для питания всех элементов СУИ и ±15 В для питания изолированных датчиков тока и напряжения;

2) +15 В для питания всех микросхем и активных элементов входящих в состав СККМ и ИРВЧП;

3) +15 В для питания активных компонентов ВЫХИ

Технические характеристики

Питание генератора осуществляется от сети переменного тока промышленной частоты 50 Гц напряжением 220 В±10%.

В генераторе имеется гальваническая развязка между входными цепями питания и выходом.

Диапазон рабочих частот - 0,01 - 200 Гц. Форма выходного тока - синус, усеченный синус, меандр. Максимальная амплитуда выходного напряжения - 300 В. Выходная мощность - 2 кВт.

Конструкция

Конструктивно генератор «Энергия- 3» выполнен в виде пластикового кейса (рис.6.5), под крышкой которого на верхней панели расположены все органы управления, индикации и коммутации, за исключением разъема для подключения сетевого кабеля питания и крышки отсека для предохранителя, которые расположены на задней поверхности.

Среди достоинств портативного КНЧ-СНЧ генератора «Энергия- 3» можно выделить следующие:

141

б)

а)

в)

Рис. 6.5. Внешний вид генератора «Энергия-3» в рабочем состоянии (а), в состоянии для транспортировки (б), вид сзади (в)

- упрощенная схема и процедура подключения

портативного генератора к питающей сети 220 В на подстанции размещения;

- безопасность проведения работ, так на выходе генератора отсутствует высокое напряжение (генератор относится к классу электрооборудования напряжением ниже 1000 В);

- отсутствие из-за малой излучаемой мощности проблем электромагнитной совместимости портативного генератора с каналами телеметрии, линиями связи и подземными коммуникациями, находящимися в зоне влияния излучающей ЛЭП;

142

- компактность и малый вес, что упрощает как процедуру и стоимость доставки генератора к месту приведения работ, так и организационные мероприятия на действующей подстанции.

Генератор «Энергия-3» прошел успешные испытания сентябре 2012 г. на электрической подстанции ПС 220/110/10кВ «Уренгой» с использованием в качестве антенны ЛЭП «Уренгой-Пангоды» [3]. Полученные результаты приводятся ниже в главе 9. Амплитудное значение выходного тока генератора на различных частотах достигало величины 10-12 А. По результатам проведенных исследований можно заключить, что портативный генератор «Энергия-3» позволяет выполнять зондирования на удалениях до 100-150 км.

7. ВОПРОСЫ СОГЛАСОВАНИЯ КНЧ-СНЧ ГЕНЕРАТОРОВ С ПРОМЫШЛЕННЫМИ ЛЭП И ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ СОВМЕСТИМОСТИ С ОБОРУДОВАНИЕМ ПОДСТАНЦИЙ И ЛИНИЯМИ СВЯЗИ

7.1 Разработка согласующего устройства продольной компенсации

При использовании мощными КНЧ-СНЧ генераторами для геофизических исследований в качестве излучающих антенн линий электропередач (ЛЭП), для обеспечения необходимой силы тока в антенне на частотах выше единиц герц, возникает задача компенсации индуктивной составляющей ЛЭП. На рисунке 4.1 была приведена структурная схема мощного КНЧ-СНЧ генератора. Согласующее устройство (СУ) предназначено для компенсации индуктивной составляющей LЛЭП полного сопротивления линии на частотах, когда реактивное сопротивление линии начинает ограничивать силу тока в антенне. Величина емкости согласующего устройства ССУ при переходе на частоту генерации fГ должна изменяться так, чтобы всегда сохранялся резонанс напряжений в индуктивной нагрузке:

143

СУГ

ЛЭПГ

СfLf

ππ

2

12 =

При работе на частотах, когда подключается СУ, высоковольтный инвертор (ВИ) переходит в режим формирования выходного сигнала в виде меандра, так как синусоидальность тока в линии обеспечивается резонансом. В большинстве известных мощных генераторах КНЧ-СНЧ диапазона: передатчике центра дальней связи с подводными лодками «Зевс» [51, 171], генераторе низких частот для исследования земной коры разработки НИИПТ С-Петербург [27], генераторе «Энергия-2», рассмотренном нами в разделе 4, в качестве СУ применяются устройства продольной компенсации емкостного типа, представляющее собой дискретно-перестраиваемый конденсатор. Схема согласующего устройства выполняется в виде последовательно-параллельного соединения силовых конденсаторных батарей, и с помощью ключей, имеющих внешнее управление, изменяет свою структуру таким образом, чтобы емкостное сопротивление согласующего устройства на каждой рабочей частоте было равно индуктивному сопротивлению антенны. При этом, как уже отмечалось, последовательный колебательный контур, образованный антенной и согласующим устройством, оказывается настроенным в резонанс. Коммутация ключей может производиться как дистанционно устройствами автоматики [51, 171] так и вручную персоналом [27].

Таким образом, при разработке и создания СУ продольной компенсации КНЧ-СНЧ генератора необходимо знать параметры конкретной линии, которая будет использоваться в качестве антенны, а именно полное электрическое сопротивление нулевой последовательности проводов ЛЭП [88].

Полное электрическое сопротивление нулевой последовательности проводов ЛЭП складывается из продольного активно-индуктивного сопротивления и поперечного активно-емкостного. Активные потери в изоляции ЛЭП пренебрежимо малы, поперечная емкостная проводимость учитывается при

144

расчете конденсаторного согласующего устройства. Оценим продольное сопротивление проводов ЛЭП с учетом проникновения магнитного поля в землю.

При использовании ЛЭП в качестве антенны для глубинного зондирования фазные провода объединяются между собой, образуя единый проводник. Для упрощения расчетов будем считать, что фазные провода образуют расщепленный провод с радиусом расщепления, равным радиусу R описанной окружности, пересекающей центры каждого провода, как показано на рис. 7.1. Эквивалентный радиус расщепленной фазы

определяется по формуле n ný nrRr 1−= , где r - радиус

составляющей расщепленного провода, т.е. радиус фазного провода ЛЭП; R - радиус расщепления; 3=n – число фаз. Для промежуточных опор типов П220-3 и ПМ220-5 радиус расщепления получается примерно одинаковым (5.3 и 5.2 м соответственно), эквивалентный радиус =ýr 0.95 м, а средняя

высота подвеса эквивалентного провода =+= dHHHÝ 13 м (с

учетом длины гирлянды и стрелы провеса для ненаселенной местности).

Рис. 7.1. К расчету параметров эквивалентного провода

145

Продольное комплексное сопротивление ÝZ

эквивалентного провода с учетом проникновения магнитного поля в провода фаз и грунт вычисляются как сумма трех составляющих – собственного индуктивного сопротивления эквивалентного провода Ljω , внутреннего активного

сопротивления проводов с учетом взаимного влияния токов ÀZ ,

и сопротивления ÇZ , учитывающего потерю мощности в земле

от протекающего в ней обратного тока (все слагаемые являются погонными):

ÇÀÝ ZZLjZ ++= ω . (7.1)

Индуктивность линии без потерь определяется по формуле:

Ý

Ý

r

HL

2ln

20

πµ

= , (7.2)

где 70 104 −⋅= πµ Гн/м.

При осесимметричном распределении плотности тока внутри проводов внутреннее сопротивление трех параллельных фазных проводов:

3

)(

)(

2 111

1011 srkI

rkI

r

k

ZА

⋅⋅= π

ρ

, (7.3)

где 1s =1,4÷1,7 - поправочный коэффициент,

учитывающий многожильную структуру фазных проводов;

1

01 ρ

ωµjk ≈ - волновое число материала провода;

1ρ - удельное сопротивление материала провода;

10, II - функции Бесселя первого рода нулевого и первого

порядка.

Сопротивление ÇZ по формуле Карсона имеет вид:

146

λ

ρωµλλ

πωµ λ

dj

jZ

ЭH

З⋅

++= ∫

∞ −

0 02

20 e

2,

(7.4)

где ρ - удельное сопротивление грунта. Можно подчеркнуть, что эта составляющая не зависит от

наличия расщепления и вообще от всех параметров линии кроме средней высоты подвеса.

При наличии на линии глухозаземленного грозозащитного троса сопротивление уменьшается за счет взаимоиндукции петли трос – провод. С учетом того, что токи в тросе и линии имеют встречное направление, получаем:

T

ÏÒ

x

xxx

2

0 −= , (7.5)

где x – сопротивление нулевой последовательности ВЛ с тросом;

0x – сопротивление нулевой последовательности ВЛ без

троса;

ÏÒx – сопротивление взаимоиндукции провод – трос;

Òx – сопротивление собственно троса в нулевой

последовательности. На рис. 7.2 в качестве примера расчета представлена

частотная зависимость полного сопротивления нулевой последовательности ЛЭП «Уренгой - Пангоды». На частотах ниже 1 Гц сопротивление соответствует сопротивлению линии на постоянном токе (порядка 5 Ом), на частоте 10 Гц оно уже составляет 8 Ом, а затем линейно растет с частотой и при 200 Гц достигает значения 100 Ом. Это означает, что ток, выдаваемый генераторным устройством в ЛЭП, будет резко уменьшаться с частотой при постоянном напряжении на выходе.

На рис. 7.3 показана частотная зависимость действующего значения выходного тока генератора при напряжении на звене постоянного тока выходного инвертора 700 В. Значение тока

147

Рис. 7.2. Пример частотной зависимости полного сопротивления ЛЭП падает от 150 А при 1 Гц до 7 А при 200 Гц. Такая сила тока может оказаться недостаточным для создания электромагнитного поля, необходимого при глубинном зондировании, поэтому требуется компенсация индуктивности линии. Компенсация по условию резонанса позволяет более чем в 6 раз увеличить силу тока в линии на высоких частотах (рис. 7.3).

Рис. 7.3. Частотная зависимость действующего значения выходного тока генератора

148

Введём понятие эффективность согласующего устройства:

,соглне

согл

e I

IK =

где Iсогл - ток при полном согласовании (реактивная составляющая сопротивления линии равна нулю), Iнесогл - ток без использования компенсации. На рис. 7.4 приведена зависимость эффективности СУ от частоты.

Рис. 7.4. Частотная зависимость эффективности согласующего устройства

На рис. 7.5 приведена зависимость расчётной наихудшей эффективности согласующего устройства от частоты при различной дискретности установки ёмкости СУ для ЛЭП с индуктивностью 0.1-0.17 Гн. Под дискретностью понимается минимальный шаг изменения емкости СУ.

В идеальном случае согласующее устройство должно иметь электрическую схему, приведенную на рис. 7.6 и состоять из n конденсаторов C1 - Cn, емкость которых определяется следующим выражением:

12321 2,2,2, −⋅=⋅=⋅== n

n CCCCCCCC K .

149

Рис. 7.5. Частотная зависимость эффективности согласующего устройства: 1 - при идеальном согласовании, 2, 3, 4 - при дискретности установки ёмкости согласующего устройства 16, 30 и 60 мкФ соответственно

Суммарная емкость СУ определяется параллельным соединением конденсаторов в необходимой конфигурации с помощью ключей K1 - Kn (рис. 7.6). При этом ёмкость согласующего устройства изменяется в диапазоне

[ ]CCCC nСУ

−∈ , с шагом дискретности установки емкости

согласующего устройства CCСУ

=∆ .

Рис. 7.6. Электрическая схема идеального согласующего устройства продольной компенсации

150

Практическая реализация такого идеального СУ сложна, а при определенных требованиях к диапазону частот и степени согласования, невозможна. Поэтому целесообразным является создание СУ из ограниченного набора емкостей. В качестве оптимально достаточной представляется схема согласующего устройства (рис. 7.7), состоящая из 9-ти конденсаторов с различными номиналами емкости и 11-ти ключей, с помощью которых конденсаторы так, чтобы обеспечить необходимую емкость СУ для компенсации индуктивности ЛЭП во всем диапазоне дискретных частот генерации. Значение минимальной емкости конденсатора С1, определяющая дискретность установки емкости СУ, составляет 16 мкФ. Эффективность такого СУ характеризует кривая 2 на рис. 7.5. Как видно из рисунка, на частотах генерации менее 50 Гц эффективность такого СУ близка к идеальной.

Рис. 7.7. Электрическая схема согласующего устройства с эффективностью Ке близкой к идеальной в диапазоне частот 1-50 Гц

При практической реализации СУ необходимо учитывать

что напряжения, возникающие на конденсаторах при резонансе, значительно превосходят выходное напряжение генератора.

151

Величину этих напряжений необходимо учитывать при выборе типов конденсаторов используемых в СУ.

Как уже отмечалось, при работе на частотах генерации требующих применения СУ, выходной сигнал генератора имеет форму меандра. Действующее значение первой гармоники выходного напряжения в этом случае можно определить как:

ВВ

U 9002

27.110001 ≈×= ,

где 1000 В - напряжение на звене постоянного тока высоковольтного инвертора.

Зависимость первой гармоники тока через СУ от частоты может быть найдена как:

( ) ( )fR

UfI 1

1 = ,

где R(f) - активная составляющая полного сопротивления нулевой последовательности R(f) = Re[Z(f)] . На рис. 7.8 приведен пример частотной зависимости активной составляющей полного сопротивления нулевой последовательности для ЛЭП Л-401.

Рис. 7.8. Зависимость активной составляющей полного сопротивления нулевой последовательности ЛЭП Л-401 от частоты

152

Действующее значение напряжения на выводах конденсаторов СУ:

( ) ( )( )fCf

fIfU

СУ

СУ π21= ,

где ( )fCСУ

- значение емкости СУ необходимой для

выполнения условия согласования (резонанса) на частоте генерации f. Зависимость напряжения на конденсаторах СУ от частоты при работе на ЛЭП Л-401 приведена на рис. 7.9. Из графика на рис. 7.9 видно, что при работе на частотах 100-200 Гц напряжение на конденсаторах СУ может составлять величину 8-10 кВ, что значительно превышает выходное напряжение генератора. Это обстоятельство должно учитываться при выборе типов конденсаторов для СУ.

Рис. 7.9. Зависимость действующего значения напряжения на выводах конденсаторов СУ от частоты генерации при использовании в качестве антенны ЛЭП Л-401 и при выходном напряжении генератора 1000 В

Другим параметром, который должен учитываться при

выборе конденсаторов СУ, является номинальная мощность конденсатора, выраженная в квар (киловольт-ампер реактивный).

153

На рис. 7.10 приведена частотная зависимость требуемой реактивной мощности СУ при работе генератора в режиме максимальной выходной мощности.

Рис. 7.10. Зависимость требуемой реактивной мощности СУ от частоты

Третий параметр, который должен учитываться при выборе элементной базы СУ, – допустимая сила тока через конденсатор, которая может быть вычислена через допустимое рабочее напряжение конденсатора и его реактивное сопротивление на данной частоте согласования.

Так как все перечисленные параметры конденсаторов СУ: емкость, мощность, допустимое напряжение и сила тока связаны между собой, то необходимо выделить следующие положения, которые облегчают выбор конкретных типов конденсаторов для СУ.

Большие значения ёмкости СУ требуются для согласования на нижней границе частот генерации. В этом случае конденсаторы большой ёмкости будут задействованы только на низких частотах (менее 50 Гц), что позволят применить типы конденсаторов не предназначенные для работы в компенсирующих устройствах промышленной частоты.

154

Из всей номенклатуры конденсаторов, выпускаемых современной отечественной промышленностью, для применения в разрабатываемом СУ можно выделить следующие типы:

- косинусные конденсаторы (типа КЭПФ) [66]. Без ограничений подходят для применения в СУ при работе на частотах генерации 50 Гц и ниже. На частотах выше 50 Гц следует учитывать, что допустимое рабочее напряжение

конденсаторов определяется формулой макс

номдоп fUU

50⋅= ;

- накопительные конденсаторы. Такие конденсаторы обладают большими удельными энергиями и могут быть использованы в согласующем устройстве, но с определёнными ограничениями. Амплитудное значение напряжения на выводах согласующего устройства должно быть меньше номинального для данного типа конденсаторов. Так для конденсаторов серии К78-42 [67] производства фирмы «ЭЛКОД» (С-Петербург) это соотношение должно быть не менее чем двукратным. Действующие значение токов, протекающих через выводы конденсаторов должны не превышать значений, устанавливаемых заводом изготовителем. Мощность потерь, определяемая тангенсом угла потерь и активным сопротивлением выводов с обкладками, должна не превышать установленных значений. Таким образом, эти ограничения позволяют применять конденсаторы такого типа только на низких частотах генерации.

Как было показано выше, при работе на частотах генерации требующих продольной емкостной компенсации, на выходе СУ возникает высокое напряжение, величина которого может достигать 8-10 кВ. Соответственно изоляция питающего антенного кабеля (АКВ на рис. 7.11) должна быть рассчитана на такие напряжения. Одним из вариантов решения этой задачи является применение в качестве АКВ специализированного высоковольтного кабеля с изоляцией, рассчитанной на напряжение 8-10 кВ, имеющего сечение, обеспечивающее допустимую плотность тока при значениях выходного тока генератора 100 - 200 А. Так как выпускаемые промышленностью

155

Рис. 7.11. Подключение КНЧ-генератора к питающей сети, к излучающей ЛЭП и контуру заземления подстанции размещения ТСН - трансформатор собственных нужд подстанции; ТП- трансформатор повышающий; ВП - выпрямитель; СОП - схема ограничения перенапряжений; ВИ - высоковольтный инвертор; ФНЧ - фильтр низких частот; СУ - согласующее устройство; КЗ - короткозамыкатель; КАВ - кабель антенный высоковольтный; ОПН - ограничитель перенапряжений нелинейный; РЛ - разъединитель линейный; ЗФ - заградительный фильтр; КС - конденсатор связи; ПЗ - переносное заземление; ЛЭП - линия электропередачи; PE - защитное заземление; КЗЗ - кабель защитного заземления; КЗВ - кабель заземляющий высоковольтный

специализированные высоковольтные кабели необходимого сечения дороги и имеют значительную удельную массу, другим вариантом решения проблемы является самостоятельное усиление изоляции антенного кабеля.

Для генератора «Энергия-2» был изготовлен высоковольтный антенный кабель (АКВ) на основе провода ПВ-3 сечением 50 мм2, с дополнительной изоляцией из гофрированной

156

ПВХ трубы. Было изготовлено 3 таких кабеля длиной 100, 50, 25 м. Кроме того, дополнительным мероприятием, предотвращающим пробой изоляции АКВ, является его «прокладка по воздуху», то есть закрепление (подвешивание) таким образом, чтобы исключить прямой контакт с землей и, особенно, с металлическими конструкциями на всем протяжении от СУ до места подключения к ЛЭП. Пример такой прокладки приведен на рис. 4.21. Как показали испытания генераторного комплекса «Энергия-2», несмотря на то, что на отдельных частотах генерации напряжение в кабеле достигало величины 7-8 кВ, использование кабеля описанной выше оригинальной конструкции и применение «воздушного» способа его прокладки полностью исключили пробои изоляции АКВ за все время эксплуатации.

7.2. Вопросы электромагнитной совместимости мощных источников КНЧ поля на основе промышленных ЛЭП с объектами энергетики и связи

Вопросы электромагнитной совместимости (ЭМС) мощного КНЧ генератора, использующего в качестве излучающей антенны ЛЭП, и оборудования подстанций, можно условно разделить на две группы:

1. Воздействие на генератор опасных внешних факторов техногенного и природного характера и защита от них;

2. Проблемы негативного воздействия на оборудование подстанции, каналы телеметрии, линии связи и подземные коммуникации, находящиеся в зоне влияния излучающей ЛЭП, и способы их решения.

7.2.1. Защита высоковольтного инвертора генератора от перенапряжений

Среди причин, которые могут привести к возникновению перенапряжений на выходе ВИ и соответственно звене

157

постоянного тока (DC-шине) инвертора, и которые представляют потенциальную опасность повреждения оборудования, можно выделить:

1) Перенапряжения, возникающие при переходе индуктивной энергии ЛЭП в электрическую энергию конденсаторов звена постоянного тока инвертора при коммутации ключей ВИ. Этот вопрос подробно рассмотрен в главе 4.3.1. Как основной способ борьбы с перенапряжениями этого характера в генераторе используется схема ограничения перенапряжений (СОП на рис. 7.11).

2) Напряжения, наведенные в излучающей ЛЭП, от соседних линий находящихся в работе. Величина этого влияния зависит от двух факторов: взаимного расположения линий и силы тока в воздействующей ЛЭП. При выключенном ВИ генератора защиту от наведенных напряжений обеспечивает короткозамыкатель (КЗ на рис 7.11). Когда КЗ размыкается, наведенные в линии-антенне токи начинают заряжать конденсаторы DC-шины инвертора через антипараллельные диоды IGBT модулей. Если величина возникающего при этом постоянного напряжения превысит предельно допустимое значение для конденсаторов звена постоянного тока, это может привести к пробою конденсаторов и выходу инвертора из строя. Поэтому при отсутствии напряжения на звене постоянного тока ВИ (когда силовая часть генератора отключена) СОП находится в режиме принудительной коммутации и все наведенное напряжение рассеивается на балластном сопротивлении СОП.

Как показала практика, особую опасность с точки зрения наведенных напряжений представляют работающие Спец-ЛЭП других мощных контролируемых источников КНЧ-СНЧ излучения. Так, в ходе эксперимента FENICS [41] в августе 2009 г. во время проведения сеансов по генерации тока в ЛЭП Л-401 одновременно с КНЧ-СНЧ генератором «Энергия-2» работал объект «Зевс» [51, 171], используя поочередно ближнюю и дальнюю относительно Л-401 антенны (Спец-ЛЭП). При этом в линии Л-401 наводились существенные токи частотой 82 Гц. При

158

работе «дальней» Спец-ЛЭП, действующее значение наведенного тока составляло 3.8 А, напряжение заряда емкостей DC-шины ВИ наведенным током после отключения СОП достигало 500 В. При работе «ближней» Спец-ЛЭП, действующее значение наведенного тока составляло 9.4 А, а напряжение на DC-шине ВИ после отключения СОП достигало значения 1200 В. При включенной СОП мощность рассеиваемая на балластном сопротивлении (Rб = 7 Ом) при работе «ближней» Спец-ЛЭП составляла порядка 600 Вт, что вполне допустимо. Однако, опасность представляла та фаза включения генератора, когда ВИ еще выключен (генерация не запущена), но напряжение уже подано на вход силовой части генератора. При этом шины звена постоянного тока ВИ заряжаются до рабочего напряжения 1100 В. СОП находится в автоматическом режиме - срабатывает при превышении напряжением на DC-шине выставленного порога 1200 В. Если до запуска генерации ВИ СОП сработает от превысившего порог наведенного напряжения на шине, то на балластном сопротивлении начнет рассеиваться вся мощность звена постоянного тока:

кВтRUPБDCБ

1707/1100/ 22 ≈== !!!,

что приведет к выходу СОП из строя. Работа же без СОП может привести к выходу из строя всего ВИ из-за превышения напряжением на DC-шине предельно допустимого значения для конденсаторов звена постоянного тока.

Таким образом, в этом случае ВИ генератора «Энергия-2» работал практически в критическом, предельно допустимом режиме воздействия наведенных напряжений.

Кроме предельно допустимого наведенного напряжения существовала опасность возникновения резонансных явлений на частотах генерации близких к рабочей частоте объекта «Зевс» - 82 Гц, которые также могли привести к выходу из строя ВИ. Поэтому во время работы «ближней» Спец-ЛЭП из сетки частот генерации исключались частоты 64.22 и 94.22 Гц.

159

Для предотвращения воздействия на ВИ таких критических наведенных напряжений, необходимо осуществлять организационные мероприятия, позволяющие разнести во времени сеансы работы КНЧ генератора и других мощных источников КНЧ поля, в зоне действия которых находится излучающая антенна-ЛЭП.

3) Грозовые перенапряжения. Грозовой импульс напряжения, вызванный прямым попаданием молнии в линию, используемую как излучающая антенна, во время работы КНЧ генератора может привести к полному разрушению аппаратуры, а главное - представляет опасность для жизни и здоровья персонала обслуживающего генератор. Поэтому проведение работ в периоды грозовой активности в районе излучающей ЛЭП категорически недопустимо. При объявленном грозовом предупреждении, дежурный по подстанции, на территории которой размещается генераторный комплекс, по инструкции не имеет права допустить членов бригады генераторной группы к работе.

В то же время, в периоды грозовой активности, даже при отсутствии грозового предупреждения по подстанции размещения генератора, могут наблюдаться грозовые фронты в других частях региона. Если существуют линии электропередачи, связывающие подстанцию размещения генератора с этими регионами, то существует потенциальная опасность прихода грозового импульса напряжения по этим линиям. Для защиты от такого потенциально возможного перенапряжения на выходе КНЧ-СНЧ генератора устанавливается защитный ограничитель перенапряжения (ОПН на рис. 7.11) на рабочее напряжение до 6.6 кВ (действующее значение). Как видно из рисунка 7.11, ОПН размещается непосредственно в месте подключения антенного кабеля генератора (КАВ) к спускам переносных заземлений (ПЗ). Один вывод ОПН подключается к антенному кабелю, а другой к заземляющей шине конденсатора связи (КС). Пример такого подключения приведен на рис. 7.12.

160

Рис. 7.12. Использование ОПН для защиты выхода генератора от возможного грозового перенапряжения, вызванного приходом волны от попадания молнии в удаленную ЛЭП

7.2.2. Вопросы электромагнитной совместимости КНЧ-генератора и оборудования подстанции размещения

Выходной фильтр низких частот

Синусоидальная форма выходного сигнала высоковольтного инвертора формируется посредством ШИМ, то есть при помощи изменения ширины импульса на отрезке квантования, на которые разбивается весь период сигнала, что в конечном итоге изменяет амплитуду выходного напряжения, в пределах данного интервала, после фильтрации. Из-за дискретности преобразования, сигнал получается не идеально сглаженным, в нём присутствуют высокочастотные гармонические составляющие. Спектральный состав выходного напряжения ШИМ-инвертора приведен на рис 7.13б. Подобный характер спектра характерен для ШИМ по синусоидальному закону [113]. В низкочастотной части спектр содержит только

161

Рис. 7.13. Принцип формирования (а) и спектральный состав (б) выходного синусоидального сигнала ШИМ-инвертора основную гармонику с частотой f1, а в области высоких частот группы комбинационных гармоник, расположенные вблизи частот, кратных частоте коммутации fк. Интенсивность высших гармонических составляющих в спектре ШИМ-последовательности характеризует коэффициент гармоник. Регулирование уровня выходного напряжения за счет ШИМ также вносит свою отрицательную лепту в коэффициент гармоник, увеличивая действующее значение высших гармонических составляющих.

Таким образом, возникает задача фильтрации этих высокочастотных гармонических составляющих на выходе инвертора для обеспечения синусоидальной формы тока в нагрузке. При работе инвертора в диапазоне выходных частот, не требующих применения СУ (0.1-2 Гц), на нагрузку в виде ЛЭП, имеющую значительную индуктивность (сотни мГн), сама линия является индуктивным фильтром. При работе на более высоких

162

частотах (3-200 Гц), используется СУ и синусоидальность тока в линии обеспечивается резонансом. То есть можно утверждать, что ток непосредственно в проводах ЛЭП имеет в спектре очень малое содержание высших гармоник, кратных частоте коммутации. Но, как показала практика, с точки зрения ЭМС необходимо ограничивать содержание высших гармоник тока, протекающего в выходном антенном кабеле и, особенно, в выходном заземляющем проводе ВИ (КЗВ на рис. 7.11), так как именно токи, протекающие через проводники контура заземления и содержащие высшие гармоники частоты переключения, являются источником помех и вызывают нештатные срабатывания аппаратуры телеметрии и связи подстанции размещения генератора. Поэтому важным является расчёт выходного фильтра низких частот КНЧ-генератора на необходимый коэффициент гармоник, задающий ограничение по нелинейности выходного синусоидального сигнала.

Как справедливо отмечается в [44], найти методику расчёта выходных фильтров инверторов на заданный коэффициент гармоник довольно сложно, если не сказать, что практически невозможно. И в основном, разработчики электронной техники, сталкиваясь с такой проблемой, решают её опытным путём. С другой стороны, в технической литературе достаточно широко и полно описываются алгоритмы расчёта выходных фильтров на заданный коэффициент пульсаций напряжения на нагрузке или тока в нагрузке, с приведением необходимых формул и соотношений к ним [52].

В преобразователях средней и большой мощности в основном применяются индуктивные фильтры (дроссели) [86]. Расчет и выбор параметров такого фильтра для конкретного исполнения ШИМ-инвертора осуществляются при следующих исходных данных:

• напряжение на входе инвертора Uвх; • спектр гармоник входного напряжения фильтра; • кратность несущей fк и модулирующей fвых частот; • диапазон регулирования выходной частоты fвых;

163

• характеристика нагрузки; • принятый критерий оптимальности для

рассчитываемого фильтра. Как отмечалось выше, критерием для расчета будем

считать заданный коэффициент пульсаций тока (ki) на выходе фильтра.

Если выходной ток индуктивного фильтра изменяется по синусоидальному закону:

)2()( tfSinItIвыхmL ⋅⋅⋅= π ,

то коэффициент пульсаций тока можно определить как

m

Li I

ik

∆=

Амплитуду пульсации тока можно выразить следующим образом [52]:

)(2ВЫХНiL USki ×=∆ ,

где UВЫХ - действующее значение выходного напряжения, SН - полная мощность нагрузки. Если принять линейный характер пульсаций тока (рис. 7.14):

( ) tTii kLL ×∆×= 4 , то значение индуктивности дросселя может быть

представлено следующим соотношением:

)4( Lкif

UdcL

∆=

, где UDC - напряжение питания инвертора (напряжение на

DC-шине), fк - частота коммутации (несущая частота ШИМ).

Тогда окончательно находим:

)24(Нкi

ВЫХDC

Sfk

UUL

×=

(7.6)

В преобразовательной технике для промышленных применений коэффициент пульсаций тока в индуктивности фильтра принято ограничивать в пределах 10-30% от амплитуды

164

основной гармоники тока нагрузки [52]. В нашем случае, когда наличие высших гармоник в выходном токе КНЧ-генератора может, как показала практика, создавать проблемы ЭМС с оборудованием подстанции размещения генератора, целесообразно задаться меньшим значением ki – 5-10%.

Рис. 7.14. Формирование тока в индуктивном фильтре ШИМ-инвертора

Приведем примеры расчета необходимой индуктивности дросселя для различных режимов работы высоковольтного инвертора. Причем в качестве исходных данных будем использовать реальные параметры нагрузки и режимы работы КНЧ-генератора «Энергия-2» в ходе эксперимента «FENICS-2009», с использованием в качестве излучающей антенны ЛЭП Л-401.

1. Режим работы на полной мощности. Инвертор работает без регулировки амплитуды, на максимально возможном выходном напряжении. Коэффициент модуляции (регулировки

165

напряжения) определяемый отношением амплитуды выходного напряжения к напряжению на входе инвертора Км =1. При этом ток в нагрузке определяется только сопротивлением ЛЭП.

Исходные данные для расчета в этом режиме: - частота генерации fвых = 0.1 Гц; - сопротивление нагрузки Rн = 2.74 Ом (нагрузка активная, индуктивностью линии на столь низкой частоте пренебрегаем); - несущая частота ШИМ fк = 10 кГц; - напряжение на звене постоянного тока инвертора UDC = 1000 В; - действующее значение выходного напряжения UВЫХ = 707 В; - действующее значение выходного тока IВЫХ = 258 А; - полная выходная мощность генератора SН = 182 кВт.

Задаем требуемый коэффициент пульсаций тока ki = 5%, и согласно (7.6) находим: L = 1.37 мГн.

2. Режим работы с принудительным ограничением выходной мощности. Необходимость ограничения выходных токов КНЧ-генератора в ходе эксперимента «FENICS-2009» была обусловлена радом причин. Так, питающий кабель генератора подсоединялся к ТСН через защитное устройство – автоматический выключатель, рассчитанный на номинальный ток (Iн) 200А. Для предотвращения срабатывания тепловой защиты автоматического выключателя в процессе генерации, с помощью токоизмерительных клещей контролировались фазные токи потребления, и в случае, если их значение превышало величину 200А, ограничивалась выходная мощность генератора. Кроме того, на некоторых частотах генерации приходилось ограничивать выходной ток по причинам связанным с проблемами ЭМС генератора с оборудованием подстанции и кабельными линиями связи, о чем более подробно будет сказано ниже.

Исходные данные для расчета в этом режиме: - коэффициент модуляции (регулировки напряжения) Км =0.65 - частота генерации fвых = 0.1 Гц; - сопротивление нагрузки Rн = 2.74 Ом; - частота несущей ШИМ fк = 10 кГц;

166

- напряжение на звене постоянного тока инвертора UDC = 1000 В; - действующее значение выходного напряжения UВЫХ = 460 В; - действующее значение выходного тока IВЫХ = 167.7 А; - полная выходная мощность генератора Sн = 77 кВт.

Для требуемого коэффициента пульсаций тока ki = 5% согласно (7.6) находим: L=2.1 мГн. Отметим, что в генераторе «Энергия -2» использовался дроссель с величиной индуктивности 2 мГн близкой к расчетной.

3. Режим с ограничением выходной мощности параметрами нагрузки. При работе на частотах выше 10 Гц генератор подключается к антенне через СУ. При этом в режиме согласования (резонанса), нагрузка носит активный характер и включает в себя, как показано выше в разделе 7.1, кроме активного сопротивления проводов ЛЭП, две частотно зависимые составляющие: внутреннее активное сопротивления проводов с учетом взаимного влияния токов и сопротивление, учитывающее потерю мощности в земле от протекающего обратного тока. Начиная с частоты 10 Гц, это суммарное сопротивление линейно растет с частотой, и при частоте генерации 200 Гц составляет величину несколько десятков Ом. Это означает, что выходной ток значительно уменьшается с ростом частоты генерации, при постоянной амплитуде выходного напряжения.

Исходные данные для расчета в этом режиме: - коэффициент модуляции (регулировки напряжения) Км =1 - частота генерации fвых = 38 Гц; - частота несущей ШИМ fк = 10 кГц; - напряжение на звене постоянного тока инвертора UDC = 1000 В; - действующее значение выходного напряжения UВЫХ = 707 В; - действующее значение выходного тока IВЫХ = 64 А; - полная выходная мощность генератора Sн = 45 кВт.

Для получения коэффициент пульсаций тока ki = 5% согласно (7.6) находим: L = 5.5 мГн. То есть в этом режиме, для достижения требуемого коэффициента пульсаций тока, необходим дроссель с большей индуктивностью. В то же время,

167

исходя из заданной индуктивности дросселя 2 мГн, можно найти коэффициент пульсаций тока – ki = 14%.

Таким образом, с уменьшением величины сопротивления нагрузки и в режиме работы без ограничения выходной мощности требуемая индуктивность дросселя L падает, но одновременно растет ток нагрузки IВЫХ и, следовательно, растут габариты дросселя, пропорциональные квадрату тока. Следовательно, изготовление дросселя на необходимый коэффициент пульсаций тока во всем рабочем диапазоне выходной мощности генератора осложняется требованием ограничения его стоимостных и массогабаритных показателей до приемлемых величин.

С другой стороны, из выражения (7.6) видно, что коэффициент пульсаций тока обратно пропорционален частоте коммутации fк (несущей частоте ШИМ). Соответственно, при заданной индуктивности дросселя, коэффициент пульсаций тока можно уменьшать, увеличивая частоту коммутации fк. То есть с точки зрения минимизации размеров и стоимости фильтрующего дросселя целесообразно иметь высокую частоту коммутации. Однако она ограничена эффективностью инвертора, так как при высоких частотах коммутации, потери на переключение являются значительной составляющей в общих потерях. В настоящее время на практике применяется fк лежащая в пределах 10–25 кГц [52]. В генераторе «Энергия-2» предусмотрена возможность изменения частоты переключения (несущей ШИМ) в диапазоне 5-25 кГц.

Рисунок 7.15 наглядно иллюстрирует, как изменяется форма тока при увеличении несущей частоты ШИМ. На рис. 7.15а приведен пример расчета формы тока на выходе дросселя при следующих условиях: - частота генерации fвых = 100 Гц; - сопротивление нагрузки Rн = 5 Ом (нагрузка активная); - напряжение на звене постоянного тока инвертора UDC = 1000 В; - действующее значение выходного напряжения UВЫХ = 707 В; - действующее значение выходного тока IВЫХ = 137 А; - индуктивность дросселя L = 2 мГн.

168

Рис. 7.15. Расчетная форма тока на выходе индуктивного фильтра ШИМ-инвертора при частоте коммутации fк 5 кГц (а) и 10 кГц (б)

При частоте ШИМ fк = 5 кГц, коэффициент пульсаций

тока ki составляет 7%. При сохранении тех же начальных условий и увеличении частоты коммутации fк до 10 кГц, коэффициент пульсаций тока уменьшается до 3.5% (рис 7.15б).

На рис 7.16 приведен внешний вид дросселя ФНЧ индуктивностью 2 мГн генератора «Энергия-2».

Конфигурация подключения выхода КНЧ-генератора к

антенне и контуру заземления подстанции

Опыт проведения работ по программам «FENICS-2007» и «FENICS-2009» при размещении КНЧ-СНЧ генераторов «Энергия-1» и «Энергия-2» на электрической подстанции п/с 200 Филиала ОАО «ФСК ЕЭС» Карельское ПМЭС показал, что главный путь проникновения помех, приводящих к сбоям в работе аппаратуры ВЧ связи и телеметрии подстанции размещения – контур заземления подстанции. Одним из способов исключения этого влияния, является перенос точки заземления выхода высоковольтного инвертора как можно дальше от контура заземления ОПУ, в котором расположен релейный зал. Для

169

Рис. 7.16. Внешний вид индуктивного фильтра (дросселя) генератора «Энергия-2»

генератора «Энергия-2» был изготовлен заземляющий кабель длиной 100 м (КЗВ на рис. 7.11). Таким образом, точка заземления выхода ВИ выносится на значительное расстояние от контура заземления ОПУ.

В то же время важным моментом является наличие надежной металосвязи с контуром заземления подстанции в конкретной точке подключения КЗВ. Для выполнения этого условия необходимо подключать клемму КЗВ либо в штатных местах заземления на контуре подстанции (например, место заземления пожарных машин) либо использовать заземляющие шины защитных аппаратов, качество металосвязи которых с контуром заземления находится на особом контроле. Для надежности можно использовать две точки заземления.

Другим важным моментом является правильность подключения выхода ВИ к ЛЭП. Как видно из рис. 7.11, антенный кабель генератора (КАВ) подключается к общей точке соединения спусков переносных заземлений (ПЗ). Сами ПЗ

170

накладываются в ближайшем к проводам ЛЭП доступном месте, обычно это спуски конденсаторов связи (КС). При этом нижние обкладки КС заземляются.

Применение вышеописанных правил при подключении выхода генератора «Энергия-2» к ЛЭП и контуру заземления п/с 200 в ходе эксперимента «FENICS-2009» обеспечило полное отсутствие неконтролируемых воздействий на оборудование связи и телеметрии подстанции в процессе работы генератора.

Ограничение выходного тока на крайне низких частотах

работы генератора

В ходе проведения работ по программам «FENICS-2007» и «FENICS-2009» было отмечено влияние работы генератора на объекты энергетики, линии которых работают как проводники КНЧ токов. Так при работе на крайне низких частотах (0.01 - 0.4 Гц) в нейтралях автотрансформаторов АТ-1, AT-2 п/с 200, на территории которой размещались генераторы «Энергия», фиксировались квазипостоянные токи величиной до 80 А. Причиной возникновения квазипостоянных токов в нейтралях работающих на другие линии автотрансформаторов подстанции является падение напряжения, возникающее на сопротивлении заземления контура подстанции к которому подключен КНЧ- генератор и через который протекает квазипостоянный выходной ток. Из-за этого падения напряжения возникает разность потенциалов между заземленной нейтралью автотрансформатора и отходящей от него ЛЭП, находящейся в работе и заземленной по постоянному току через сопротивление обмоток всех подключенных к ней трансформаторов ближайших подстанций.

Так как продолжительное протекание квазипостоянных токов в нейтрали автотрансформатора может вызвать замагничивание сердечников и, как следствие, нагрев автотрансформаторов мощностью в сотни мегаватт (повышение температуры АТ-1 и АТ-2 п/с 200 на 1-2 °С за время сеанса было зафиксировано еще в ходе эксперимента «FENICS-2007»), то на

171

крайне низких частотах генератор работал с ограничением выходной мощности. Амплитуда выходного тока ограничивалась до 200-220 А.

Таким образом, можно выделить следующие основные способы решения задачи ЭМС генератора и оборудования подстанции размещения:

- применение выходного индуктивного фильтра (дросселя) рассчитанного на максимальный выходной ток генератора и имеющего индуктивность, обеспечивающую подавление высших гармоник тока кратных частоте коммутации ШИМ и, тем самым, уменьшение коэффициента пульсации тока до допустимых значений;

- при необходимости увеличение частоты коммутации (несущей ШИМ) высоковольтного инвертора;

- вынос точки заземления выхода высоковольтного инвертора на значительное расстояние от контура заземления ОПУ (использование «удаленного заземления») и подключение вывода заземляющего кабеля в точках имеющих надежную металосвязь с контуром заземления подстанции;

- ограничение величины выходного тока генератора при работе в частотном диапазоне 0.01 - 0.4 Гц до 200 - 220 А для предотвращения замагничивания сердечников автотрансформаторов подстанции размещения квазипостояными токами, протекающими через нейтрали.

7.2.3. Вопросы влияния КНЧ-СНЧ излучения на подземные коммуникации и линии связи

В настоящей разделе рассмотрены вопросы воздействия КНЧ-СНЧ сигналов, создаваемых контролируемы источниками, на кабельные линии связи на примере работ по электромагнитному зондированию, с размещением генераторов на подстанции п/с 200 и использованием в качестве антенн субмеридиональных линий Л-153/154 и субширотной линии

172

Л-401. Отметим, что за все время проведения работ при подаче КНЧ сигналов тока в линии Л-153/154 негативного воздействия на кабельные линии связи не наблюдалось. Это связано с тем, что основные кабельные линий связи располагаются вдоль ЛЭП Л-401.

Карта-схема магистральных линий связи, находящихся в зоне воздействия ЛЭП Л-401, приведена на рисунке 7.17. Обеспечение работы кабельных линий осуществляется с помощью обслуживаемых и необслуживаемых усилительных пунктов (ОУП и НУП, соответственно). Кабельные магистрали связи имеют обозначения АР-922 и АР-962. На участке от обслуживаемого усилительного пункта ОУП-19 до поворота на автодорогу в Туманный они проходят практически перпендикулярно относительно ВЛ-401; на этом участке влияние Л-401 минимально. Далее, повернув на Туманный, они проходят вдоль Л-401, где влияние ее максимально, вплоть до поворота на Североморск-3. Затем трассы АР-922 и АР-962 снова поворачивают на север, перпендикулярно к Л-401. От ОУП-19 на севере имеется 3 необслуживаемых усилительных пункта на магистрали АР-922 НУП1, НУП2, НУП3 и 4 пункта на магистрали АР-962. Обе магистрали заканчиваются в ОУП «Бухта».

Трассы кабелей от поворота на Туманный проходят вблизи от автодороги при средней ширине практически параллельного сближения с ЛЭП-401, равной 300м. В дальнейшем за наиболее тяжелый расчетный случай принята магистраль АР-922 на усилительных участках НУП1 – НУП2 – НУП3, так как магистраль АР-962 проходит несколько дальше от Л-401, а последующие расчеты показали, что для АР-922 влияние Л-401 на участке ОУП-19 – НУП1 достаточно мало.

Первые нарушения в работе кабельной магистрали АР-922 и АР-962 на участке ОУП-19 – НУП-3 (ОУП”Бухта”) в направлении АБ (запад-восток), находящемся в зоне влияния ВЛ-401 при ее работе в КНЧ-СНЧ режимах был отмечены при проведении работ в 1998 году (контролируемый источник -

173

Рис. 7.17. Схема расположения кабельных линий связи и ЛЭП Л-401

генератора РИМР), в 2001 г. (контролируемый источник - мобильный генератор ЭРС-67). Практически все отмеченные нарушения приходились на частоту 20.8 Гц. Анализ формы тока в Л-401 показал его несинусоидальность и наличие в спектре

174

большого числа небольших по амплитуде высших гармоник, которые, как показал опыт эксплуатации ТУСМ-3, приводят к нарушениям охранной сигнализации ТУСМ и нарушениям в передаче информации систем связи. В последующем форма тока на частоте 20.8 Гц была сглажена, и жалобы от работников ТУСМ не поступали, несмотря на увеличение силы тока в Л-401 в 2004 году до 50-100 А.

В 2005 году использовался более мощный генератор «Ливадия-2T» (60 кВт, сила тока 70-100 А). Результатом этого явилось появление жалоб со стороны работников связи. Нарушения в линиях связи в 2005 году были отмечены не только работниками ТУСМ, но и связистами на объекте «Зевс».

В 2007 году при использовании генератора «Энергия-1» мощностью до 100 кВт (амплитуда тока в антенне 70-150 А) были зафиксированы случаи ложного срабатывания сигнализации о вскрытии НУП.

Очевидно, что причиной вышеописанных негативных воздействий являлось наличие высших гармоник в спектре генерируемых квазипрямоугольных импульсов тока. Основным решением, которое должно было исключить это негативное воздействие, явилось создание КНЧ-СНЧ генератора нового поколения, позволяющего формировать в антенне ток синусоидальной формы.

В ходе эксперимента «FENICS-2009» был применен генератор третьего поколения «Энергия-2» мощностью до 200 кВт. Главной особенностью его явилось использование строго выдержанной синусоидальной формы выходного тока в широком диапазоне частот от 0.1 до 200 Гц. Срабатываний сигнализации о вскрытии НУП прекратились. Однако проблема воздействия на сами проводные каналы передачи информации возникла вновь. Основной причиной этого являлось увеличение мощности (до 200 кВт) и амплитуды выходного напряжения (до 1100 В) нового генератора «Энергия-2», что позволило увеличить силу тока в ЛЭП Л-401 до 150 - 220 А. В результате были отмечены сильные помехи на отдельных частотах

175

генерации в кабельных линиях связи АР-962 и ФЗ-922 (Шонгуй-Щук-озеро-Североморск). Были проведены эксперименты по генерации КНЧ-СНЧ сигналов в ЛЭП Л-401 в условиях прямой телефонной связи с Центром проводной связи Северного флота (СФ). В ходе такого сеанса генерации были выявлены частоты, при работе на которых возникают помехи в линиях связи СФ, а также уровень излучаемой мощности на этих частотах, который не приводит к возникновению помех. В результате было установлено, что негативное воздействие на кабельные линии связи возникает при работе на трех частотах: 6.42 Гц, 9.42 Гц, 19.42 Гц. Были определены максимальные значения токов в антенне на этих частотах, которые не оказывают воздействия на каналы связи. В последующих сеансах генерации действующее значение тока в антенне ограничивалось до следующих значений:

74.5 А - для частоты 6.42 Гц; 77 А - для частоты 9.42 Гц; 62.5 А - для частоты 19.42 Гц. Очевидно, что, так как на перечисленных частотах ток в

антенне был строго синусоидальным (использовалось СУ продольной компенсации), то имеет место индукционный характер воздействия основной гармоники тока в ЛЭП на проводную линию связи, величина которого пропорциональна производной тока по времени dtdI , а, следовательно, частоте генерации. Второй фактор, который влияет на степень воздействия - глубина проникновения возвратного тока (увеличение проводящей площади грунта в районе ЛЭП в зависимости от частоты). В диапазоне частот 0.01 - 3 Гц эта площадь больше, но при этом меньше dtdI , на частотах

30-200 Гц величина dtdI значительно больше, но уменьшается площадь протекания возвратного тока. Так же, возможно, на высших частотах генерации линии связи имеют защиту от внешних электромагнитных воздействий.

Опыт проведения работ в период 2001 - 2009 гг. позволяет сформулировать основные правила позволяющие

176

минимизировать или исключить влияние излучаемых КНЧ сигналов на проводные линии связи:

- генерировать в антенне ток синусоидальной формы; - определять частоты генерации, оказывающие негативное

воздействие на проводные линии связи; - ограничивать на этих частотах мощность излучения. В то же время интервал «частотной уязвимости»

магистральных линий связи позволяет поставить вопрос о необходимости проведения целенаправленных работ по созданию системы защиты кабельных линий связи от внешних воздействий в более широком частотном диапазоне.

7.2.4. Перспективы изучения проблемы ЭМС мощных источников КНЧ-СНЧ поля с объектами энергетики и проводными линиями связи

Опыт работ по использованию в качестве контролируемых источников КНЧ-СНЧ электромагнитного поля мощных генераторов с излучающей антенной в виде ЛЭП показал, что, начиная с определенной мощности источников и протяженности ЛЭП, данные работы входят в противоречия с окружающими объектами энергетики и связи, вызывая серьезные нарушения их работы. Усовершенствование генерирующих устройств (переход от генерирования низкочастотного меандра к генерированию синусоидального сигнала с практически полным отсутствием высших гармоник) значительно снизило помехи на окружающие объекты, но повышение мощности источников привело к возобновлению помех на ряде этих же и других объектов.

Так как работы по электромагнитному зондированию литосферы с использованием в качестве излучающей антенны ЛЭП, имеют большие перспективы, и одним из направлений их развития будет дальнейшее увеличение мощности источников КНЧ-СНЧ излучения, задача исследования электромагнитной совместимости мощных источников КНЧ-СНЧ электромагнитного излучения с проводными системами

177

энергетики и связи является весьма актуальной. В то же время способ электромагнитного зондирования земной коры с использованием в качестве излучателей КНЧ-СНЧ поля ЛЭП не имеет аналогов в мировой практике, и, соответственно, примеров решения задачи ЭМС в данном аспекте.

Исследования данной проблемы может представлять собой самостоятельную научную задачу разработки методов и алгоритмов анализа электромагнитной совместимости мощных источников электромагнитного излучения на основе промышленных линий электропередачи для геофизических исследований с проводными системами энергетики и связи. Главной целью такой работы могут являться теоретические и экспериментальные исследования типов воздействия ЛЭП, использующихся в качестве излучателей КНЧ - СНЧ электромагнитного поля на проводные системы энергетики и связи, возможности минимизации этих воздействий. При этом можно выделить основные направления исследований:

- на основе всех зафиксированных негативных ЭМС событий выявить типы объектов энергетики и связи, подверженных воздействию электромагнитного излучения ЛЭП в КНЧ-СНЧ диапазоне;

- провести численное моделирование влияния КНЧ-СНЧ излучателей в виде ЛЭП на каждый из типов объектов энергетики и связи, подверженных негативному воздействию;

- разработать, там, где это возможно, систему контроля (мониторинга) для различных типов объектов энергетики и связи, подверженных негативному воздействию;

- провести натурные испытания воздействия КНЧ-СНЧ излучения, создаваемого ЛЭП, используемой в качестве антенны, с использованием КНЧ-СНЧ генератора в ходе которых выявить для каждого из типов объектов: характер и степень воздействия; природу (каналы) проникновения негативного воздействия; наличие и степень зависимости негативного воздействия от параметров излучаемого сигнала (амплитуды, частоты);

- на основе полученных результатов разработать

178

возможные варианты исключения (уменьшения до допустимого уровня) негативных воздействий изменением параметров излучаемого КНЧ-СНЧ сигнала;

- разработать мероприятия и способы защиты объектов энергетики и связи, подверженных негативному воздействию КНЧ-СНЧ электромагнитного поля создаваемого излучающими ЛЭП.

8. МНОГОФУНКЦИОНАЛЬНАЯ ЦИФРОВАЯ СТАНЦИЯ КВВН-7

Задача определения электропроводности глубинных областей земной коры неизбежно приводит к необходимости использовать в методе частотного зондирования измерительные установки с все большими расстояниями между излучателем поля и точкой наблюдения. В этом случае успех применения зондирований с контролируемыми источниками зависит, прежде всего, от двух факторов: с одной стороны, от наличия достаточной мощных генераторных устройств и, с другой стороны, от наличия высокочувствительных помехозащищенных приемных устройств.

Для решения проблемы глубинного зондирования земной коры на больших удалениях между источником и приемником, достигающих иногда многих сотен (до тысячи) километров [41] разработана многофункциональная цифровая измерительная станция КВВН-7. Станция является аппаратурой третьего поколения. Ее прообраз (станция первого поколения) – одноканальная аналоговая станция на Т-образных фильтрах, размещавшаяся в кунге автомашины ГАЗ-66 [120]. Станция была создана в начале шестидесятых годов для частотных зондирований в комплекте с автомобильным генератором ЭРС-67 мощностью 29 кВт. С ее применением выполнен целый ряд успешных экспериментов по частотному зондированию на

179

Кавказе, Кольском полуострове и в Карелии с разносами между приемником и источником до 30 км [36, 105].

Дальнейшей разработкой стало создание станции второго поколения – пятиканальной цифровой аппаратуры для частотного зондирования СЧЗ-95 [106]. В ней регистрация полезного сигнала осуществлялась путем узкополосной фильтрации с применением цифрового супергетеродина. На входе станции происходило «перемножение» измеряемого сигнала с сигналом гетеродина, отличающимся от полезного сигнала на строго фиксированную разностную частоту ∆f, принятую равной 1 Гц. Сигнал этой разностной частоты далее, после фильтрации и усиления, поступал на вход АЦП и затем на персональный компьютер. Частотные зондирования с применением станции СЧЗ-95 и генератора ЭРС-67 проводились на разносах до 50–100 км в Карело-Кольском регионе и в Финляндии [42, 114].

В последние годы появились операционные усилители, обладающие предельно низким значением внутреннего шума, не превышающим единицы и десятые доли нВ/Гц1/2, и высокочастотные аналого-цифровые преобразователи, работающие в широком динамическом диапазоне. Это дало возможность сформулировать технические требования к новой универсальной семиканальной измерительной станции третьего поколения КВВН-7, позволяющей выполнять измерения напряженности электрического и магнитного поля естественных и контролируемых (искусственных) источников в широком частотном диапазоне 0.1–2000 Гц. Аббревиатура станции принята по первым буквам фамилии и имени основного разработчика (Колобов Виталий) и фамилий разработчиков станции второго поколения СЧЗ-95 (Васильев и Носков).

8.1. Описание станции КВВН-7

Регистрация сигналов в станции КВВН-7 осуществляется в «открытом» канале с подавлением помех только на краях заданного частотного диапазона и на нечетных гармониках

180

промышленной частоты (до 9-й гармоники). Это позволяет одновременно производить регистрацию сигналов естественных и контролируемых источников. Информация может записываться в двух режимах – в режиме непрерывной записи и в режиме записи по фрагментам. В режиме непрерывной записи максимальный объем файла определяется оперативной памятью компьютера. Например, ОЗУ емкостью 1 Гб позволяет в течение 4 ч вести запись сигналов семи каналов станции с частотой дискретизации 5 кГц. Режим записи по фрагментам заданной длительности, через заданный интервал времени, заданное число раз выполняется программным путем без участия оператора. В этом случае объем записи ограничен только объемом дискового пространства портативного компьютера. Вся информация о первичном поле хранится в бинарном формате пакета программ Power Graph [48] на внешнем магнитном носителе, который подключается к компьютеру через порт USB 2.0. Программный пакет позволяет просматривать, редактировать и выполнять первичную обработку (цифровая фильтрация, БПФ, усреднение), а также конвертировать бинарные файлы в текстовые. Выделение полезного сигнала и анализ результатов осуществляются на этапе компьютерной обработки данных.

8.2. Устройство и работа станции КВВН-7

Станция КВВН-7 включает в себя систему электрических и магнитных датчиков, измерительный блок, внешний 14-ти разрядный аналого-цифровой преобразователь (АЦП) и полевой портативный компьютер. Структурная схема станции приведена на рис. 8.1.

В состав измерительного блока станции входят: – семь каналов усиления и фильтрации для сигналов,

поступающих с электрических и магнитных датчиков (3 магнитных канала и 4 электрических);

– блок подавления зеркальных частот;

181

– источник питания – свинцово-гелевый аккумулятор напряжением 12 В.

Рис. 8.1. Структурная схема станции КВВН-7 БУиФ – блок усиления и фильтрации, БПЗЧ – блок подавления зеркальных частот, БП – блок питания, АЦП – аналого-цифровой преобразователь, ПК – персональный компьютер

Структурная схема блока усиления и фильтрации сигналов

(БУиФ), поступающих с магнитных датчиков, приведена на рис. 8.2. В его составе можно выделить:

- три активных заградительных фильтра на частоту 250 Гц, 350 Гц и 450 Гц (заградительные фильтры на частоту 50 и 150 Гц входят в схемы предусилителей, установленных непосредственно в индукционных датчиках);

- три усилителя сигнала. Коэффициент усиления двух каналов устанавливается с помощью галетных переключателей, расположенных на передней панели измерительного блока, третий усилитель имеет плавную регулировку;

- цепь индикации перегрузки. Индикация срабатывает, если амплитуда сигнала превышает допустимый уровень в

182

наиболее ответственных участках блока. Это позволяет предотвратить появление амплитудных искажений сигнала.

Рис. 8.2. Структурная схема блока усиления и фильтрации сигналов, поступающих с магнитных датчиков МД – магнитный датчик, U1-U4 – амплитудные детекторы, Z1-Z3 – заградительные фильтры, A1-A3 – усилители, C1 – компаратор

Структурная схема блока усиления и фильтрации сигнала,

поступающего с электрических датчиков, приведена на рис. 8.3. В состав блока входят:

– пять заградительных фильтров на частоту 50, 150, 250, 350 и 450 Гц;

– пять усилителей сигнала, причем два из них – регулируемые, с шагом 10 дБ, на пять положений каждый. Коэффициент усиления устанавливается с помощью галетных переключателей, расположенных на передней панели измерительного блока;

– цепь индикации перегрузки.

Рис. 8.3. Структурная схема блока усиления и фильтрации сигналов, поступающих с электрических датчиков ЭД – электрический датчик, U1-U6 – амплитудные детекторы, Z1-Z5 – заградительные фильтры, A1-A6 – усилители, C1 – компаратор

183

Из теоремы Котельникова следует, что при дискретизации сигнала полезную информацию будут нести только частоты ниже частоты Найквиста, т.е. частоты, по меньшей мере, в два раза меньшие, чем частота дискретизации. Если спектр сигнала не имеет составляющих выше частоты Найквиста, то он может быть оцифрован и затем восстановлен без искажений. К примеру, в аудио компакт-дисках используется частота дискретизации 44100 Гц. Частота Найквиста для них – 22050 Гц, она ограничивает сверху полосу частот. Ниже этой частоты звук может быть воспроизведен без искажений.

Можно было бы ограничиться верхним пределом полосы частот по Найквисту, но на практике, при оцифровке аналогового сигнала с широким спектром, необходимо избежать зеркального отражения спектра для частот, лежащих выше частоты Найквиста. Практическая реализация такого фильтра весьма сложна, так как амплитудно-частотные характеристики фильтров имеют не прямоугольную, а колоколообразную форму и по этой причине образуется некоторая полоса «затухания». Поэтому максимальную частоту спектра дискретизируемого сигнала принимают несколько ниже частоты Найквиста, чтобы обеспечить надежное подавление фильтром «зеркальных» гармоники. Для их устранения служит блок подавления «зеркальных» частот, структурная схема которого приведена на рис. 8.4.

Этот блок содержит по два фильтра нижних частот на каждый из семи каналов. Необходимый фильтр выбирается исходя из текущей частоты дискретизации АЦП. Фильтрация происходит до 40 Гц и до 2 кГц при частотах дискретизации 100 Гц и 5 кГц соответственно.

В состав блока питания (БП на рис. 8.1) входят аккумулятор напряжением 12 В и преобразователь питания, который формирует из напряжения аккумулятора двуполярное напряжение ±15 В питания микросхем усилителей и фильтров.

Датчики магнитного поля представляют собой индукционные катушки. В корпус каждого датчика встроены

184

Рис. 8.4. Структурная схема блока подавления зеркальных частот БУиФ – блок усиления фильтрации, АЦП – аналого-цифровой преобразователь, Z1-Z14 – фильтры нижних частот

регулируемый предусилитель, активные заградительные фильтры четвертого порядка на частоту 50 и 150 Гц, а также цепь индикации перегрузки.

С измерительного блока сигнал поступает на 14-разрядный АЦП E14-440 фирмы L-card [29], в котором происходит оцифровка аналогового сигнала с частотой дискретизации от 5 до 50 кГц при записи сигнала с выхода фильтра 2.5 кГц и с частотой от 100 до 500 Гц при подключении АЦП к выходу фильтра 40 Гц. Обработка данных производится в полевых условиях с помощью портативного компьютера и пакета программ PowerGraph 3.3.8 [48]. Обработка включает процедуры фильтрации, вычисление спектральных характеристик методом БПФ со скользящим окном с заданной функцией окна, децимация сигнала, простейший статистический анализ и детектирование сигнала. Имеется возможность конвертации бинарных форматов файлов в текстовый формат.

Все чувствительные цепи защищены от перенапряжений варисторами для предотвращения попадания высоких пиковых напряжений (чаще всего от молниевых разрядов) в низковольтные цепи.

185

8.3. Заградительные фильтры

Частотный диапазон исследования электрического и магнитного поля составляет 0.01-2000 Гц. При этом сигнал в большей его части состоит из промышленных помех, которые не могут нести полезной информации. В частности, это первая и высшие гармоники промышленной частоты 50 Гц. Источниками этих частот являются линии электропередач, электрифицированные заземленные установки и прочие источники. Следует отметить, что из высших гармоник наибольший вклад вносят только нечетные гармоники. Исследования показали, что в условиях удаленности от линий электропередач и электрифицированных железных дорог на расстояние более 10 км амплитуды гармоник промышленной частоты, лежащих в диапазоне выше 450 Гц, сравнимы с невозмущенным полем. В то же время величина гармоник частотой 50, 150, 250, 350 и 450 Гц (1, 3, 5, 7 и 9-я гармоника промышленной частоты), как правило, оказываются выше амплитуды полезного сигнала. Также отмечены значительные изменения амплитуды индустриальных помех в разное время суток, тогда как частоты гармоник практически не меняется. Таким образом, применение заградительных фильтров с узким диапазоном заграждения не даст необходимого результата. А с учетом того факта, что гармоники наиболее близкие к основной имеют наибольшую амплитуду, то добротность фильтров, настроенных на заграждение 1-й, 3-й, 5-й, 7-й и 9-й гармоник, должна быть соответственно Q, 3Q, 5Q, 7Q и 9Q. Здесь Q - добротность заградительного фильтра на частоте 50 Гц, выбираемая таким образом, чтобы затухание полезного сигнала на частотах 40 Гц и 62.5 Гц было на уровне не более 7 дБ (рис. 8.5).

Так как станция КВВН-7 эксплуатируется в широком диапазоне температур, то «уход» частоты заграждения недопустим. Особенно это относится к фильтрам с наивысшей добротностью. В свою очередь это накладывает требования к

186

Рис. 8.5. Амплитудно-частотная характеристика заградительного фильтра на частоту 50 Гц

наивысшей термической стабильности применяемых пассивных компонентов. Следовательно, применяемые в схеме фильтров резисторы должны иметь наименьший температурный коэффициент сопротивления (ТКС) а конденсаторы наименьший температурный коэффициент емкости (ТКЕ). Резисторы и конденсаторы с необходимой температурной стабильностью в настоящее время выпускаются зарубежной промышленностью. Резисторы, обладающие наименьшим ТКС, выполнены из хромоникелевых сплавов и имеют ТКС менее 25·10-6 °С-1. Конденсаторы, обладающие наименьшим ТКЕ, производятся с использованием NP0 диэлектрика. Данный диэлектрик может иметь как положительный, так и отрицательный ТКЕ, величина которого лежит в пределах ±30·10-6 °С-1.

На рис. 8.6 приведена АЧХ каскада фильтров измерительных каналов станции КВВН-7.

187

Рис. 8.6. АЧХ каскада фильтров измерительных каналов Станция КВВН-7 является портативной, переносной.

Питание измерительного блока станции осуществляется от свинцово-гелевого аккумулятора напряжением 12 В емкостью 17 А·ч, размещенного внутри измерительного блока. Ток потребления измерительного блока станции составляет 0.17 А. Масса измерительного блока с аккумулятором не превышает 10 кг. Внешний вид всех блоков станции КВВН-7 приведен на рис. 8.7.

Разработанная высокочувствительная измерительная станция КВВН-7 позволяет одинаково эффективно выполнять частотные зондирования с контролируемыми источниками и аудиомагнитотуллурические зондирования в поле естественных вариаций. Применение станции КВВН-7 позволяет с высоким разрешением исследовать электропроводность и флюидный режим верхней части земной коры для решения, как геологических задач, так и задач электромагнитного мониторинга сейсмоопасных территорий в комплексе с сейсмическими методами [56]. Работы по дальнейшему совершенствованию измерительной станции КВВН-7 направлены на создание

188

полностью автоматизированной системы регистрации путем записи данных на встроенный носитель информации (флэш-память). Кроме того, предполагается разработка и создание встроенной в измерительный блок многоканальной схемы оцифровки измеряемых сигналов на основе применения в каждом канале АЦП повышенной разрядности (24-бит) для расширения динамического диапазона станции в полосе частот 0.1–2000 Гц.

Рис. 8.7. Внешний вид семиканальной цифровой измерительной станции КВВН-7 1 – измерительный блок; 2– индукционные датчики; 3 – АЦП Е14-440 и кабели к нему; 4 – GPS-приемник BT-359; 5 – фидера магнитных индукционных датчиков; 6 – фидера электрических каналов

189

9. ПОЛЕВЫЕ ИСПЫТАНИЯ ГЕНЕРАТОРНО -ИЗМЕРИТЕЛЬНОГО КОМПЛЕКСА «ЭНЕРГИЯ»

Описанные в предыдущих разделах элементы генераторно-измерительного комплекса «Энергия» (генераторы «Энергия-2», «Энергия-2м» и «Энергия-3», а также измерительная станция КВВН-7) создавались в связи с необходимостью решать те или иные задачи научно-исследовательского или практического характера в рамках грантов РФФИ (Российского фонда фундаментальных исследований). Каждая разработанная модель проходила полевые испытания. Результаты этих испытаний представляют интерес как с точки зрения демонстрации технических характеристик созданных станций, так и с точки зрения полученных научных и практических результатов. Их описанию посвящена настоящая глава.

Основной объем данной главы занимает раздел 9.1, посвященный описанию уникального в мировой практике эксперимента FENICS (Fennoscandian Electrical conductivity from Natural I (and) Controlled Source soundings) по тензорному частотному электромагнитному зондированию с применением генераторов « Энергия-1» и « Энергия-2» мощностью до 200 кВт. Сигналы измерены на территории Карело-Кольского региона, в Финляндии, на Шпицбергене и на Украине на удалениях до 2150 км от источника. Параметры электропроводности литосферы исследованы до глубины порядка 50-70 км.

В разделе 9.2 приведены примеры применения семиканальной цифровой измерительной станции КВВН-7 для изучения строения земной коры и, в частности, для прослеживания промежуточного проводящего слоя дилатантно-диффузионной природы (ДД-слоя) в кристаллических породах докембрийского фундамента. Разработанная высокочувствительная станция КВВН-7 позволяет одинаково эффективно выполнять частотные зондирования с контролируемыми источниками и аудиомагнитотуллурические зондирования в поле естественных вариаций.

190

Заключительный раздел 9.3 настоящей главы посвящен применению маломощного портативного генератора «Энергия-3» для глубинных зондирований в Западной Сибири с использованием ЛЭП «Уренгой-Пангоды». Целесообразность разработки портативного генератора и необходимость проведения опытно-методических работ с ним были обусловлены рядом технических и организационных причин. Среди них главными являются – упрощенная схема подключения портативного генератора «Энергия-3» к источникам собственных нужд промышленной подстанции (сети 220 В, 50 Гц) и к самой ЛЭП, оптимальная электромагнитная совместимость тока портативного генератора с линиями связи и с подземными коммуникациями, низкие массогабаритные параметры, благоприятные для оперативной доставки генератора к месту работ и пр. Достаточно отметить, что вес портативного генератора « Энергия-3» составляет 10 кг, тогда как сила тока, развиваемого им в ВЛ «Уренгой-Пангоды», достигает 10-12 A. Аналогичные показатели для генератора «Энергия-2» составляют 100-120 А при весе 1000 кг. В разделе показано на практическом примере, что выбор в пользу генератора большей или меньшей мощности следует проводить в зависимости от конкретных задач и от требуемой дальности наблюдений.

9.1. Тензорные частотные электромагнитные зондирования с генератором «Энергия-2» и с промышленными ЛЭП системы Колэнерго на территории Балтийского щита (эксперименты «FENICS-2007» и «FENICS-2009»)

9.1.1. Методика эксперимента «FENICS»

Главную особенность методики частотных электромагнитных зондирований в эксперименте «FENICS» составило использование двух взаимно ортогональных промышленных линий электропередачи, подключаемых к

191

мощному (до 200 кВт) генератору крайне низкочастотного (КНЧ) и сверх низкочастотного (СНЧ) излучения в диапазоне частот 0.1-200 Гц. Это дает возможность «просвечивать» глубинное строение литосферы при двух взаимно ортогональных поляризациях первичного поля и получать полное представление о размерности, степени горизонтальной неоднородности исследуемой среды. Принципиальная схема зондирования с контролируемым источником в тензорном варианте представлена на рис. 9.1. Мы называем эту методику магнитотеллурическим зондированием с контролируемым источником - control source magnetotellurics (CSMT) [40].

Рис. 9.1. Принципиальная схема установки тензорного частотного электромагнитного зондирования в поле двух взаимно ортогональных излучающих линий (промышленных ЛЭП) в КНЧ-СНЧ диапазоне – установка Control Source Magnetotellurics (CSMT)

192

Регистрации сигналов в эксперименте «FENICS» выполнялась с применением разных типов цифровых станций с динамическим диапазоном до 24 бит. Основная информация была получена с применением станции КВВН-7 (раздел 8 настоящей книги). Естественные вариации электромагнитного поля Земли и сигналы от контролируемого источника регистрируются одновременно одними и теми же МТ-АМТ станциями. Гармонические сигналы контролируемого источника «вырезаются» на фоне вариаций МТ-АМТ поля посредством процедуры быстрого преобразования Фурье (БПФ) или любых других методов цифровой фильтрации.

9.1.2. Схема генераторной установки

Структурная схема установки зондирования с применением промышленных ЛЭП приведена на рис. 9.2. На рисунке показан пример подключения генератора «Энергия-2» к ЛЭП «Кола-Серебрянка» протяженностью 109 км. Описание главных функциональных блоков генератора «Энергия-2» дано выше, в разделе 4.

Все работы по глубинному зондированию с ЛЭП выполнялись по согласованию с диспетчерской службой Колэнерго и МЭС Северо-Запада. Непосредственно подача тока заданной частоты в промышленные ЛЭП по схеме «провод-земля» производилась в ночное время, когда было возможно их полное отключение от энергосистемы. Сила тока первой гармоники в линии Л1 изменялась от 170-235 А на низких частотах (0.1-10 Гц) до 25-60 А на высоких частотах (100-200 Гц). Линия Л2 имеет сопротивление почти вдвое выше, чем линия Л1 и поэтому ток в ней изменялся по другому закону - от 100-120 А на низких частотах (0.1-10 Гц) до 40-80 А на высоких частотах (100-200 Гц). На частотах 5-10 Гц и выше выполнялась компенсация реактивного сопротивления ЛЭП с помощью согласующего устройства. Ток в излучающих антеннах записывался на персональный компьютер через АЦП Е-140 с

193

частотой дискретизации 5 кГц. Ток имел синусоидальную форму. Стабильность по частоте составляла 10-7 Гц. Ток в передающих антеннах и сигналы на приемных станциях были синхронизированы между собой посредством глобальной спутниковой системы GPS с точностью не хуже 10-2

с.

Рис. 9.2. Схема установки электромагнитного зондирования с генератором «Энергия-2» и промышленной ЛЭП на примере ВЛ «Кола-Серебрянка»

9.1.3 Анализ результатов первичной обработки данных

Наблюдения в эксперименте FENICS выполнены в Кольско-Карельском регионе СЗ России, в Северной Финляндии, на Шпицбергене и на Украине. Положение питающих линий и пунктов зондирования показано на рис. 9.3а для «ближних» пунктов зондирования, расположенных в пределах восточной

194

части Балтийского щита и его обрамления, и на рис. 9.3б – для «дальних» точек, расположенных на обсерватории Баренцбург (Шпицберген) и в районе Харькова (Украина). На рис. 9.4 приведен пример спектральной обработки электрических и магнитных компонент поля в эксперименте «FENICS-2007».

Рис. 9.3. Положение питающих и приемных линий в эксперименте FENICS: а - положение «ближних» приемных точек, в пределах восточной части Балтийского щита; б - положение «дальних» приемных точек 1 - питающие линии L1, L2 и L3; 2 – точки зондирований «FENICS-2009»; 3 – точки зондирований «FENICS-2007»; 4 – точки МТЗ эксперимента BEAR-1998 [147].

195

Рис. 9.4. Диаграммы спектральной плотности мощности (СПМ) по результатам обработки данных эксперимента «FENICS-2007» Электрическая (Ey, Восток - Запад) и магнитная (Hx, Север-Юг) компоненты измерены в поле субширотной линии Л1 на разных удалениях от нее – (1) 450 км, Северная Финляндия, Университет Оулу, станция MTU2000, (2) 601 км, Южная Карелия, Пенинга, ГИ КНЦ РАН, станция СЧЗ-2002, и (3) 1300 км, Шпицберген, Баренцбург, станция ПГИ КНЦ РАН). СПМ I – спектр силы тока первой гармоники в линии Л1. Положение питающей линии ЛI и приемных пунктов показано на рис.9.3

Результаты первичной обработки данных представлены в

значениях спектральной плотности мощности (СПМ). Все измерения, приведенные на рис. 9.4, выполнены в поле субширотной линии Л1. Соответствующая кривая СПМ силы тока в линии Л1 показана в нижнем левом углу рис. 9.4. Анализ СПМ диаграмм на рис. 9.4 дает первое представление о типе глубинного электрического разреза. Отчетливое увеличение

196

напряженности электрических и магнитных компонент поля в среднем диапазоне частот 2-20 Гц указывает на то, что удельное сопротивление средней части литосферы увеличивается с глубиной и затем уменьшается, то есть глубинный разрез относится к типу «K» ( 321 ρρρ >< ). На всех графиках

естественного шума отчетливо проявлена первая гармоника шумановского резонанса в районе 7.5 Гц и его более высокие гармоники.

Для проверки экспериментальных данных выполнены теоретические расчеты прямой задачи поля электрического диполя для рассмотренных установок над слоистой моделью «нормального» разреза. Разрез показан на рис. 9.5а; он подобран для данного региона путем решения обратной задачи эксперимента «FENICS».

Расчеты выполнены по входному импедансу (Zyx

kρ ) и по

широтной компоненте электрического поля (Ey

kρ ) на удалениях

200, 400 и 700 км от источника для дипольной экваториальной установки. Это примерно соответствует зондированию в поле широтной питающей линии Л1 в эксперименте FENICS. В расчетах учтено влияние ионосферы и токов смещения. Параметры ионосферы приняты для ночного времени – удельное сопротивление ионосферы ρ =105 Ом·м, мощность – 2 км, высота над дневной поверхностью - 150 км [150]. Анализ теоретических кривых позволяет заключить, что влияние ионосферы и токов смещения приводит к аномальному росту значений кажущегося

сопротивления по электрической компоненте Ey

kρ с ростом

частоты, тогда как кривые кажущегося удельного сопротивления

по входному импедансу Zyx

kρ свободны от влияния ионосферы и

токов смещения согласно граничным условиям M.A. Леонтовича.

В пределах волновой зоны значения Zyx

kρ зависят только от

свойств нижележащего полупространства.

197

Рис. 9.5. Теоретические кривые кажущегося сопротивления, рассчитанные по входному импедансу ( Zyx

kρ ) и по широтной компоненте электрического поля ( Ey

kρ ) на удалениях 200, 400 и 700 км для дипольной экваториальной установки (аналог зондирования в поле широтной питающей линии) Модель нижнего полупространства показана на рис. 9.5а. Вертикальной линией и горизонтальными стрелками на рис. 9.5б, 9.5в и 9.5г показана граница между волновой зоной (kr>1) и зоной постоянного тока (kr<1). Расчеты выполнены с учетом влияния ионосферы и токов смещения. Параметры ионосферы приняты для ночного времени ( ρ =105 Ом·м, мощность – 2 км, высота над дневной поверхностью - 150 км [150])

Важнейшим вопросом при анализе результатов CSMT

зондирований является выяснение границ действия волновой зоны. Граница эта может быть отслежена по совпадению значений кажущегося сопротивления, вычисленных по

198

импедансу Zyx

kρ и по электрической компоненте Ey

kρ . Кроме

того, граница волновой зоны может быть оценена по величине волнового параметра rk ⋅ , где r – расстояние между излучателем

и приемником и k - волновое число ( ρµω 0⋅⋅= ik ).

Соответствующая граница, оцениваемая путем подстановки в выражение для волнового числа k значения кажущегося сопротивления на соответствующей частоте, показана вертикальными штрихами на рис. 9.5. Область, где rk ⋅ >1 соответствует волновой зоне и область, где rk ⋅ <1 соответствует зоне постоянного тока.

Дополнительным методом, позволяющим отследить границы волновой зоны и возможное влияние горизонтальной неоднородности среды, является анализ кривых зондирования, измеренных при двух взаимно ортогональных поляризациях первичного поля. В эксперименте «FENICS-2007» такие измерения удалось провести в трех точках - Пенинга, Костомукша и Тунгозеро. Результаты их обработки представлены на рис. 9.6а кривыми кажущегося сопротивления по входному импедансу. Можно видеть, что по мере увеличения расстояния

между источником и приемником кривые kρ экваториального

(линия Л1) и осевого (линия Л2) зондирований расходятся между собой на все более и более низких частотах. (8 Гц на разносе 379 км, точка Тнз; 2 Гц на разносе 505 км, точка Кст, и 0.5 Гц на разносе 603 км, точка Пнн). При этом указанные координаты точек расхождения кривых весьма точно совпадают с границами волновой зоны, оцениваемыми численно для каждой точки по волновому параметру rk ⋅ (рис. 9.6а).

Наблюдаемый на рис. 9.6а характер изменения кривых кажущегося сопротивления при смене ориентировки первичного поля проиллюстрирован на рис 9.6б графиками спектра плотности мощности (СПМ) электрических и магнитных компонент на примере измерений в точке Тунгозеро (Тнз, r = 379 км). Можно видеть на рис 9.6б, что при практически

199

Рис. 9.6. Экспериментальные кривые кажущегося сопротивления CSMT по входному импедансу (а) и спектры плотности мощности (СПМ) электрических и магнитных компонент (б) в поле линий Л1 и Л2 измеренные в точках Тунгозеро (Тнз), Костомукша (Кст) и Пенинга (Пнн) Субширотная линия Л1 создает поле экваториальной установки; субмеридиональная линия Л2 - осевой установки. Измерения выполнены со станцией СЧЗ-2002, ГИ КНЦ РАН. Положение питающих линий и точек приема показано на рис.9.3а. Остальные обозначения те же, что на рис. 9.4

одинаковом характере частотной зависимости СПМ силы тока в линиях Л1 и Л2 частотная зависимость СПМ напряженности электрических и магнитных компонент поля при включении линий Л1 и Л2 существенно различна и совпадает с характером соответствующих кривых кажущегося сопротивления.

200

Особенно нагляден характер поведения электрического поля. При включении субширотной линии Л1 напряженность поля Еу уменьшается с понижением частоты и соответственно

уменьшаются с понижением частоты значения Zyx

kρ на рис. 9.6а.

При включении субмеридиональной линии Л2 напряженность поля Ех увеличивается с понижением частоты и соответственно

увеличиваются с понижением частоты значения Zxy

kρ на рис. 9.6а.

9.1.4. Геолого-геофизическая интерпретация результатов

Основным материалом для комплексной геолого-геофизической интерпретации данных эксперимента «FENICS» явились результаты CSMT зондирований по субмеридиональному профилю Уполокша-Поросозеро протяженностью 700 км (рис. 9.3). Общий анализ результатов позволяет сделать три следующих основных вывода.

1. Наблюдается хорошее совпадение между собой двух типов кривых кажущегося удельного сопротивления, рассчитанных по электрической компоненте и по входному импедансу, а также кривых кажущегося, измеренных при широтной и меридиональной поляризациях первичного поля, в пределах волновой зоны. Это свидетельствует, с одной стороны, о высокой точности калибровки измерительных станций и, с другой стороны, о высокой степени горизонтальной однородности нижнего полупространства.

2. Наряду с этим в юго-западной части исследованной территории выявилась обширная область пониженного сопротивления земной коры в диапазоне глубин от 10 до 40 км (от трехсот тысяч омметров для «нормального» разреза до ста тысяч омметров для аномального разреза) на площади порядка 80 тыс. кв. км (рис. 9.7). Контур аномалии обрамляет с северо-востока зону погружения сейсмической границы Мохо на глубину до 60 км в Центральной Финляндии. Выполнено сопоставление полученных результатов с данными АМТ-МТ

201

Рис. 9.7. Пример комплексной интерпретации результатов эксперимента «FENICS» 1а – «нормальная» кривая кажущегося сопротивления и 1б – «нормальный» геоэлектрический разрез литосферы, 2а и 2б – то же для аномальной области, показанной на рисунке 3 красными изолиниями поперечного сопротивления; 4 - реологическая интерпретация «нормального» (1) и аномального (2) геоэлектрических разрезов. Резкий спад реологического параметра Ра соответствует области «крипа», пониженной вязкости

зондирований и проведена геодинамическая интерпретация результатов. 3. Отмеченные выше наблюдения за характером первичных данных глубинных зондирований и анализ

202

результатов теоретических расчетов и решений обратной задачи позволяют сделать главный вывод о том, что структура глубинной электропроводности литосферы восточной части Балтийского щита отличается существенной горизонтальной однородностью (стратификацией) электрических свойств в диапазоне глубин от 15-20 до 50-70 км. Этот вывод находится в противоречии с результатами магнитотеллурических исследований, указывающими на резкую электрическую неоднородность литосферы Балтийского щита [84].

9.2. Полевые испытания станции КВВН-7

В состав генераторно-измерительного комплекса «Энергия» входит семиканальная цифровая станция КВВН-7.По своим техническим параметрам станция КВВН-7 может быть отнесена к измерителям 4-го поколения по классификации фирмы Phoenix Limited [49]. Их основные отличительные характеристики:

- многоканальность и высокая степень автоматизации; - высокая чувствительность; - низкий уровень собственных шумов магнитных и

электрических датчиков; - широкий динамический диапазон (24 разряда) в широком

спектре частот от 10-3 до 104 Гц; - синхронизация по мировому времени с применением

GPS приемников; - наличие съемного твердотельного носителя записанных

данных; - полностью компьютеризированная система обработки с

возможностью оперативного анализа результатов наблюдений непосредственно на полевой точке, после которого принимается решение о переходе на следующую точку или о повторном цикле наблюдений.

Из отечественных приборов отмеченными характеристиками в наибольшей мере обладают: 4-канальная

203

станцция АКФ-4 разработки НИИЗК СПбГУ (частотный диапазон 1-3200 Гц, выпускалась заводом «Геологоразведка»), АКФ-4М разработки ЦЭММ СПбГУ и ООО «Микрокор» г. Санкт-Петербург (частотный диапазон 10-1-800 Гц), 9-канальная станция GI-MTS-1 разработки Санкт-Петербургского филиала ИЗМИРАН (частотный диапазон 10-4-15 Гц), 7-канальная станция КВВН-7 разработки Кольского научного центра РАН, г. Апатиты (частотный диапазон 10-1-1000 Гц), ЭНТ - индукционные датчики Нестерова. Из зарубежных станций приведенными выше характеристиками 4-го поколения в наибольшей мере обладают: станция Lemi разработки Института космических исследований НАНУ, г. Львов (Украина), станция MTU-5 разработки фирмы Phoenix Geophysics, г. Торонто (Канада) и станции фирмы Metronix, г. Брауншвейг (Германия).

На рис. 9.8 представлена сводная диаграмма спектральных характеристик собственных шумов магнитных датчиков перечисленных выше типов современных МТ станций. Оценка собственных шумов станции КВВН-7 на рис. 9.8 получена путем измерения и сложения ЭДС датчиков, установленных параллельно и навстречу друг другу. Можно видеть, что практически во всем частотном диапазоне собственные шумы станции КВВН-7 находятся ниже минимального уровня шумов естественного МТ поля (заштрихованная полоса). Это позволяет использовать станцию одинаково эффективно как для измерения сигналов контролируемых источников, так и для измерения естественного электромагнитного поля с целью аудиомагнитотеллурического (АМТ) зондирования в диапазоне частот 0.1-2000 Гц. Применение высокочастотного АЦП Е14-440 фирмы L-card позволяет выполнять оцифровку наблюдаемых полей по 7-ми каналам с частотой до 50 кГц.

Пример спектрограммы записи естественного поля на полевой точке «Светлый» (Кольский полуостров) станцией КВВН-7 приведен на рис. 9.9. Можно видеть, что на всех семи каналах отчетливо (вплоть до четвертой гармоники) прослеживаются шумановские резонансы, кратные частоте

204

Рис. 9.8. Собственные шумы датчиков магнитного поля станции КВВН-7 в сопоставлении с наиболее известными отечественными и зарубежными аналогами. Описание условных обозначений дано в тексте.

7.5 Гц, а также сигналы от антенны сверхнизкочастотного (СНЧ) излучения генератора «Зевс». Подавление промышленных помех осуществляется с глубиной до 55 дБ вплоть до 9-й гармоники на частотах 50, 150, 250, 350 и 450 Гц.

Для удобства хранения данных в станции КВВН-7 предусмотрена возможность регистрации поля в двух диапазонах, отличающихся наличием на входе фильтров низких частот – 40 Гц и 2.5 кГц. Низкочастотный диапазон предусмотрен для проведения долговременных записей (сутки и более) с низкой частотой оцифровки записи 200–500 Гц. Высокочастотный диапазон предусмотрен для кратковременных записей (от 20–30 мин до 3–4 ч) с частотой оцифровки от 5 до 50 кГц и

205

Рис. 9.9. Вид окна спектроанализатора программы PowerGraph – зависимость логарифма мощности P от частоты Запись АМТ поля с шумановскими резонансами (максимумы на частотах 7.8, 14.2, 20.2, 26.2, 32.0 Гц) и сигналом СНЧ-антенны «Зевс» (частота 82 Гц). Запись получена 17.08.2009 г., пункт Светлый, Кольский п-ов

осуществляется с выхода ФНЧ 2.5 кГц. Примеры анализа результатов полевых записей станции КВВН-7 в двух частотных диапазонах приведены на рисунках 9.10 и 9.11.

На рис. 9.10 приведены оценки парной когерентности сопряженных компонент поля в двух частотных диапазонах. Оценка парной когерентности сопряженных компонент Ех–Ну и Еy–Нx, выполняемая на основе вычисления взаимно и автокорреляционных функций, является важным показателем качества записи частотного и АМТ зондирования. Высокая когерентность сопряженных компонент Ех–Ну и Еy–Нx (не ниже 0.7), совместно с минимальным значением когерентности (не более 0.4) для дополнительных компонент Ех–Нx и Еy–Нy, является критерием, указывающим на соблюдение условия

206

дальней зоны – на то, что длина волны в земле значительно меньше, чем расстояние до источника.

Рис. 9.10. Пример оценки парной когерентности сопряженных компонент поля Ех–Ну и Еy–Нx в двух рабочих диапазонах частот по результатам натурных наблюдений на обсерватории Ловозеро

На рис. 9.11 приведены кривые кажущегося

сопротивления в двух частотных диапазонах по результатам аудиомагнитотеллурического зондирования (АМТЗ) на обсерватории Ловозеро. Можно видеть, что измерения в разных диапазонах согласуются между собой и дополняют друг друга. Значения кажущегося сопротивления, полученные с требованием по когерентности не ниже 0.7, отличаются меньшим разбросом и располагаются в верхней части графика на рис. 9.11. Результаты АМТЗ, представленные на рис. 9.11, хорошо согласуются с магнитотеллурическими зондированиями (МТЗ), ранее выполненными на обсерватории Ловозеро Н.П. Владимировым [1979] и Ю.М. Егоровым [1965], и существенно дополняют их. В высокочастотной области проявился неизвестный ранее в

207

Рис. 9.11. Кривые кажущегося сопротивления АМТЗ на обсерватории Ловозеро по результатам наблюдений с аппаратурой КВВН-7 в двух частотных диапазонах Красными значками показаны результаты обработки с высоким требованием по когерентности (не ниже 0.7), синими значками – результаты обработки с отпущенными коэффициентами когерентности

этом районе промежуточный проводящий слой в интервале глубин 1–3 км. Этот слой мы идентифицируем с промежуточным проводящим слоем диалатантно-диффузионной природы (ДД-слоем), который ранее нам удавалось обнаружить только по результатам зондирований в поле контролируемых источников [42]. На результатах АМТЗ ДД-слой удалось обнаружить и проследить впервые, благодаря применению описанной выше

208

новейшей малошумящей аппаратуры 3-го поколения КВВН-7 и высокочастотного аналого-цифрового преобразователя Е14-440 фирмы L-card.

Природа выявленного слоя связывается с существованием на глубине субгоризонтальных трещин, заполненных флюидами. Предполагается, что флюиды (атмосферные воды) проникают на глубину с дневной поверхности вдоль субвертикальных разломов, выхолаживающихся на глубине. Теория дилатансионной трещиноватости, впервые упоминаемая в работе [42], подробно рассмотрена в работе В.Н. Николаевского [74] в связи с проблемой истолкования природы геофизических границ, в том числе проводящих слоев в земной коре. Согласно этой теории, механизм дилатансии определяется как необратимое увеличение объема поликристаллических агрегатов при сдвиге. Условия сдвига на глубине объясняются одновременным действием литостатического давления и касательного (тангенциального) напряжения. При этом на глубине появляются условия для сдвиговых явлений, которые объясняются более быстрым увеличением горизонтальной компоненты горного давления в сравнении с литостатической, вертикальной компонентой.

Для более детального исследования положения и геологической корреляции выделенного слоя, а также более полной проверки работоспособности станции КВВН-7 измерения АМТЗ выполнены в пяти пунктах на профиле Ловозеро–Пулозеро (рис. 9.12). Положение профиля наблюдений и геологическая схема участка работ показаны на рис. 9.12а. Профиль проходит вдоль сравнительно монотонного геологического разреза, представленного архейскими гранито-гнейсами Центрально-Кольского мегаблока. Результаты обработки данных в виде изолиний удельного электрического сопротивления приведены на рис. 9.12б. На нем можно видеть, что самая верхняя часть разреза согласно геологии характеризуется сравнительно однородным высоким сопротивлением в пределах 10–20 тыс. Ом⋅м. Глубинная часть

209

Рис. 9.12. Геоэлектрический разрез по профилю Ловозеро–Пулозеро а – положение профиля Ловозеро–Пулозеро и пунктов АМТ зондирования, совмещенных с пунктами наблюдений ПГИ 1, 14, 20, 21 и 23; б – геоэлектрический разрез по результатам АМТЗ; в – график изменения продольной проводимости S промежуточного проводящего «слоя ДД»; г – кривые кажущегося сопротивления АМТЗ на профиле Ловозеро–Пулозеро. Желтой штриховкой показано положение «слоя ДД»

210

разреза характеризуется наличием области гипервысокого сопротивления на западных точках 21 и 23 с значениями сопротивления до 106 Ом⋅м на глубинах 5–10 км и более.

Верхняя часть разреза охарактеризована детально на нижних двух рис. 9.12в и 9.12г. На рис. 9.12в приведен график изменения продольной проводимости S промежуточного проводящего «слоя ДД». Его проявление на кривых АМТЗ отчетливо видно на геоэлектрическом разрезе с кривыми кажущегося сопротивления АМТЗ на рис. 12г, где показано положение обсуждаемого слоя.

«Слой ДД» на профиле Ловозеро–Пулозеро располагается в интервале глубин от 1 до 3.5 км. Мониторинг изменений параметров «слоя ДД» во времени с применением станции КВВН-7 в комплексе с сейсмическим мониторингом может стать эффективным средством прогнозирования землетрясений [155]. При этом электромагнитный мониторинг может выполняться как в поле естественных вариаций методом АМТЗ, так и с применением контролируемых источников методом частотного зондирования или становления.

Таким образом, применение станции КВВН-7 позволяет с высоким разрешением исследовать электропроводность и флюидный режим верхней части земной коры для решения, как геологических задач, так и задач электромагнитного мониторинга сейсмоопасных территорий в комплексе с сейсмическими методами. Работы по дальнейшему совершенствованию измерительной станции КВВН-7 направлены на создание полностью автоматизированной системы регистрации путем записи данных на встроенный носитель информации (флэш-память). Кроме того, предполагается разработка и создание встроенной в измерительный блок многоканальной схемы оцифровки измеряемых сигналов на основе применения в каждом канале АЦП повышенной разрядности (24-бит) для расширения динамического диапазона станции в диапазоне частот 0.1-2000 Гц.

211

9.3. Электромагнитные зондирования с портативным генератором «Энергия-3» в Западной Сибири (эксперименты «НУР-2011» и «НУР-2012»)

Эффективность электромагнитных зондирований, применяемых при мониторинге сейсмоактивных зон и при структурно-поисковых работах, определяется, прежде всего, возможностью проведения исследований с максимально высоким соотношением «сигнал-шум» и на максимально больших глубинах. Повышение глубинности электроразведки достигается не только за счет больших разносов между питающими и приемными линиями и максимально низкого (с соблюдением условий волновой зоны) частотного диапазона, но и за счет мощности излучающих устройств. Мощность излучающих устройств, или сила источника определяется размерами питающих линий и силой тока. Для заземленных линий сила источника определяется как электрический момент Р, равный произведению силы тока на длину линии, для магнитных петель – это магнитный момент М, равный произведению силы тока на площадь петли. Электрический Р и магнитный М моменты линейно входят в выражения для электрических и магнитных компонент полей дипольных источников. Это означает, например, что для увеличения вдвое глубины зондирования с электрическим диполем фиксированной длины, учитывая, что поле изменяется обратно пропорционально кубу расстояния, необходимо увеличить силу тока в 8 раз. При использовании магнитного диполя в этих же условиях необходимо увеличить силу тока в 16 раз.

Увеличение силы сигнала при неизменных размерах питающих линий может быть достигнуто либо путем увеличения мощности генераторного устройства, либо за счет накопления повторяющихся посылок однотипных сигналов с заданной строго контролируемой частотой. Однако, и тот и другой подходы имеют свои ограничения. Увеличение мощности генераторных устройств ведет к резкому удорожанию работ, поскольку для

212

увеличения глубины зондирования вдвое, как уже отмечалось выше, требуется увеличение силы тока в 8 раз, а мощность генератора ( IUW ⋅= ) при этом должна быть увеличена в 64 раза.

Более легким путем является простое накопление в приемнике многократно повторяющихся сигналов слабого источника. Соотношение «сигнал-шум» при этом увеличивается пропорционально корню квадратному от числа посылок. В настоящем разделе приведены результаты испытаний маломощного портативного генератора «Энергия-3» (мощность 2 кВт) для глубинных зондирований с использованием промышленной ЛЭП 220 кВ «Уренгой-Пангоды» протяженностью 114 км (рис. 9.13).

На рисунке 9.13а показано два контура. Контуром 1 ограничена предполагаемая область зондирований с генератором «Энергия-2» мощностью 200 кВт (порядка 200 тыс. кв.км.). Контуром 2 ограничена практически достигнутая площадь исследований с портативным генератором «Энергия-3» мощностью 2 кВт (порядка 40 тыс. кв.км.). На рисунке 9.13б приведено положение скважин СГ-6 (Тюменская), СГ-7 (Ен-Яхинская) Скважина СГ-6 (забой на глубине 7502 м) находится в 60 км к востоку от гигантского Нижне-Уренгойского месторождения газа. Скважина СГ-7 забурена в 2000 году на месторождении Большой Уренгой, на Песцовом валу. К настоящему времени на ней достигнута рекордная для осадочных бассейнов России глубина 8250 м.

Регистрация сигналов осуществлялась с применением двух пятиканальных широкополосных станций VMTU-10 (ООО «ВЕГА», Россия). Сигнал в питающую линию, ВЛ «Уренгой-Пангоды». подавался в диапазоне частот 0.2 - 175 Гц. Сила тока в линии при этом изменялась в пределах от 5 до 12 Ампер в зависимости от частоты и от условий согласования.

Упрощенная схема подключения портативного генератора к промышленной ЛЭП показана на рис. 9.14.

213

Рис. 9.13. Схема района работ а – расчетные контуры районов, доступных для глубинного зондирования при подключении к ЛЭП «Уренгой-Пангоды» генератора «Энергия-2» (1) и генератора «Энергия-3» (2). Темными пятнами обозначены области нефте-газоносности. б – положение пунктов зондирования в поле ЛЭП «Уренгой-Пангоды»

214

Рис. 9.14. Структурная схема портативного КНЧ-СНЧ генератора «Энергия-3» и схема подключения его к ВЛ «Уренгой - Пангоды» ККМВ - корректор коэффициента мощности - выпрямитель; РВЧП - развязывающий высокочастотный преобразователь; ВИ - выходной инвертор; СУ - согласующее устройство; СУиИ - схема управления и индикации

Конкретной задачей работ явилось проведение тестовых

наблюдений электромагнитного поля по двум профилям - субширотному, проходящему на траверсе сверхглубокой скважины СГ-6 (Тюменской), и субмеридиональному, проходящему на траверсе сверхглубокой скважины СГ-7 (Ен-Яхинской). Измерения поля портативного генератора «Энергия-3», подключенного к промышленной ЛЭП «Уренгой-Пангоды» выполнены в 8 пунктах, расположенных вдоль дорожных магистралей примерно в широтном и в меридиональном направлениях (рис. 9.13б). В каждой точке зондирования выполнены также суточные записи МТ-АМТ поля и зондирования на постоянном токе. Пример регистрации сигналов промышленной ЛЭП на удалении 110 км от центра линии, в точке 5 приведен на рис. 9.15 в виде спектров амплитуды электрических и магнитных компонент поля.

Можно видеть, что сигналы ЛЭП уверенно регистрируются вплоть до частоты 3.8 Гц, как по электрической, так и по магнитной компонентам. Примечательно, что амплитуда

215

Рис. 9.15. Спектры амплитуды электрических и магнитных компонент поля по результатам измерения сигналов портативного генератора мощностью 2 кВт, подключенного к ВЛ 220 кВ «Уренгой-Пангоды», в точках № 5 и №7, удаленных от центра ЛЭП на 110 и 87 км, соответственно. Пположение точек зондирования показано на рис. 9.13б поля слабо изменяется с увеличением расстояния между источником и приемником. Выполненные расчеты показывают, что частично такое поведение поля объясняется за счет разной

216

геометрии установки и частично за счет ионосферного влияния, усиливающегося с удалением от источника.

Результаты интерпретации приведены на рис. 9.16 на примере зондирования, выполненного вблизи Ен-Яхинской сверхглубокой скважины СГ-7.

Рис. 9.16. Результаты эксперимента «НУР-2012» по глубинному зондированию с портативным генератором «Энергия-3» и промышленной ЛЭП «Уренгой-Пангоды» (1) в комплексе с источником «Зевс» (2) и с АМТ-МТЗ (3) и ГМВЗ (4, 5) Левая диаграмма (а) кривые кажущегося сопротивления и фазы; Правая диаграмма (б) – электрические разрезы по каротажу (8) и по результатам решения обратной задачи (9); 4 - кривая ГМВЗ, Новосибирск; 5 – глобальные данные; 6 – модельная кривая для решения обратной задачи по модулю кажущегося сопротивления; 7 – то же по фазе импеданса; 8 - результаты каротажа СГ-7 (потенциал-зонд); 9 – геоэлектрический разрез по результатам совместного решения обратной задачи по данным зондирований с естественными источниками (МТ-АМТ-ГМВЗ) и зондирования с контролируемыми источниками (СНЧ-антенна «Зевс» и портативный генератор «Энергия-3» с промышленной ЛЭП «Уренгой-Пангоды»)

217

Интерпретация выполнена на основе данных зондирования с портативным генератором «Энергия-3» и высоковольтной ЛЭП «Уренгой-Пангоды» в диапазоне высоких частот 175-3.82 Гц и с учетом данных МТ-АМТ зондирования в диапазоне низких частот 1-0.001 Гц. В точке зондирования были зарегистрированы также сигналы антенны СНЧ-излучения «Зевс», расположенной на Кольском полуострове и удаленной от района наблюдений на 2000 км. Тем не менее, можно видеть на рис. 9.16, что результаты экспериментальных измерений кажущегося сопротивления в поле двух разных типов контролируемых источников, удаленных один на 2000 км от точки приема (источник «Зевс») и второй на 110 км (ЛЭП «Уренгой-Пангоды») уверенно совпадают между собой и согласуются с теоретически рассчитанной кривой кажущегося сопротивления по данным каротажа СГ-7. В хорошем согласии с ними находятся также результаты обработки вариаций естественного электромагнитного поля (МТЗ), показанные в виде облака значений комплексного кажущегося сопротивления (обозначены кружком 2). При решении обратной задачи по материалам 2012 года было введено методическое усовершенствование. Оно заключается в том, что больший вес придавался результатам зондирований с контролируемыми источниками на самых коротких периодах, а также геомагнитным откликам полей естественных источников на самых длинных периодах (ГМВЗ). В среднем диапазоне периодов решение обратной задачи выполнялось с опорой на фазовые измерения МТЗ. Как известно, в длинноволновом диапазоне МТЗ наиболее велика опасность статических искажений, приводящих к смещению кривой кажущегося сопротивления. Фазовая кривая свободна от этого влияния, но нуждается в количественной привязке по уровню значений кажущегося сопротивления. Эта задача в принятом алгоритме решения обратной задачи выполняется с помощью отмеченной выше привязки к высокочастотным и низкочастотным ветвям глубинного зондирования.

218

Подобранный разрез близко согласуется с результатами каротажа сопротивления. При этом важно отметить, что модельная кривая кажущегося сопротивления (6) на рис. 9.16 проходит со смещением вверх относительно экспериментальных данных магнитотеллурического зондирования (3). Это смещение может быть объяснено «статик-шифтом», то есть тем, что точка зондирования располагается над значительной по площади латеральной неоднородностью.

В верхней части разреза земной коры (в пределах осадочного чехла) здесь выделяются три слоя пониженного сопротивления: в интервале глубин 100-200 м , 800-1500 м и 4-7 км. Глубже 7 км наблюдается резкое увеличение сопротивления, связываемое с вулканогенно-осадочными трапповыми образованиями. Важным итогом работ является вывод о перспективности использования портативных генераторов малой мощности (порядка 2-5 кВт) для исследования электрического разреза на средних удалениях до 100-110 км от источника. Совместная интерпретация зондирований с естественными и контролируемыми источниками позволяет существенно повысить качество и надежность интерпретации результатов глубинной геоэлектрики. Особый интерес представляет использование портативных генераторов типа «Энергия-3» при мониторинге изменений электромагнитного состояния среды на прогностических полигонах в комплексе с сейсмическим мониторингом.

219

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Представленная выше монография подводит итог примерно десятилетнему этапу работы ученых и инженеров Кольского научного центра РАН и Санкт-Петербургского филиала ИЗМИРАН по созданию и практическому применению генераторов и измерительной техники для частотного электромагнитного зондирования земной коры, для низкочастотной радиосвязи и для сейсмического мониторинга. Основная часть работ выполнена при финансовой поддержке Российского фонда фундаментальных исследований (РФФИ). Исследования выполнены по пяти грантам РФФИ, каждый из которых ориентировался на решение задач, включающих опытно-конструкторские разработки новейшей генераторно-измерительной техники для электромагнитных зондирований и проведение экспериментов по изучению строения земной коры. На начальном этапе исследований большую финансовую помощь в разработке нового научного направления оказало Управление Дальней связи ВМФ России. Именно при его поддержке и в интересах ВМФ был выполнен целый ряд работ в области крайне- и сверх- низкочастотной (КНЧ-СНЧ) радиосвязи с погруженными объектами с использованием мощных генераторов, подключаемых к промышленным ЛЭП, и с антенной СНЧ-диапазона «Зевс» [68].

С учетом изложенного, книга объединяет в себе описание проектно-конструкторских разработок по созданию электроразведочных генераторов нового поколения («Энергия-2», «Энергия-2М» и «Энергия-3») с рассмотрением теории и методики их практического применения в геофизике. Во введении выполнен сравнительный анализ преимуществ и недостатков двух альтернативных способов изучения строения земной коры, основанных на использовании естественных и контролируемых источников электромагнитного поля. Сделан вывод о том, что современное состояние силовой техники, микроэлектроники, компьютерных технологий измерений и

220

обработки данных в наибольшей мере благоприятствует комплексному, взаимно полезному развитию этих двух направлений благодаря перекрывающемуся диапазону достигаемой глубинности исследований.

Содержание второго раздела позволяет составить наиболее общие представления о физической основе электромагнитных зондирований земной коры и о тех требованиях, которые предъявляются к генераторно-измерительной технике при решении задач исследования строения Земли с использованием контролируемых источников электромагнитного поля. Сделан вывод о наибольших перспективах использования источников в виде длинных заземленных питающих линий.

Третий раздел посвящен краткому обзору генераторных устройств и антенных систем, пользуемых для глубинного зондирования. Обзор выполнен за все время развития этого направления геофизической техники и позволяет составить представление о современном уровне и технических характеристиках различных видов мощных электроразведочных генераторов. На основании проведенного анализа показано, что среди серийных или готовых к реализации отечественных и зарубежных устройств отсутствуют аналоги разработанных авторами КНЧ-СНЧ генераторов серии «Энергия».

Четвертый раздел является фактически основным по содержанию и по объему – он посвящен описанию генератора «Энергия-2» мощностью до 200 кВт. Созданию этого генератора предшествовал длительный этап разработки генераторов «Кола», «Ливадия» и «Энергия-1». При создании генератора «Энергия-2» были учтены новейшие направления развития мощной преобразовательной техники, позволившие спроектировать устройство, обладающее рядом оригинальных функциональных решений, не применявшихся ранее в генераторах для глубинных зондирований. Среди них главными «новинками» являются: применение в высоковольтном инверторе режима широтно-импульсной модуляции (ШИМ) для формирования в излучающей линии тока произвольной формы (синус, меандр, трапеция,

221

треугольник и пр.), разработка схемы повышающего преобразователя, позволившего увеличить амплитуду выходного напряжения генератора до 1100 В и обеспечить гальваническую развязку между выходом высоковольтного инвертора и питающей сетью. Работа генератора «Энергия-2» может проводиться как в автономном режиме, так и под управлением компьютера по заранее написанной программе. В автономном режиме оператор с пульта системы управления, регулирования, защиты и автоматики (СУРЗА) выбирает форму генерируемого сигнала, задает частоту, выходное напряжение, время генерации. В процессе работы параметры выходного сигнала могут корректироваться без остановки работы генератора. Режим температурной компенсации, примененный в задающем генераторе, позволяет обеспечивать стабильность частоты выходного сигнала с точностью не хуже 10-7 Гц. Учитывая эти и целый ряд других конструктивных и функциональных особенностей, можно объективно заключить, что генератор «Энергия-2» на данный момент является наиболее передовым среди отечественных и зарубежных мощных генераторных устройств аналогичного назначения.

Пятая глава посвящена разработке КНЧ-СНЧ генератора направленного действия «Энергия-2М», позволяющего формировать в двух ортогональных антеннах сигналы одной частоты с независимой регулировкой фазы и амплитуды. Такое решение обеспечивает регулируемую диаграмму направленности излучения. Генератор «Энергия-2М» питается от двух генераторов постоянного тока П-72, работающих на общей тяге от двигателя автомашины ЗИЛ-131. Генератор обеспечивает произвольную форму напряжения на выходе с максимальным амплитудным значением до 600 В. Мощность генератора на выходе составляет 30 кВт. Генератор «Энергия-2М» создан для направленного тензорного глубинного электромагнитного зондирования земной коры в КНЧ-СНЧ диапазоне (0.1-2000 Гц) и для поиска глубоко залегающих рудных объектов с оценкой их элементов залегания.

222

В шестом разделе приведено описание портативного генератора «Энергия-3» мощностью 2 кВт. Целесообразность и необходимость разработки портативного генератора и проведения опытно-методических работ с ним были обусловлены рядом технических и организационных причин. Среди них главными являются – упрощенная схема и процедура подключения портативного генератора к питающей сети 220 В на электрической подстанции промышленной ЛЭП, отсутствие из-за малой излучаемой мощности проблем электромагнитной совместимости с каналами телеметрии, линиями связи и подземными коммуникациями, находящимися в зоне влияния излучающей ЛЭП, низкие весогабаритные параметры, позволяющие оперативно доставлять генератор к месту работ и пр. Достаточно отметить, что вес портативного генератора «Энергия-3» составляет 10 кг, тогда как сила тока, развиваемого им в промышленной ЛЭП достигает 10-12 А. Аналогичные показатели для генератора «Энергия-2» составляют 100-120 А при весе 1000 кг. Необходимость применения генератора того или иного типа зависит от конкретных задач и требуемой дальности наблюдений.

Практическое применение генераторов любой мощности для глубинного зондирования с использованием в качестве антенн длинных заземленных линий связано с необходимостью разработки согласующих устройств. Этому вопросу посвящена седьмая глава, в которой представлены результаты работ по созданию системы компенсации реактивного сопротивления для КНЧ-генератора, использующего в качестве излучающей антенны промышленную линию электропередачи. Приведены методы расчетно-теоретического обоснования выбора схемы и элементной базы согласующего устройства, состоящего из ограниченного набора конденсаторов, но способного в широком диапазоне частот компенсировать индуктивную составляющую сопротивления линии и обеспечить в излучающем контуре максимально возможный на данной частоте ток. Кроме того, в этой же главе затронута проблема электромагнитной

223

совместимости (ЭМС) КНЧ-СНЧ генератора, размещенного на электрической подстанции ЛЭП. Рассмотрены вопросы защиты генератора от внешних электромагнитных помех, таких как наведенные в линии напряжения, грозовые и коммутационные импульсы, а также вопросы минимизации воздействия генерирующей системы на оборудование подстанции, подземные и наземные линии связи и коммуникации. Рассмотрены технические и методические вопросы обеспечения ЭМС, проиллюстрированные примерами конкретных исследований на Кольском полуострове.

Эффективность электромагнитных зондирований определяется не только и не столько мощностью генератора и параметрами излучающей антенны, но прежде всего совершенством измерительной техники, применяемой для регистрации сигналов на полевых точках. Этому вопросу посвящена восьмая глава. В ней описана семиканальная цифровая станция третьего поколения КВВН-7, созданная в ходе разработки проекта. В станции использованы операционные усилители с предельно низким значением внутреннего шума, не превышающим единицы и десятые доли нВ/Гц1/2, и высокочастотные аналого-цифровые преобразователи, работающие в широком диапазоне частот (0.1 – 2000 Гц) и в широком динамическом диапазоне (20-24 бит).

Подводя итог техническому описанию составляющих генераторно-измерительного комплекса «Энергия», необходимо отметить, что при разработке всех узлов и блоков генераторной и измерительной аппаратуры были использованы самые современные достижения в области силовой преобразовательной техники, специализированной и программируемой микроэлектроники, как с конструкторско-технологической точки зрения, так и с точки зрения качества схемотехнических решений и выбора элементной базы. На всех этапах проектно-конструкторских работ широко применялись средства компьютерного проектирования и моделирования работы отдельных схем, блоков, узлов с использованием

224

специализированных прикладных программных продуктов и оригинального программного обеспечения. Таким образом, разработанный генераторно-измерительный комплекс «Энергия» для электромагнитного зондирования литосферы и мониторинга сейсмоактивных зон является уникальным и не имеет аналогов, как по составу, так и по техническим характеристикам.

Каждая разработанная и описанная в предыдущих главах модель проходила полевые испытания. Результаты этих испытаний представляют интерес как с точки зрения демонстрации технических характеристик созданных станций, так и с точки зрения полученных научных и практических результатов. Рассмотрению результатов полевых испытаний посвящена заключительная, девятая глава. Ее основной объем занимает описание уникального в мировой практике эксперимента FENICS по тензорному частотному электромагнитному зондированию литосферы Фенноскандинавского щита с применением генераторов «Энергия-1» и «Энергия-2» мощностью до 200 кВт (раздел 9.1). Сигналы были зарегистрированы далеко за пределами Фенноскандинавии – на территории Шпицбергена и на Украине, на удалениях до 2150 км. Полученные данные послужили основой для разработки новой модели строения земной коры [41]. Специальный интерес представляют испытания измерительной станции КВВН-7 на территории Кольского полуострова (раздел 9.2) в связи с задачей прослеживания на глубине до 5-7 км промежуточного проводящего слоя дилатантно-диффузионной природы. В разделе 9.3 приведены результаты испытаний портативного генератора «Энергия-3» в Западной Сибири путем проведения глубинных зондирований с высоковольтной линией электропередачи «Уренгой-Пангоды».

Монография представляет интерес для специалистов, занимающихся разработкой генераторно-измерительных систем на основе новейшей силовой преобразовательной техники и микроэлектроники. Книга может представить особый интерес для геофизиков, занимающихся изучением строения земной коры и

225

вопросами мониторинга сейсмической активности с применением электромагнитных методов.

БЛАГОДАРНОСТИ

Работа выполнена при финансовой поддержке Российского фонда фундаментальных исследований (гранты РФФИ 02-05-64708a, 06-05-64429-а, 07-05-00181-а, 10-05-98809-р_север_а, 11-05-12033-офи-м-2011), Управления Дальней связи ВМФ России и Отделения Наук о Земле РАН (гранты ОНЗ РАН № 6).

В проведении научно-конструкторских разработок, в полевых исследованиях и в обработке данных неоценимую помощь оказали к.т.н. В.Н. Селиванов, к.ф.-м.н. А.Н. Шевцов, ведущие инженеры и программисты П.И. Прокопчук, Д.В. Куклин, Т.Г. Короткова. Авторы выражают глубокую благодарность всем коллегам, а также к.ф.-м.н. А.Я. Сидорину за помощь в оперативной публикации статей и директору ЦФТПЭС КНЦ РАН д.т.н. Борису Васильевичу Ефимову за неизменную поддержку в проведении исследований.

226

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Акопов И.И., Антипов Ю.Н., Велихов Е.П. и др. Специализированная геофизическая установка «Полигон-1» для глубинного электромагнитного зондирования земной коры: Препр. ИВТАН №3095. M.: ИВТАН, 1982. 28 c.

2. Баранник М.Б., Колобов В.В., Шевцов А.Н., Жамалетдинов А.А. Генераторно-измерительный комплекс направленного действия «Энергия-2М» для сейсмического мониторинга и зондирования рудных объектов // Сейсмические приборы. 2012. Т. 48. № 1. С. 1-22.

3. Баранник М.Б., Колобов В.В., Селиванов В.Н., Куклин Д.В., Жамалетдинов А.А., Шевцов А.Н. Портативный генератор для глубинного зондирования и мониторинга сейсмоактивных зон с применением промышленных линий электропередачи. // Сейсмические приборы. 2012. Т. 48. № 4. C. 66-79.

4. Баранник М.Б., Данилин А.Н., Ефимов Б.В., Колобов В.В., Прокопчук П.И., Копытенко Ю.А., Жамалетдинов А.А., Селиванов В.Н., Шевцов А.Н. Высоковольтный силовой инвертор генератора «Энергия-2» для электромагнитных зондирований и мониторинга очаговых зон землетрясений // Сейсмические приборы. 2009. Т. 45. № 2.С. 5-23.

5. Баранник М.Б., Данилин А.Н., Ефимов Б.В., Колобов В.В., Прокопчук П.И., Селиванов В.Н., Копытенко Ю.А., Жамалетдинов А.А. Высоковольтный выпрямитель генератора «Энергия-2» для электромагнитных зондирований и мониторинга очаговых зон землетрясений // Сейсмические приборы. 2009. Т. 45. № 3.С. 5–13.

6. Баранник М.Б., Долбня А.Г., Жамалетдинов А.А., Ефимов Б.В., Катанович А.А., Конторович В.В., Колобов В.В., Кузеванов В.И., Лаврухин В.А., Лисицын Ю.Д., Панфилов А.С., Песин Л.Б., Прокопчук В.И., Фесенко Ю.В., Шевцов А.Н. Генераторно-измерительный комплекс: Патент № 57020 на полезную модель. 2006. (Приоритет от 19 мая 2006 г. Зарегистрирован в Государственном реестре полезных моделей РФ 27 сентября 2006 г. Срок действия до 19 мая 2014 г.).

7. Барсуков О.М., Сорокин О.Н. Изменение кажущегося сопротивления горных пород в Гармском сейсмоактивном районе // Изв. АН СССР. Физика Земли. 1973. № 10. С. 100-102.

8. Бердичевский М.Н. Электрическая разведка методом магнитотеллурического профилирования. М.: Недра, 1968. 255 с.

9. Бердичевский М.Н., Дмитриев В.И., Яковлев И.А., Бубнов В.П., Коннов Ю.К., Варламов Д.А. Магнитотеллурические зондирования в горизонтально-неоднородных средах // Изв. АН СССР. Физика Земли. 1973. №1. С. 82-92.

227

10. Бернстайн С.Л., Барроуз М., Эванс Д.Э., Гриффитс Э.С., Макнейл Д.А., Ниссен Ч.У., РичерА., Уайт Д.П., Уиллим Д.К. Дальняя связь на крайне низких частотах // ТИИЭР. Proceedings IEEE. 1974. Т. 62. С. 5-30.

11. Ваньян Л.Л. Основы электромагнитных зондирований. М.: Недра, 1965. 108 с.

12. Ваньян Л.Л. Электромагнитные зондирования. М.: Научный мир, 1997. 218 с.

13. Велихов Е.П., Волков Ю.М., Дьяконов Б.П., Зотов А.В., Барсуков О.М. Использование импульсных МГД-генераторов для геофизических исследований и прогноза землетрясений: Препр. ИАЭ, № 2532. М.: ИАЭ, 1975. 12 c.

14. Велихов Е.П., Жамалетдинов А.А. К 30-летию МГД-эксперимента «Хибины» (обзор глубинных геоэлектрических исследований с мощными контролируемыми источниками) / Теория и методика глубинных электромагнитных зондирований на кристаллических щитах. Книга 1. Изд-во КНЦ РАН, 2006. С. 60-64.

15. Велихов Е.П., Жамалетдинов А.А., Собчаков Л.А. и др. Опыт частотного электромагнитного зондирования земной коры с применением мощной антенны СНЧ-диапазона // ДАН РАН. 1994. Т. 338. № 1. С. 106-109.

16. ВелиховЕ.П. (отв.редактор) Геоэлектрические исследования с мощным источником тока на Балтийском щите. М.: Наука, 1989. 272 с.

17. Вешев А.В. Электропрофилирование на постоянном и переменном токе. Л.: Недра, 1980. 391 с.

18. Владимиров Н.П. Метод магнитотеллурического зондирования. М:. Наука, 1979. 175 с.

19. Гарьянов А.В., Сидорин А.Я., Черный И.Г. Аппаратурно-методические разработки для прецизионного геоэлектрического мониторинга // Сейсмические приборы. 1999. Вып. 31. С. 14–28.

20. Генератор низких и крайне низких частот и способ управления им: пат. 2340070 Рос. Федерация. № 2007132642/09; заявл. 29.08.2007; опубл. 27.11.2008. Бюл. № 33.

21. Генераторно-измерительный комплекс УНЧ диапазона Кола [Электронный ресурс] // URL: http://www.rimr.ru/adm/uploaded/f58481-7a7.doc (дата обращения 01.02.2013)

22. Генераторно-измерительный комплекс: пат. 57020 Рос. Федерация. № 2006117263/22; заявл. 19.05.2006; опубл. 27.09.2006. Бюл. № 27.

23. Геофизические методы исследований / Хмелевской В.К., Горбачев Ю.И., Калинин А.В., Попов М.Г., Селиверстов Н.И., Шевнин В.А.: Учебное пособие для геологических специальностей вузов. – Петропавловск-Камчатский: изд-во КГПУ, 2004. 232 с.

228

24. Гольдберг О. Д., Гурин Я. С., Свириденко И. С.Проектирование электрических машин / Под ред. О.Д. Гольдберга. М.: Высш. шк., 1984. 431 c.

25. Гоноровский И.С. Радиотехнические цепи и сигналы. М.: Радио и связь, 1986. 512 с.

26. Гребнев В.В. Микроконтроллеры семейства AVR фирмы Atmel. М.: Радио-Софт, 2002. 174 c.

27. Гуревич М.К., Иванова Л.А., Козлова М.А., Лобанов А.В., Репин А.В., Шершнев Ю.А. Мощный генератор низких частот для исследования земной коры // Приборы и техника эксперимента. 2010. № 3. С.61-67.

28. Дрейзин Ю.А. О применении метода накопления в электромагнитных зондированиях. // Изв. АН СССР. Физика Земли. 1982. № 2. С. 108–110.

29. Е14-440 Внешний модуль АЦП/ЦАП на шину USB [Электронный ресурс] // URL: http://www.lcard.ru/products/external/e440 (дата обращения 20.01.2013)

30. Евстифеев А.В. Микроконтроллеры AVR семейства Mega. Руководство пользователя. М.: Додэка-XXI, 2007. 594 c.

31. Егоров Ю.М. Разработка установки для регистрации вариаций магнитного поля Земли в широком диапазоне частот. Автореферат дисс. М., 1965. 22 с.

32. Жамалетдинов А.А. Нормальный разрез кристаллического фундамента и его геотермическая интерпретация по данным МГД–зондирования на Кольском полуострове // Глубинные электромагнитные зондирования с применением импульсных МГД–генераторов. Апатиты: Кольск. фил. АН СССР, 1981. С. 35-46.

33. Жамалетдинов А.А. Теория и методика электромагнитных зондирований с мощными контролируемыми источниками (опыт критического анализа). СПб.: СОЛО, 2012. 164 c.

34. Жамалетдинов А.А., Баранник М.Б., Колобов В.В., Прокопчук П.И. Мобильный генераторный комплекс «Энергия-1» в исследованиях условий передачи и приема КНЧ-СНЧ сигналов при использовании в качестве антенн высоковольтных ЛЭП // Сборник докладов девятой Российской научно-технической конференции по электромагнитной совместимости технических средств и электромагнитной безопасности «ЭМС-2006», Санкт-Петербург, 20 – 22 сентября 2006 г. СПб.: ВИТУ, 2006. С. 372-374

35. Жамалетдинов А.А., Ефимов Б.В., Шевцов А.Н. Зондирования с мощными контролируемыми источниками поля в комплексе с МТЗ (CSMT) – перспективы применения при поисках нефти и газа // В кн.: Инновационные электромагнитные методы геофизики. М.: Научный мир, 2009. С. 95-112.

229

36. Жамалетдинов А.А., Иванов А.П., Круль Э.П., Порай-Кошиц А.М. Первый опыт частотного электромагнитного зондирования на Кольском полуострове // Геофизические исследования на Кольском полуострове. Апатиты: Изд-во КФАН СССР, 1973. С. 14–21.

37. Жамалетдинов А.А., Ковалевский В.Я., Павловский В.И., Таначев Г.С., Токарев А.Д. Глубинное электрозондирование с ЛЭП постоянного тока 800 кВ «Волгоград- Донбасс» // ДАН СССР, 1982. Т. 265. № 5. С. 1101-1105.

38. Жамалетдинов А.А., Короткова Т.Г., Токарев А.Д., Шевцов А.Н., , Невретдинов Ю.М., Зархи И.М., Копытенко Ю.А., Копытенко Е.А., Гохберг М.Б., Песин Л.Б., Шершнев Ю.А.. Сверхглубинное зондирование литосферы Балтийского щита с применением промышленных ЛЭП // ДАН, 2005. Т. 405. № 5. С. 666-669.

39. Жамалетдинов А.А., Петрищев М.С., Шевцов А.Н., Колобов В.В., Селиванов В.Н., Есипко О.А., Копытенко Е.А., Григорьев В.Ф. Электромагнитное зондирование земной коры в районе сверхглубоких скважин СГ-6 и СГ-7 в полях естественных и мощных контролируемых источников // ДАН, 2012 (представил ак. Е.П. Велихов). Т. 445. № 2. C. 205–209.

40. Жамалетдинов А.А., Шевцов А.Н., Короткова Т.Г., Ефимов Б.В., Баранник М.Б., Колобов В.В., Прокопчук П.И., Копытенко Ю.А., Исмагилов В.С., Песин Л.Б. Глубинные зондирования с промышленными ЛЭП в комплексе с МТЗ // Известия РАН. Физика Земли. № 3. 2007. С. 74-80.

41. Жамалетдинов А.А., Шевцов А.Н., Короткова Т.Г., Копытенко Ю.А., Исмагилов В.С. , Петрищев М.С. , Ефимов Б.В., Баранник М.Б., Колобов В.В., Прокопчук П.И., Смирнов М.Ю., Вагин С.А., Пертель М.И., Терещенко Е.Д., Васильев А.Н., Григорьев В.Ф., Гохберг М.Б., Трофимчик В.И., Ямпольский Ю.М., Колосков А.В., Федоров А.В., Корья Т. Глубинные электромагнитные зондирования литосферы восточной части Балтийского (Фенноскандинавского) щита в поле мощных контролируемых источников и промышленных ЛЭП (эксперимент FENICS) // Физика Земли. 2011. № 1. С. 4–26.

42. Жамалетдинов А.А., Шевцов А.Н., Токарев А.Д., Корья Т. Частотное электромагнитное зондирование земной коры на территории Центрально-Финляндского гранитоидного комплекса // Изв. РАН. Физика Земли. 2002. № 11. С. 54–68.

43. Жданов М.С. Электроразведка. М.: Недра, 1986. 316 с. 44. Захаров А.А. Расчет выходного фильтра ШИМ-инвертора на заданный

коэффициент гармоник напряжения на нагрузке // Силовая электроника. 2005. № 1. С. 46–49.

230

45. Зейгарник В.А., Рикман В.Ю., Сидорин А.Я. Электромагнитные зондирования с МГД-генератором «Памир-1» в режиме генерации переменного тока // Сейсмические приборы. 1997. Вып. 29. С. 35–43.

46. Зейгарник В.А., Сидорин А.Я. Генераторные установки периодического действия и их применение в исследованиях по прогнозу землетрясений // Сейсмические приборы. 1997. Вып. 28. С. 69–88.

47. Земан С., Осипов А., Сандырев О., Особенности работы высокочастотного силового трансформатора в схеме последовательного резонансного инвертора // Силовая электроника. 2007. № 1. С. 67-72.

48. Измайлов Д.Ю. Виртуальная измерительная лаборатория PowerGraph // ПиКАД – Промышленные измерения, Контроль, Автоматизация, Диагностика. 2007. № 3. C. 42-47.

49. Ингеров О.И. Современные тенденции в развитии аппаратурного комплекса для электроразведочных работ на суше и на море // Материалы 5-ой Всероссийской школы ЭМЗ-2011, Санкт-Петербург, Петродворец. СПб.: Изд-во СПбГУ, 2011. С. 45–57.

50. История – РИМР [Электронный ресурс] // URL: http://www.rimr.ru/history.html (дата обращения: 16.11.2011).

51. Как выглядят антенны сверхдлинных волн. [Электронный ресурс] // URL: http://www.radioscanner.ru/forum/topic127392.html (дата обращения: 16.11.2011).

52. Климов В. Частотно-энергетические параметры ШИМ-инверторов систем бесперебойного питания // Силовая Электроника. 2009. № 4. С. 66–71.

53. Климов В.П, Климова С. П., Карпиленко Ю.В. Корректоры коэффициента мощности однофазных источников бесперебойного питания // Силовая электроника. 2009. № 3. С. 40–42.

54. Климов В.П., Смирнов В.Н. Коэффициент мощности однофазного бестрансформаторного импульсного источника питания // Практическая силовая электроника. 2002. Вып. 5. С. 21-23.

55. Колобов В.В., Куклин Д.Н., Шевцов А.Н. Семиканальная цифровая станция частотного зондирования КВВН-7 // Комплексные геолого-геофизические модели древних щитов. Труды Всероссийской (с международным участием) конференции. Апатиты: Изд. Геологического института КНЦ РАН, 2009. С. 170-173.

56. Колобов В.В., Куклин Д.Н., Шевцов А.Н., Жамалетдинов А.А. Многофункциональная цифровая измерительная станция КВВН-7 для электромагнитного мониторинга сейсмоактивных зон // Сейсмические приборы. 2011. Т. 47. № 2. С. 47-61.

57. Колпаков А.И. SEMIX + SKYPER адаптивный интеллектуальный модуль IGBT // Силовая электроника. 2005. № 1. С. 22–27.

58. Колпаков А.И. Драйверы SEMIKRON для управления тиристорными модулями // Компоненты и технологии. 2004. № 3. С. 54–57.

231

59. Колпаков А.И. Многослойная шина и модули SEMISTACK от SEMIKRON // Силовая Электроника. 2004. № 1. С. 64–68.

60. Колпаков А.И. Особенности параллельного соединения модулей IGBT // Компоненты и технологии. 2005. № 8. С. 134–139.

61. Колпаков А.И. Подключение сигнальных цепей в мощных преобразовательных устройствах // Новости электроники. 2008. № 15. С. 25–29.

62. Колпаков А.И. Расчет конденсаторов шины питания мощных преобразовательных устройств // Компоненты и технологии. 2004. № 2. С. 22–28.

63. Колпаков А.И. Схемотехника мощных высоковольтных преобразователей // Силовая электроника. 2007. № 2. С. 22–28.

64. Колпаков А.И. Топология частотных преобразователей средней и большой мощности // Компоненты и технологии. 2002. № 2. С. 28-31.

65. Колпаков А.И., Карташев Е.Р. Принципы работы и особенности программы теплового расчета SEMISEL // Электронные компоненты. 2004. № 6. С. 94-102.

66. Конденсаторы для БСК и силовых фильтров высших гармоник. [Электронный ресурс] // URL: http://kvar.su/produkciya/4-kondencatoryi-bsk-silovyih-filtrov-vyisshih-garmonik (дата обращения: 12.01.2013)

67. Конденсаторы с органическим диэлектриком производства ЭЛКОД. [Электронный ресурс] // URL: http://www.elcod.spb.ru/catalogue.pdf (дата обращения: 12.01.2013).

68. Кононов Ю.М., Жамалетдинов А.А.. Системы СНЧ-радиовязи и мониторинга среды – перспективное направление конверсионной политики России // М.: ИНФОРМОСТ «Радиоэлектроника и телекоммуникации». 2002. С. 4-6.

69. Краев А.П., Семенов А.С., Тархов А.Г. Сверхглубокое электрозондирование // Разведка недр. 1947. № 3. С. 40-41.

70. Крылов С.С. Геоэлектрика: поля искусственных источников. СПб.: Изд-во СПбГУ, 2004. 137 с.

71. Матвеев Б.К. Электроразведка. М.: Недра, 1990. 367 с. 72. Мячкин В.И., Костров Б.В., Соболев Г.А., Шамина О.Г. Основы физики

очага и предвестники землетрясений // Физика очага землетрясений. М.: Наука, 1975. С. 6–29.

73. Найвельт Г.С., Мазель К.Б., Хусаинов Ч.И. и др. Источники электропитания радиоэлектронной аппаратуры: Справ. М.: Радио и связь, 1985. 578 с.

74. Николаевский В.Н. Катакластическое разрушение пород земной коры и аномалии геофизических полей // Изв. РАН. Физика Земли. 1996. № 4. С. 41–50.

232

75. Номенклатура диапазонов частот и длин волн, используемых в электросвязи [Электронный ресурс] // URL: //www.itu.int/dms_pubrec/itu-r/rec/v/R-REC-V.431-7-200005-I!!PDF-R.pdf (дата обращения: 16.11.2011).

76. Осташевский М.Г., Полтанов А.Е., Сидорин А.Я. Генераторная техника для исследований по прогнозу землетрясений методом электромагнитных зондирований с накоплением сигналов // Сейсмические приборы. 1997. Вып. 27. С. 15–20.

77. Осташевский М.Г., Сидорин А.Я. Алгоритм обработки отсчетов на выходе устройства накопления аппаратуры СЭЗ // Сейсмические приборы. 1999. Вып. 31. С. 72–79.

78. Осташевский М.Г., Сидорин А.Я. Аппаратура для динамической геоэлектрики. М.: ИФЗ АН СССР, 1990. 206 c.

79. Осташевский М.Г., Сидорин А.Я. Зависимость эффективности подавления помех при электрическом зондировании от количества накапливаемых импульсов // Сейсмические приборы. 1999. Вып. 32. С. 39–45.

80. Осташевский М.Г., Сидорин А.Я. Метод и результаты электрометрических наблюдений в сейсмоактивном районе // Докл. АН СССР. 1985. Т. 282. № 2. С. 295–299.

81. Осташевский М.Г., Сидорин А.Я. Экспериментальная оценка эффективности подавления помех при электрическом зондировании в целях прогноза землетрясений // Сейсмические приборы. М.: ОИФЗ РАН, 1996. Вып. 25/26. С. 212–216.

82. Параметры провода Литцендрат. [Электронный ресурс] // URL: http://www.hamshop.ru/spravochnik/litcendrat.html (дата обращения: 10.01.2013)

83. Пархоменко Э.И., Бондаренко А.Т. Электропроводность горных пород при высоких давлениях и температурах. М.: Наука, 1972. 272 с.

84. Рокитянский И.И., Зыбкин К.Ю., Рокитянская Д.А., Щепетнев Р.В. Магнитотеллурическое исследование массива на геофизических станциях Борок, Ловозеро и Петропавловск-Камчатский. Электромагнитные зондирования и магнитотеллурические методы разведки / Под ред. Брюнелли Б.Е. Л.: ЛГУ,. 1963. С. 124-130.

85. Ромаш Э.М., Драбович Ю.И., Юрченко Н.Н., Шевченко П.Н. Высокочастотные транзисторные преобразователи. М.: Радио и связь, 1998. 288 с.

86. Сазонов А.С., Лебедев Д.Ю. Расчет и выбор параметров синусных фильтров частотно-регулируемых приводов c ШИМ-инвертором напряжения // Промышленная Энергетика. 2012. №2. С. 18-22.

87. Сапужак Я.С., Эненштейн Б.С. Использование электрических токов линий электропередач для электромагнитных зондирований Земли // ДАН. 1980. T. 252. № 4. С.838-841.

233

88. Селиванов В.Н., Жамалетдинов А.А., Колобов В.В., Шевцов А.Н. Исследование возможностей использования промышленных ЛЭП энергосистемы Ямало-Ненецкого автономного округа для электромагнитного зондирования земной коры // Труды КНЦ РАН. Энергетика. Выпуск 2. – Апатиты: Изд-во Кольского научного центра РАН, 2011. С. 125-136.

89. Сидорин А.Я. Измерительная аппаратура для поиска предвестников землетрясений методом электрического зондирования одиночными импульсами // Сейсмические приборы. 1986. Вып. 18. С. 52–54.

90. Сидорин А.Я. Предвестники землетрясений. М.: Наука, 1992. 192 c. 91. Сидорин А.Я., Зейгарник В.А. Батарея конденсаторов как генераторная

установка для исследований по прогнозу землетрясений // Сейсмические приборы. 1997. Вып. 29. С. 69–84.

92. Сидорин А.Я., Зейгарник В.А. Экспериментальные оценки погрешностей определения кажущегося сопротивления в исследованиях по прогнозу землетрясений с МГД-генератором // Сейсмические приборы. 1997. Вып. 29. С. 51–57.

93. Сидорин А.Я., Зейгарник В.А. Электромагнитные зондирования с МГД-генератором, оснащенным преобразователем напряжения // Сейсмические приборы. 1997. Вып. 29. С. 30–34.

94. Сидорин А.Я., Осташевский М.Г. Дополнительные методы подавления помех при мониторинге сопротивления с аппаратурой СЭЗ // Сейсмические приборы. 2000. Вып. 34. С. 43–66.

95. Сидорин А.Я., Осташевский М.Г. Методика прецизионного электрического зондирования при поиске предвестников землетрясений // Сейсмические приборы. М.: ОИФЗ РАН, 1996. Вып. 25/26. С. 189–211.

96. Сидорин А.Я., Осташевский М.Г. Опыт режимных дипольных зондирований с аппаратурой СЭЗ-1 // Сейсмические приборы. 1999. Вып. 32. С. 54–61.

97. Сидорин А.Я., Осташевский М.Г. Результаты применения аппаратуры СЭЗ на Гармском полигоне // Сейсмические приборы. 2000. Вып. 34. С. 72–88.

98. Симкин Я., Колпаков А. Особенности применения силовых IGBT-модулей фирмы SEMIKRON // Электронные компоненты. 2002. № 6. С. 37–45.

99. Система связи сверх низкочастотного и крайне низкочастотного диапазона с глубокопогруженными и удаленными объектами: пат. 2350020 Рос. Федерация. № 2007109986/28; заявл. 19.03.2007; опубл. 20.03.2009. Бюл. № 8.

100. Система связи сверхнизкочастотного и крайненизкочастотного диапазонов с глубокопогруженными и удаленными объектами: заявка на изобретение № 2010114372/28; заявл. 12.04.2010; опубл. 20.10.2011. Бюл. № 29.

234

101. Способ дальней радиосвязи с подводным объектом: заявка на изобретение № 2009148965/09; заявл. 28.12.2009; опубл. 10.07.2011. Бюл. № 19.

102. Терещенко Е.Д., Григорьев В.Ф., Баранник М.Б., Данилин А.Н., Ефимов Б.В., Колобов В.В., Прокопчук П.И., Селиванов В.Н., Копытенко Ю.А., Жамалетдинов А.А. Повышающий преобразователь и система энергопередачи генератора «Энергия-2» для электромагнитных зондирований и мониторинга очаговых зон землетрясений // Сейсмические приборы. 2008. Т 44. № 4. С. 43-66.

103. Терещенко Е.Д., Григорьев В.Ф., Сидоренко А.Е., Миличенко А.Н. Дистанционное электромагнитное зондирование глубинного строения земной коры с использованием мощных стационарных источников экстремально низкочастотного диапазона [Электронный ресурс] // URL: http://incot.ru/www/docs/exh_acc/09_rac_prirod/3/15_10.pdf (дата обращения: 16.11.2011).

104. Терещенко Е.Д., Иванов Н.В., Сидоренко А.Е., Григорьев В.Ф. Исследование особенностей распространения искусственного электромагнитного сигнала в диапазоне 0,1–10 Гц в высоких широтах // Геомагнетизм и аэрономия. 2010. Т. 50. №5. С. 660-670.

105. Тихонов А.Н., Эненштейн Б. С., Скугаревская О.А. Изучение внутреннего строения кристаллического фундамента электромагнитным зондированием // Докл. АН СССР. 1967. Т. 173. № 5. С. 1062–1064.

106. Токарев А.Д., Жамалетдинов А.А., Васильев А.Н. Измерительный комплекс СЧЗ-95 для глубинных электромагнитных зондирований земной коры с контролируемыми источниками поля // Приборы и методика геофизического эксперимента. Мурманск: Изд-во КНЦ РАН, 1997. С. 85–90.

107. Томашевская И. С., Хамидуллин Я.Н. Предвестники разрушения образцов горных пород. // Изв. АН СССР. Физика Земли. 1972. № 5. С. 12–20.

108. Трансформаторы типа ТМПН и ТМПНГ. [Электронный ресурс] // URL: http://www.eltcom.ru/images/stories/pdf/tmpn_tmpng_038.pdf (дата обращения: 10.12.2012).

109. Трапезников Ю.А., Волыхин А.М., Щелочков Г.Г. О результатах режимных электрометрических наблюдений по схеме ДЗ на Фрунзенском прогностическом полигоне (полигон «ИВТАН-2») // Прогноз землетрясений. 1986. № 7. С. 103–106.

110. Универсальные коммутаторы тока UCS-02М Фирма «КруКо» Геофизический отдел. [Электронный ресурс] // URL: http://www.krugeo.ru/?SiteID=1&PageID=155 (дата обращения: 26.01.2013).

111. Хермвиль М., Колпаков А. Управление изолированным затвором IGBT, Ч. 1 и 2 // Новости электроники. 2008. № 11. С. 23–26., №13. С. 28–30.

235

112. Хмелевской В.К., Горбачев Ю.И., Калинин А.В., Попов М.Г., Селиверстов Н.И., Шевнин В.А.: Геофизические методы исследований / Учебное пособие для геологических специальностей вузов. Петропавловск-Камчатский: изд-во КГПУ, 2004. 232 с.

113. Чаплыгин Е.Е. Спектральное моделирование преобразователей с широтно-импульсной модуляцией: Учебное пособие. Кафедра Промышленной электроники МЭИ, М.: 2009. 56 с.

114. Шевцов А.Н. Метод частотного зондирования при изучении электропроводности верхней части земной коры Балтийского щита: Автореф. диссертации канд. физ.мат. наук. СПб.: СПбГУ, 2001. 21 с.

115. Шевцов А.Н. Прямая и обратная задачи частотного электромагнитного зондирования с промышленными линиями электропередачи // В кн.: Теория и методика глубинных электромагнитных зондирований на кристаллических щитах. Апатиты. Изд-во КНЦ РАН, 2006. С. 171-181.

116. Шишкин С. Силовые конденсаторы шины питания мощных преобразователей частоты // Силовая электроника. 2006. № 4.С. 4–7.

117. Шурина Э.П., Эпов М.И., Мариненко А.В. Морская геоэлектрика – задачи и перспективы // Сборник докладов Всероссийской научно-технической конференции «Научное и техническое обеспечение исследований и освоения шельфа Северного Ледовитого океана». Новосибирск: Издательство «ВЕДИ», 2010. С. 7-12.

118. Шурыгин Ю.А., Шиняков Ю.А. Инвертор напряжения с принудительным формированием заданной формы тока // Доклады ТУСУР. 2011. № 2 (24). Ч.1. C. 310-313.

119. Электроразведочная аппаратура Глава 10.6. Генераторная группа УГЭ-50. [Электронный ресурс] // URL: http://geophys.geol.msu.ru/STUDY/alex/APAR.doc (дата обращения: 08.02.2013).

120. Эненштейн Б.С, Иванов А. П. и др. Станция для частотного зондирования // Вопросы теории и практики электрометрии. М.: Изд-во АН СССР, 1961.

121. 8th September 2005 Patents act 1977 between Statoil ASA and University of Southampton [Электронный ресурс] // URL: http://www.ipo.gov.uk/pro-types/pro-patent/pro-p-os/o26805.pdf (дата обращения: 17.11.2011).

122. Alexa D., Neacsu D.O., Donescu V. Three phase AC/ single-phase AC converters with resonant circuits for high operating frequencies // IEE Proc. Electronic Power Applications. 1997. V. 144. № 3. P. 207-213.

123. Aluminum Electrolytic Capacitors. Published by Epcos AG., Ordering No. EPC: 270097600. Germany. 2002.

124. Application Note AN1167 [Электронный ресурс] // URL: http://www.irf.com/technicalinfo/appnotes/an1167.pdf (дата обращения: 16.01.2013).

236

125. Barannik M.B., Kolobov V.V., Shevtsov A.N. and Zhamaletdinov A.A. Energy-2M Generating_Measuring Complex of Directional Operation for Seismic Monitoring and Sounding of Ore Objects // ISSN 0747_9239. Seismic Instruments. 2013. Vol. 48. № 1. P. 1-15.

126. Bhosale P., Hermwille M. Connection of gate drivers to IGBT and controller // SEMIKRON Application Note. 2006. AN 7002.

127. Blohm E.K., Worzyk P., Scriba H. Geoelectrical deep soundings in Southern Africa using the Cabora Bassa power line // Journal of Geophysics. 1977. № 43. P. 665-679.

128. Boerner D.E. Controlled source electromagnetic deep sounding: theory, results and correlation with natural source results. Invited Rewiew Paper for the 10th Workshop on EM Induction / Ensenada: Mexico. 1991. P. 3-50.

129. Cantwell T., Nelson P., Webb J., Orange A.S. Deep resistivity measurements in the Pacific north-west // Journal of Geophysical Research. 1965. № 8. V. 70. P. 1931-1937.

130. Constable S., Srnka L.J. An Introduction to Marine Controlled-Source Electromagnetic Methods for Hydrocarbon Exploration // Geophysics. Vol. 72. № 2. (March–April 2007); P. WA3–WA12.

131. Den Bossche A.V., Valchev V.C. Inductors and Transformers for Power Electronics. London: CRC. Press LLC, Taylor and Francis Group. 2005. 480 p.

132. Energy Source: DASI IV [Электронный ресурс] // URL: http://www.ohmsurveys.com/files/DASI%20IV.pdf (дата обращения: 17.11.2011).

133. Extremely Low Frequency Transmitter Site Clam Lake, Wisconsin [Электронный ресурс] // URL: http://www.fas.org/nuke/guide/usa/c3i/fs_clam_lake_elf2003.pdf (дата обращения: 24.01.2013).

134. Farrington R., Jovanovic M.M., Lee F.C. Analysis of reactive power in resonant converters / Power Electronics Specialists Conference, 1992. V. 1. P. 197-205.

135. Finite Element Method Magnetics. [Электронный ресурс] // URL: http://femm.fostermiller.net/wiki/HomePage (дата обращения: 12.01.2013).

136. Fischer P.A. New EM technology offerings are growing quickly // World Oil. June 2005. Vol. 226. № 6. P. 1-9.

137. Freyberg M., Hermwille M. SEMIX and SKYPER – an intelligent IGBT module with adaptable driver // SEMIKRON International. 2004.

138. Goldstein, M.A. and Strangway, D.W. Audio Frequency Magnetotellurics with a Grounded Electric Dipole Source// Geophysics. 1975. № 40. 669-683.

139. Hermwille M. IGBT Driver Calculation // SEMIKRON Application Note. 2006. AN 7004.

140. Hermwille M. Plug and play IGBT driver cores for converters // Power Electronics Europe Issue. 2006. №2. P.10–12.

237

141. Hermwille M., Grasshoff T. SKYPER – Modern and Simple Driver // Power Systems Design. 2004. № 6.

142. Hunter P. Solve Switcher Problems With Power Factor Correction // Electronic Design. Febr. 6. 1992. P. 67, 68, 72-74, 76-78.

143. IEC 100032 (1995) (EN 6100032) / Specifies the limits for harmonic currents created by equipment connected to public low voltage supply systems.

144. Induced polarisation [Электронный ресурс] // URL: http://www.iris-instruments.com/Product/Brochure/vip-elrec.html (дата обращения: 18.11.2011).

145. Keller G.V. Electrical properties in the deep crust // IEE Trans. Antennas and Propagat. 1963. V. 11. № 3.

146. Keller, G.V., Anderson, L.G., and Pritchard, Y.I., Geological Survey Investigations of the Crust and Upper Mantle// Geophysics. 1966. № 6. P. 1078–1087.

147. Korja T., Engels M., Zhamaletdinov A.A et al. Crustal conductivity in Fennoscandia – a compilation of a database on crustal conductivity in Fennoscandian shield // Earth Planets Space. 2002. № 54. P. 535-558.

148. Land Controlled-Source Electromagnetics, Western Geco [Электронный ресурс] // URL: http://www.slb.com/services/westerngeco/services/land/landem/csem.aspx (дата обращения: 18.11.2011).

149. Lienert B.R. Crustal electrical conductivities along the eastern flank of the Sierra Nevadas // Geophysics. 1979. V. 44. № 11. P. 1830-1846.

150. Maeda K., Matsumoto H. Conductivity of the ionosphere and current system // Rept Jonosph. Space Res. Jap. 1962. № 16. P. 1-26.

151. Mennier J. Sontage electric de la crounte ferrestre utilisant les courants de retour industriels // Compte Rendu Acad. Sci. 1969. № 6. V. 268. Ser. Act. B. P. 514-516.

152. Migaux L., Astier L., Revol P. Un essai de determination experimentalle de la resistivitee electrique des coces profondes de l'ecorce terrestre // Annales de Geophysique. 1960. V. 16, № 196.

153. Mittet, R., Schaug-Pettersen, Т. Shaping optimal transmitter waveforms for marine CSEM surveys // Geophysics. may-june 2008. Vol. 73. №. 3. P. f97–f104.

154. National Oceanography Centre, Southampton - Geology and Geophysics [Электронный ресурс] // URL: http://www.noc.soton.ac.uk/gg/facilities/em_kit.php (дата обращения: 17.11.2011).

155. Nur A. Dilatancy, pore fluids and premonitory variations of tS /tP travel times // Bull. Seismol. Soc. Amer. 1972. V. 62. P. 1217-1222.

238

156. Odendaal, W. G., Azevedo, J., Bruning, G. W., Wolf, R. M., A high efficiency magnetic component with superior caloric performance for low profile high-density power conversion / Industry Applications. IEEE Transactions on. 2004. V. 40. № 5. P. 1287-1293.

157. Our Experience «OHM Surveys» [Электронный ресурс] // URL: http://www.ohmsurveys.com/about-us/experience (дата обращения: 17.11.2011).

158. Power Modules: Application Manual. Germany. SEMIKRON International, 2000. 270 p.

159. Refuto, G. J. Evolution of the US Sea-Based Deterrent: War Fighting Capabilities. Xlibris Corporation, 2011. 396 p.

160. Samson J.C. Deep resistivity measurements in the Fraser Valley, British Columbia. // Canadian Journal of Earth Sciences. 1969. Vol. 6. № 5. P. 1129-1136.

161. Satoshi H., Mutsuo N. Analysis and Design of a Saturable Reactor Assisted Soft Switching Full-Bridge dc-dc Converter. / IEEE Trans. on Power Electronics. 1994. V. 9. № 3. P. 309-317.

162. Scripps Institution of Oceanography Marine EM Laboratory | Instruments | SUESI [Электронный ресурс] // URL: http://marineemlab.ucsd.edu/instruments/suesi.html (дата обращения: 17.11.2011).

163. SEMISEL Thermal calculator & simulator. [Электронный ресурс] // URL: http://www.semikron.com/skcompub/en/index.htm?mode=semisel (дата обращения: 12.01.2013).

164. Snubber series for IGBTs // EPCOS COMPONENTS, 2004. № 1. 65 p. 165. Srajber D., Lukasch W. The calculation of the power dissipation for the IGBT

and the inverse diode in circuits with sinusoidal output voltage // Semikron Electronic. 1996.

166. Steigerwald, R. L., A comparison of half bridge resonant converter topologies // Power Electronics, IEEE Transactions on. 1988. V. 3. №2. P.174-182.

167. T-200 Hhigh Powered Current Source For Complex Resistivity, Transient EM and CSAMT [Электронный ресурс] // URL: http://www.phoenix-geophysics.com/products/transmitters/t-200/ (дата обращения: 24.01.2013).

168. Theron P. C., Ferreira J. A. The zero voltage switching partial series resonant converter // Industry Applications IEEE Transactions on. 1995. V. 31. № 4. P. 879-886.

169. Thyristor driver for three phase half controlled bridge SKHIT 01 (R). [Электронный ресурс] // URL: http://www.semikron.com/products/data/cur/assets/SKHIT_01_R_L5009002.pdf (дата обращения: 20.01.2013).

239

170. Xi N., Sullivan C. R. An improved calculation of proximity effect loss in high frequency windings of round conductors / Found in IEEE Power Electronics Specialists Conference. 2003. P. 853–860.

171. ZEVS, THE RUSSIAN 82 Hz ELF TRANSMITTER [Электронный ресурс] // URL: http://www.vlf.it/zevs/zevs.htm (дата обращения: 24.01.2013).

172. Zhamaletdinov A.A., Efimov B.V., Shevtsov A.N. Electromagnetic soundings with powerful controlled sources in complex with magnetotellurics (CSMT) – aspects of application for gas and oil prospecting // Moscow: Ed. Nauchny Mir, 2008. P. 264-285.

173. Zhamaletdinov A.A., Shevtsov A.N., Korotkova T.G., Efimov B.V., Barannik M.B., Kolobov V.V., Prokopchuk P.I., Kopytenko Yu.A., Kopytenko Ye.A., Ismagilov V.S., Smirnov M.Yu., Vagin S.A., Tereschenko Ye.D., Vasiljev A.N., Gokhberg M.B., Korja T. CSMT- AMT Sounding of the Fennoscandian (baltic) Shield with the Use of industrial Power Lines (experiment Fenics-2008) // 19-th International Workshop on Electromagnetic Induction in the Earth. Beijing. China. October 23-29. 2008. Abstracts, V. 1. S1.2_E13. P. 180-186.

174. Zijl, J. S. V. A Deep Schlumberger Sounding to Investigate the Electrical Structures of the Crust and Upper Mantle in South Africa // Geophysics. 1969. № 34. P. 450-462.

175. Zijl, J. S. V. and Joubert, S. J. A Crustal Model for South African Precambrian Granitic Terrains Based on Deep Schlumberger Soundings// Geophysics 1975. № 40. P. 657-663.

176. Zonge K.L. & Hughes L.J. Controlled Source Audio-Frequency Magnetotellurics. Electromagnetic methods in Applied Geophysics – Theory and Practice. Soc. Expl. Geophys. / Eds. Nabighian M.N. 1991. Vol. 2B. P. 713–809.

177. Zonge | Transmitters [Электронный ресурс] // URL: http://www.zonge.com/Transmitters.html (дата обращения: 18.11.2011).

240

Отпечатано......