ХАРАКТЕРИСТИКИ КАБЕЛЬНЫХ ЛИНИЙ ПРИ ПОИСКЕ ПОВРЕЖДЕНИЙ

1.1. Основные виды повреждений кабельных линий.

Несмотря на большое разнообразие повреждений силовых кабельных леший, их результирующее электромагнитное поле при индукционном методе определения мест повреждений (ОМП) можно свести к совокупности элементарных случаев: поле распределенного емкостного тока кабеля, поле одиночного тока проводимости с возвратом в земле и поле пары токов скрученных экранированных проводов.

Рассмотрим основные схемы включения и токораспределения в кабельной линии при ОМП.

1. Обрыв токоведущей жилы. Генератор подключается к поврежденной жиле и к оболочке или од­ной из неповрежденных жил (рис. 1.1,а). Ток в кабеле определяется распределенной емкостной прово­димостью линии. Электромагнитное поле существует до места повреждения. В магнитном поле преоб­ладает составляющая, направленная вдоль оси кабеля и изменяющаяся в соответствии с шагом скрутки жил. При значительной длине линии у генераторного ее конца на поле распределенного емкостного то­ка накладывается более сильное (на два порядка при частоте 1 кГц и длине 1 км) поле, обусловленное суммарным емкостным током жилы. Обычно поле, создаваемое распределенным емкостным током, весьма слабое и для его усиления повышают частоту зондирующего тока. Возможно соединение по­врежденной жилы на противоположном от генератора конце линии с оболочкой или неповрежденной жилой с последующим дожиганием или применением электрических разрядов.

2. Определение трассы кабельной линии. Это один из подготовительных этапов ОМП. Генератор подключается к заземленной оболочке и жиле кабеле, которая на противоположном конце линии за­земляется (рис. 1.1,6). Ток, протекающий по жиле Iж, возвращается по оболочке (Iоб), а также через землю (Iз). Суммарный ток жилы и оболочки создает четко выраженное поле одиночного тока Iо = Iж – Iоб, а ток, возвращающийся через землю Iэ = Iо, создает в зоне поиска более слабое встречное поле. Резуль­тирующее магнитное поле плоскопараллельное и имеет две соизмеримые хорошо фиксируемые состав­ляющие напряженности магнитного поля — горизонтальную и вертикальную. В формировании тока 1о определяющим является сопротивление цепи кабельная линия — земля.

3. Замыкание между жилами. Генератор подключается к поврежденным жилам, по которым проте­кают равные и противоположные токи (рис. 1.1,в), создающие поле пары скрученных проводов. От ге­нераторного конца до места повреждения над кабельной линией четко проявляются все составляющие напряженности магнитного поля, изменяющиеся в соответствии с шагом скрутки жил. Здесь проявляет­ся ослабление поля вследствие скрутки жил и экранирующее действие оболочки.

4. Замыкание жилы на оболочку. Генератор подключается к поврежденной жиле и заземленной оболочке кабеля (рве. 1.1,г). Ток, протекающий по жиле, вместе повреждения переходит на оболочку, по которой растекается в обе стороны, формируя одиночный ток Iо растекания в земле и ток пары Iп це­пи жила — оболочка. Т. е. часть тока жилы и равный ей ток, протекающий по оболочке за местом по­вреждения Iо = Iж – Iп создают поле одиночного тока с возвратом в земле. Это поле не изменяется в мес­те повреждения и соответствует случаю отыскания трассы кабельной линии. Часть тока жилы и равные ей ток, возвращающийся по оболочке до места повреждения, создают поле пары токов Iп, существую­щее до места повреждения, и соответствуют случаю отыскания замыкания между жилами.

Действительно, для пары токов жила -оболочка сечение кабеля до места повреждения (рис. 1.2) содержит прямой ток жилы и обратный ток оболочки. Это токораспределение соответствует эквивален­тной сумме коаксиальной пары (с центральным проводником с прямым током и обратным током обо­лочки) в двухпроводной скрученной цепи в виде прямого тока жилы и обратного тока центрального проводника, заключенных в металлическую оболочку. В соответствии с законом полного тока магнитное поле коаксиальной пары во внешней пространстве равно нулю и поэтому жила — оболочка эквива­лентна скрученной двухпроводной цепи, заключенной в металлический экран. Отличие от цепи жила — жила с расстоянием между осями равном 2а состоит в уменьшении в √3 раз расстояния между экви­валентными центрами проводов, так как а_ж = 2а1 =а/cos6О° =2а/√3 (рис. 1.2).

Рис. 1.1. Токораспределение в кабельной линии: а- обрыв жилы; б- отыскание трассы; в- замыкание между жилами; г- замыкание жилы на оболочку.

Рис. 1.2. Эквивалентное преобразование токораспределення в кабеле при замыкании жилы на оболочку.

В целом любое сложное повреждение кабельной ливни можно представить в виде совокупности рас­смотренных выше простых случаев. Заметим, что наличие переходного сопротивления в месте повреж­дения может усложнять условия ОМП.

Входное сопротивление поврежденной кабельной линии.

Входное сопротивление поврежденной кабельной линии является одним из основных расчетных па­раметров индукционного метода ОМП, Знание величины и фазы входного сопротивления позволит ус­тановить зависимость между током в кабеле и мощностью генератора звуковой частоты, а также позво­ляет определить условия согласования генератора и поврежденной линии, в частности, возможность компенсации реактивного сопротивления.

Поврежденная кабельная линия характеризуется общей длиной l, маркой и сечением жил кабеля, расстоянием l₁ от генератора до места повреждения кабеля с переходным сопротивлением г_п, а также от вида замыкания (жила — жила, жила — оболочка). Указанные параметры определяют также токорасп-ределение в кабеле до места повреждения и за ним, что влияет на условия поиска. Таким образом, на­ряду с входным сопротивлением г_и необходимо знать токи (рис. 1.10): I₁ —в начале линии,I₂— непос­редственно перед местом повреждения, 1з — через место повреждения,I₄ — непосредственно за местом повреждения. В рассматриваемом случае поврежденную кабельную линию можно представить в виде двух последовательно включенных длинных линийI₁ и I₂, между которыми включено параллельно пе­реходное сопротивление поврежденного участка.

Точное выражение для входного сопротивления такой линии при заданной частоте f дает ее пред­ставление в виде двух четырехполюсников, элементы которых выражаются через удельные параметры линий: емкость С₀, индуктивностьL₀ и активное сопротивление г₀. Следует отметить, что хотя все эле­менты кабеля (включая и броню) рассматриваются как линейные, у параметров L₀, г₀ есть зависимость от частоты, вследствие поверхностного эффекта и эффекта близости. Емкость С₀ не зависит от частоты, так как определяется соотношением геометрических размеров и свойствами изоляции. Удельные пара­метры С_о, L₀, г₀ зависят от вида повреждения и сводятся к двум основным видам замыкания: жила — жила и жила — оболочка.

Рис. 1.10. К расчету входного сопротивления поврежденной кабельной линии.

Определение параметров L₀, выполнено на основе метода интегральных уравнений. Результаты численного определения удельных параметров для наиболее распространенных кабелей типа ААШв с рабочим напряжением б кВ приведены на рис. 1.11 в виде семейства зависимостей г₀ (f) и L₀ (f). Кривые 1 — 5 соответствуют сечениям жил 25, 50, 95, 150 и 240 мм². При рабочем напряжении 10 кВ сечениям жил 25, 50, 95 и 150 мм² практически соответствуют кривые 2 — 5. Эти кривые могут быть использова­ны и для кабелей ААБ и АСБ с погрешностью не более 10 — 15%.

Из зависимостей рис. 1.11 видно, что по сравнению с частотой 50 Гц активное сопротивление с рос­том частоты увеличивается в 1,5 — 2 раза, а индуктивность первоначально снижается на 30 — 50% (до частоты 5 кГц), а затем практически стабилизируется. В режиме замыкания жилы на оболочку (рис. 1.11,6) удельные параметры L_01, г₀₁ в 1,5 — 2 раза меньше по сравнению с замыканием жила — жила.

Количественная оценка входного сопротивления и токораспределения в кабельной линии ввиду громоздкости формул производилась на ЭВМ при вариацияхl₁, l₂, г_п, f для кабелей различных марок. Установлено, что при длине кабельной линии до 2 км и частоте тока в кабеле до 3 кГц зависимостьz_вх /l₁ = f (r_п / l₁) близка к линейной и практически не зависит от расположения точки замыкания на ли­нии. Это соответствует приближенной формуле

где r_оу и L_оу — удельные активное сопротивление и индуктивность кабеля, определяемые по дан­ным рис. 1.11.

Рис. 1.11. Зависимости удельных параметров силовых кабелей от частоты при замыкании жила —жила (а) и жила — оболочка (6).

При увеличении длины линии до 10 км и частоты 1 кГц (или длине линии 1 км и частоте 10 I проявляется зависимость входного сопротивления от места повреждения, в основном, за счет распре ленной емкости кабеля. В этой области с погрешностью менее 10% применима формула

гдеr_п*=r_п ωC₀ l - приведенное переходное сопротивление в месте повреждения. Соотношение токов в кабельной линии до места повреждения l₂ и за нимl₄при f ·l ≤ 6 кГц · км спогрешностью до 10% можно определить по формуле

г деr_{п *2} = r_п/х_с2 = r_п ωC₀ l₂

В соответствии с выражением (1.12) на рис. 1.12 построена зависимость I* (r_п*2), из которой видно, что в области r_п*2 ≤ 0,2 можно принять I* = r_{п *2Т}огда, принимая условия надежного поиска I*≤ 0,1 (скачок сигнала при переходе через место повреждения равен 10), получим простую формулу для опре­деления максимально допустимой величины переходного сопротивления

Где f — частота тока в кабеле, кГц;

С₀ — удельная емкость, мкФ/км;

l₂ — длина кабельной линии за местом повреждения, км.

Практически при l₂ ≤ 2 км,f ≤ 2 кГц обеспечивается условие r_п ≤ 10 Ом

Рис. 1.12. Зависимость токораспределения а кабельной линии от приведенного переходного сопротивления в месте повреждения.

Количественную оценку зависимости входного сопротивления от параметров поврежденной ка­бельной линии произведем для наиболее распространенных кабелей с алюминиевыми жилами и оболоч­кой при длине до 2 км (это более 90% линий) и применяемой частоте 1 кГц. В соответствии с формулой (1.10) на рис. 1.1 3,а построена зависимость z_вх (r_п) для кабельной линии длиной 2 км и расстоянием до места повреждения 1 км (до ближайшего конца линии). Из рисунка видно, что все графики имеют практически линейный характер и проходят параллельно друг другу. Влияние вида замыкания прояв­ляется слабо. Для практически важного случая r_п - 10 Ом на рис. 1.13,6 построены зависимости z_вх (l₁) при f = 1 кГц, l =2 l₁, из которых видно, что все графики имеют практически линейный характер и для рассмотренных условий влияние емкостной проводимости практически не сказывается (графики, по­строенные по формуле (1.10) — сплошные линии, по формуле (1.11) — пунктирные линии).

Рис. 1.13. Зависимости входного сопротивления поврежденной кабельной линии от переходного сопротивления (а) и длины линии до места повреждения (б).

Следует отметить, что при частоте 1 кГц во входном сопротивлении кабеля преобладает индуктив­ная составляющая. Это делает целесообразным применение емкостной компенсации, что позволяет уменьшить требуемую мощность генератора. Действительно, при заданном токе генератора 1_Г - соnst, определяющем уровень сигнала на трассе, имеем

S_г / S_{г. ном=} z_вх/ z_вх.ном

Для количественной оценки эффекта компенсации в табл. 1.1 приведены расчетные значения (Ом) и соотношения (1.14) для кабельной линии длиной 1 км, марки ААБ, 6 кВ.

Таблица 1.1

Соотношения сопротивлений в кабельной линии длиной 1 км, ААБ, 6 кВ при замыкании жила — жила (Ом)

Где/span>z_0, z_1, z_10, — полное входное сопротивление кабельной линии при переходном сопротивлении, соответственно, 0,1 и 10 Ом.

Из табл. 1.1 следует, что наилучшие результаты дает компенсация приr_п= 0, позволяющая снизить мощность генератора от 1,4 до 2,6 раза в зависимости от сечения кабеля. Уже приr_п =1 Ом компенса­ция снижает мощность генератора только на 23 — 36%. При больших значениях r_п компенсация неце­лесообразна. Из данных табл. 1.1 также следует, что существенное снижение мощности генератора дает предварительное прожигание. Так, снижением переходного сопротивления с 10 до 1 Ома позволяет уменьшить мощность генератора от 2,8 до 4,8 раза в зависимости от сечения жил кабеля. В последую­щем для снижения мощности генератора можно применять емкостную компенсацию.

Практический интерес представляет определение величины последовательной компенсирующей емкости от параметров поврежденной кабельной линии. В соответствии с (1.10) компенсирующая емкость определяется как

С_ком = 1 / (ω² L_oу l₁ )

Для исключения зависимости от длины линии в табл. 1.2 приведены значения удельной компенси­рующей емкости С_{ком. y} (мкф.км) для кабелей марки ААБ при частоте 1 кГц.

Таблица 1.2

Значения удельной компенсирующей емкости для кабеля марки ААБ при замыкании жила — жила и жила — оболочка

По данным табл. 1.2 находится компенсирующая емкость для кабельной линии длиной l₁:

Следует отметить, что эффективная компенсация возможна даже при 20% расстройки контура из-за значительной доли активного сопротивления). Это позволяет выполнить конденсаторную батарею с грубыми ступенями регулирования.

АППАРАТУРА ДЛЯ ИНДУКЦИОННОГО МЕТОДА ПОИСКА ПОВРЕЖДЕНИЙ

1. Выбор параметров аппаратуры.

Генерирующая часть состоит из трех основных элементов: генератора зондирующих сигналов, со­гласующего устройства и формирователя поискового магнитного поля. Для получения зондирующих сигналов применяют генераторы синусоидальных колебаний, генераторы с прямоугольной формой сиг­нала и генераторы затухающих колебаний. Согласование генераторов с поврежденной кабельной ли­нией производится с помощью трансформаторов. Эти согласующие трансформаторы обычно встраива­ются в корпус генератора, за исключением электромашинных генераторов. Формирователем поисково­го магнитного поля является сама поврежденная кабельная линия, и ее основные данные (длина, тип кабеля, переходное сопротивление) в значительной мере определяют параметры аппаратуры.

Приемная часть состоит из трех основных элементов: входного индукционного преобразователя-магнитоприемника, усилителя и индикатора-измерителя. В качестве входных преобразователей обыч­но используются индукционные магнитоприемники, основным расчетным показателем которых явля­ется магнитный момент (см. 2.1.). Чаще всего используются компактные магнитоприемники в виде ка­тушек с ферритовыми стержнями. При определении магнитного момента таких катушек (для расчета параметров аппаратуры) необходимо учитывать соотношение между длиной и сечением ферритового сердечника (см. 3.3). Это соотношение определяет эквивалентную магнитную проницаемость сердечни­ка, которая на 1 — 2 порядка меньше начальной магнитной проницаемости, приводимой в справочных данных. Усилители к индукционнным кабелеискателям должны обеспечивать высокую избиратель­ность (см. 3.4) и чувствительность. Последняя определяется условиями отстройки от собственных шу­мов усилителя и при использовании малошумящих микросхем может быть обеспечена около 5 мкВ. В качестве индикатора-измерителя используются головные телефоны в сочетании со стрелочным индикатором.

При заданной чувствительности приемника выходные параметры генератора (ток, напряжение, мощность) определяются параметрами кабельной линии. Так, расчетный ток генератора (см. 1.4 и 2.1) определяется маркой и сечением жил кабеля, глубиной его залегания, а также видом повреждения. Входное сопротивление поврежденной кабельной линии зависит от марки и сечения жил кабеля, пере­ходного сопротивления в месте повреждения и длиной кабельной линии до места повреждения и за ним.

Каждый из указанных факторов может изменяться достаточно широко, а их совокупность дает весьма широкий разброс параметров генератора. Поэтому учет этих факторов следует производить из условия получения минимально необходимой мощности для наиболее типичных условий поиска с кор­ректировкой этих факторов для практически важных случаев. Так, при выборе расчетной длины по­врежденной кабельной линии необходимо учитывать, что более 90% кабельных линий имеют длину до 2 км, а расстояние до места повреждения (от ближайшего конца кабеля) не превышает 1 км. Остальные 10% кабельных линий, в основном, охватывают диапазон от 2 до 6 км. Переходное сопротивление в ме­сте повреждения влияет не только на величину мощности генератора, но и на условия поиска, так как оно определяет соотношение между токами в кабеле до места повреждения и за ним. В 1.4 приведено расчетное выражение для определения минимального переходного сопротивления, при котором упомя­нутое соотношение между токами изменяется не менее чем на порядок. При указанных длинах линий и применяемых на практике частотах 1 и 10 кГц это сопротивление составляет соответственно 10 и 1 Ом. Для кабельных линий длиной до 2 км необходимо оценить возможное на практике увеличение глубины залегания кабеля свыше нормируемой.

Количественную оценку зависимости параметров генератора от данных поврежденной кабельной линии выполним в соответствии с методикой расчета, приведенной в 2.1. Расчеты произведены для характерной приемной катушки с одиночным ферритовым сердечником длиной 0,1 м, диаметром 0,01 м, с относительной начальной магнитной проницаемостью равной 400, что соответствует эквивалентной магнитной проницаемости сердечника равной 16. При Е_ч._п = 5 х 10^-6 В и W = 5000 витков для частот 1 и 10 кГц расчетная чувствительность по напряженности магнитного поля составит 1,08 × 10^-4А/м и 1,08 × 10^-5 А/мсоответственно.

Результаты расчета зависимостей S_r (l) при f =1 кГц, у = 0,7 м, l_п = 0,51, r_п = 10 Ом и различных се­чениях жил кабеля приведены на рис. 3.1,а. Для сечения жилы 25 мм зависимости S_r (l) не представле­ны, так как для предельных значений длины расчетная мощность генератора для кабелей ААБ состав­ляет S_г.10 =1720 ВА,S_г.6 = 2630 ВА, а для кабелей АСБ, соответственно, 106 и 230ЗА.

Из рис. 3.1,а видно, что зависимости S_r (l) имеют практически линейный характер, а определяю­щим по мощности является случай замыкания жилы на оболочку в кабеле ААБ 6 кВ минимального се­чения. Если не принимать во внимание протяженные кабельные линии сечением жил 25 мм , имеющие ограниченное применение, а ориентироваться на среднее сечение 95 мм , то расчетная мощность долж­на составлять 200 — 300 ВА. Снижение расчетной длины кабельной линии до 2 км не сказывается суще­ственно на расчетной мощности генератора. Заметим, что уменьшение переходного сопротивления с 10 до 5 Ом позволяет снизить эту мощность вдвое. Однако выигрыш в уменьшении расчетной мощности на 100 — 150 ВА потребует применения в Десятки раз большей мощности прожигающей установки, что все же не гарантирует снижения переходного сопротивления во всех случаях.

Приведенные результаты {рис. 3.1,а) соответствуют глубине залегания кабеля равной 0,7 м. в ре­альных условиях глубина залегания кабеля может быть существенно большей. Если предусмотреть уве­личение глубины залегания кабеля на 0,2 м больше нормируемой, что вполне вероятно за многолетний срок эксплуатации кабеля (например, наложение усовершенствованных покрытий и другой деятельно­сти), то расчетная мощность генератора увеличивается в 5 — 6 раз (рис. 3.1,6). С учетом соотношения между активной и индуктивной составляющими входного сопротивления поврежденной кабельной ли­нии (см. 1.4) активная мощность генератора должна составлять около 1 кВт. Из рис. 3.1,6 также следу­ет, что увеличение глубины залегания кабеля против нормируемой в 2 или 3 раза соответствует увели­чению расчетной мощности генератора на два или четыре порядка. Это делает невозможным примене­ние индукционного метода для отыскания места повреждения глубоко заложенного кабеля, так как требуемая мощность генератора должна составлять десятки и сотни киловатт, что нереально.

Выходные параметры генератора по току и напряжению также зависят от упомянутых факторов, но при выбранных расчетных условиях эти параметры в значительной мере зависят от глубины залегания кабеля (рис. 3.2,а,в). Из этого рисунка видно, что при частоте 1 кГц, расчетных параметрах кабельной линии и глубине залегания 0,9 м расчетные пределы изменения тока составляют от 3 до 40 А, а напря­жение от 30 до 400 В. Последняя цифра может быть снижена до 200 В, учитывая редкое применение ка­белей с сечением жил 25 мм значительной протяженности.

Аналогичные расчеты, выполненные для частоты 10 кГц при у=0,7м, г_п=1 Ом, l_п =1 км показали, что здесь также расчетным является случай замыкания жилы на оболочку кабеля ААБ, 6 кВ минималь­ного сечения. Расчетное значение мощности составляет 200 — 300 ВА (без учета сечения жил 25 мм , соответствующего мощности 1200 ВА). При увеличении глубины залегания кабеля справедливы зако­номерности рис. 3.1,6, а требуемая мощность генератора составляет не менее 1 кВт. Поскольку при час­тоте 10 кГц во входном сопротивлении существенно возрастает вклад индуктивной составляющей со­противления, его величина будет больше, а влияние переходного сопротивления уменьшится. По срав­нению с частотой 1 кГц выходные параметры по току снижаются в 1,5 — 2 раза, а по напряжению соответственно увеличиваются.

3.2. Генераторы зондирующих сигналов.

При реализации индукционного метода ОМП используются различные по принципу действия и вы­полнению генераторы зондирующих сигналов, выпускаемые как серийно, так и изготавливаемые от­дельными предприятиями. Применяются электромашинные, ферромагнитные, транзисторные и тиристорные генераторы, а также генераторы на основе резонансных контуров с подкачкой и генераторы за­тухающих колебаний.

Электромашинные генераторы повышенной частоты выпускаются двух серий: ГИМ-1 и ГИС-2.

Генератор ГИМ-1 входит в состав вертикального однокорпусного агрегата двигатель — генератор фланцевого типа. Это синхронный трехфазный генератор с независимым возбуждением мощностью 0,8 — 1,0 кВт. Напряжение выхода при соединении обмоток в звезду 220 В. Выполняется на рабочие часто­ты 600, 800,1200,1600 и 2400 Гц. Масса агрегата 86 кг.

Рис.3.1. Зависимость мощности генератора от длины поврежденной кабельной линии (а) и относительнойглубины залегания (б) кабеля ААБ, 6 кВ при замыкании жила — оболочка и различном сечении жил (I — 25 мм²; 2 — 95 мм²; 3-240 мм^{2 )}

Рис. 3.2. Зависимость выходных тока (а) и напряжения (б) генератора от глубины залегании кабеля ААБ, 6 кВ при замыкании жила — оболочка и различном сечении жил (1 — 25 мм²; 2 — 95 мм²; 3 — 240 мм²).

Генератор ГИС-2 — синхронный трехфазный с независимым возбуждением мощностью 2 — 3 кВт. Напряжение выхода при соединении обмоток в звезду 230 В. Выполняется на рабочие частоты 300, 400, 600, 800, 1200 и 2400 Гц. Привод генератора осуществляется от электродвигателя 2,8 — 4,5 кВт с пита­нием от трехфазной сети переменного тока напряжением 220/380 В. Масса генератора 100 кг, а всего агрегата 200 кг.

Эти генераторы надежны в работе, но требуют трехфазного напряжения питания и имеют значи­тельную массу. Кроме того, при однофазной нагрузке мощность генератора используется не полностью, а предельный ток генератора ГИС-2, равный 6,3 — 9,4 А, недостаточен. Для увеличения тока предлага­лась распайка нуля генератора и соединение его обмоток в треугольник или последовательное соедине­ние обмоток фаз для получения напряжения 265 В. Однако во всех случаях наиболее целесообразным является применение понижающего (согласующего) трансформатора с отпайками на низкой стороне.

Ферромагнитные преобразователи частоты метут быть изготовлены на частоты 150, 300,450, 1350 Гц. Эти генераторы просты в изготовлении, надежны, но имеют значительную массу, которая увеличивает­ся при повышении частоты (генератор с частотой 150 Гц, мощностью 1 кВт имеет массу 35 кг). Однако основным недостатком таких преобразователей является кратность рабочей частоты промышленной ча­стоте, что ухудшает помехозащищенность аппаратуры.

Транзисторные генераторы при работе в линейном режиме обеспечивают синусоидальную форму тока на выходе, но имеют низкий к.п.д. в этом режиме. Перевод транзисторов в ключевой режим позво­ляет повысить к.п.д. генератора до 80% при прямоугольной форме выходного тока. Разложение тока та­кой формы в гармонический ряд дает следующие значения амплитуд гармоник по отношению к исход­ному сигналу 1_ш1 = 1,274; 1_шз = 0,425; l_v5 =0,255..., а действующее значение первой гармоники состав­ляет 90%. Это позволяет считать приемлемой прямоугольную Форму зондирующего сигнала для индукционного метода ОМП. Практическую реализацию получили транзисторные генераторы мощно­стью до 500 Вт.

Рис. 3.3. Структурная схема генератора ГК-80 (КАИ-80).

На рис. 3.3 приведена структурная схема серийного транзисторного генератора ГК-80, входящего в комплект аппаратуры КАИ-80. Кварцевый задающий генератор ЗГ, вырабатывающий прямоугольные импульсы частотой 100 кГц, подает сигнал на согласующий инвертор СИ, к выходу которого последова­тельно включены делители частоты Д1 и Д2 с коэффициентом деления каждого 1:10. В зависимости от режима работы генератора, с выхода делителей сигналы с частотой 10 или 1 кГц поступают на вход уст­ройства формирования синусоиды, а затем через промежуточный усилитель УП на усилитель мощно­сти УМ. Согласование с нагрузкой осуществляется с помощью каскада СК, ток контролируется устрой­ством индикации УИ. Предусмотрен прерывистый режим работы генератора с помощью устройства УПС. Блок питания вырабатывает стабилизированные напряжения 5 и 50 В. Предусмотрено устройство защиты УЗ генератора от перегруза. Генератор ГК-80 имеет следующие технические данные: номи­нальная мощность 150 Вт, рабочие частоты 1,0 и 10 кГц, максимальный ток 25 А, питание 220 В, 50 Гц, масса 22 кг.

Транзисторные генераторы зондирующих сигналов, поставляемые фирмами ФРГ «Robotron» типа 81017 и «Sеbа dynatronic» типа ФЛС имеют следующие технические данные. Генератор 81017, макси­мальная мощность 200 Вт, рабочие частоты 1,03 и 10 кГц, максимальный ток 15 А, питание 220 В, 50 Гц, масса 24 кг.

Генератор ФЛС-500, максимальная мощность 500 Вт при питании от сети 220 В, 50 Гц (при пита­нии от аккумуляторной батареи 12 В — 80 Вт), рабочие частоты 50 Гц, 1,45 и 10 кГц, максимальный ток 25 Л, масса 32 кг. Практическая необходимость иметь мощность генератора не менее 1 кВт привела к появлению тиристорных генераторов с разнообразными схемными решениями.

Тцристорные генераторы, с инверторами тока двухтактного действия получили наибольшее рас­пространение. Такие инверторы различают по схеме включения тиристоров на мостовые, полумостовые с нулевым выводом нагрузки и полумостовые с нулевым выводом источника питания (рис. 3.4). Состав­ным элементом этих схем является индуктивность L_d, которая обеспечивает апериодический режим ра­боты инвертора (позволяет получить прямоугольную форму тока) и защищает источник питания и эле­менты схемы от действия высших гармоник.

Рис. 3.4. Упрощенные схемы выполнений двухтактных тиристорных инверторов тока: а — мостовая схема; б — полумостовая схема с нулевым выводом нагрузки; в — полумостовая схема с нулевым выводом источника питания.

Мостовая схема инвертора (рис. 3.4,а) применяется реже, так как требует не только большего числа тиристоров, но и их индивидуального подбора. Полумостовая схема с нулевым выводом нагрузки (рис. 3.4,6), несмотря на преимущество совмещения выходного и согласующего трансформаторов, не умень-шает числа индуктивных элементов в схеме, так как требует применения мощного реактора с индук-тивностыо L_d. Полумостовая схема с нулевым выводом источника питания (рис. 3.4,в) представляется наиболее целесообразной, так как конденсаторы С1 и С2, формирующие нулевую точку источника пи­тания, выполняют и роль фильтра этого источника. Для всех рассматриваемых схем управление инвер­тором тока должно быть независимым и осуществляться от генератора стабилизированной частоты.

Коммутация тиристоров выполняется индивидуальной и общей. При индивидуальной коммутации происходит принудительная коммутация каждого тиристора, что обеспечивает ключевой режим работы схемы (как и в транзисторных генераторах) и четко выраженную прямоугольную форму тока. При об­щей (естественной) коммутации запирание тиристоров происходит с помощью коммутирующего кон­денсатора. Включение коммутирующего конденсатора параллельно нагрузке образует параллельный инвертор, устойчиво работающий в режиме холостого хода и средних нагрузок. Включение коммутиру­ющего конденсатора последовательно с нагрузкой образует последовательный инвертор, устойчиво ра­ботающий в режиме короткого замыкания и средних нагрузок. Поскольку при индукционном методе ОМП сопротивление нагрузки может меняться от режима короткого замыкания до режима холостого

хода, что соответствует дожиганию или перегоранию проводящего мостика в процессе поиска, необходимо предусмотреть согласование инвертора с нагрузкой и его защиту. Однако, наиболее целесообразно
использование параллельно-последовательного инвертора.                                  

На рис. 3.5 показана принципиальная схема силовой части последовательно-параллельного инвер­тора. На схеме регулирование напряжения осуществляется управляемым мостом с тиристорами VS1, VS2. Конденсаторы С1, С2 с резисторами R2, R2 формируют нулевую точку источника питания, а с ин­дуктивностью LЗ .выполняют роль сглаживающего фильтра. Собственно инвертор образуется тиристо­рами VSЗ, VS4, защитными индуктивностями L1,L2 , коммутирующими конденсаторами СЗ, С4 и на­грузкой, подключаемой через согласующий трансформатор ТС. Пунктиром показана цепочка обратной связи (VDЗ, VD4) с источником питания, повышающая стабильность работы инвертора.

Рис. 3.5. Принципиальная схема силовой части тиристорного генератора с последовательно-параллельным инвертором тока.

Рассмотрим структурную схему серийного тиристорного генератора ГЗЧ-Т2. На схеме рис. 3.6 сиг­нал прямоугольной формы вырабатывается задающим генератором ЗГ. Регулируя напряжение, посту­пающее к ЗГ от блока стабилизации напряжения БСН, можно регулировать частоту генератора. Сигнал от ЗГ поступает на вход блока формирования импульсов БФИ, импульсы которого управляют последо­вательным тиристорным инвертором ТИ. Блок регулировки мощности БРМ обеспечивает плавную ре­гулировку величины постоянного напряжения на входе инвертора ТИ и таким образом регулирует мощность генератора. Блок обратной связи БОС служит для улучшения плавной регулировки мощно­сти, а также снижает подводимую к инвертору мощность в момент отключения нагрузки. Блок модуля­ции БМ обеспечивает периодическое изменение напряжения на входе задающего генератора. Предус­мотрена регулировка подводимого к ЗГ напряжения и, следовательно, глубины частотной модуляции. Блок защиты БЗ обеспечивает срыв генерации, если ток от источника питания или напряжение на си­ловых тиристорах больше допустимого. После срабатывания защиты генератор можно запустить, толь­ко выведя регулятор мощности в нулевое положение. Выход инвертора согласуется с нагрузкой с по­мощью трансформатора СТ с отпайками. Блок сигнализации БС позволяет контролировать наличие на­пряжения сета, ток генератора и работу защиты. Блок питания обеспечивает питанием все элементы схемы напряжением необходимых параметров. Так как в генераторе рассеивается мощность до 2 кВт, предусмотрен блок обдува БО. Генератор ГЗЧ-2Т имеет следующие технические данные: номинальная Мощность 2,0 кВт, рабочая частота от 0,9 до 1,2 кГц, максимальный ток 50 А, питание 220 В, 50 Гц, масса 80 кг.

Из приведенного описания и технических данных следует, что генератор ГЗЧ-Т2 обеспечивает ши­рокие возможности по регулировке мощности, выходных тока и напряжения, рабочей частоты и ее мо­дуляции. Это определило значительную сложность генератора. Кроме того, защита отключает генера­тор при резких колебаниях переходного сопротивления, хотя такой режим работы не редок. Значитель­ная масса генератора предполагает его использование в специализированных передвижных лабораториях.

Успешно эксплуатируется разработанный в Новочеркасском политехническом институте тиристорный генератор ГЗ-03 в комплекте с кабелеискателем, в котором используется электромеханический фильтр с фиксированной частотой, например, 1077 Гц (см. 3.4). В соответствии со структурной схемой рис. 3.7 прямоугольные импульсы частотой 1 мГц, вырабатываемые кварцевым задающим генератором ЗГ, делителем частоты ДЧ преобразовываются в импульсы частотой 2154 Гц, которые поступают на вход формирователя импульсов ФИ. Это устройство формирует и распределяет импульсы необходимой длительности и последовательности, которые через усилитель импульсов УИ поступают поочередно на силовые и коммутирующие тиристоры инвертора ТИ с принудительной коммутацией. Кодирование осуществляется формирователем ФК путем изменения коэффициента деления ДЧ в два раза с периодом I с. Питание ТИ производится от регулятора напряжения РН, выполненного на основе управляемо­го тиристорного моста. Угол отпирания тиристоров РН задается системой управления СУ. Согласование инвертора с нагрузкой осуществляется трансформатором СТ. При срыве или перегрузке инвертора уст­ройство защиты и измерения УЗИ прекращает подачу управляющих импульсов на РН. Повторное включение генератора возможно после его отключения от сети. Блок питания БП вырабатывает необхо­димые напряжения для работы элементов схемы. Генератор ГЗ-03 имеет следующие технические данные: номинальная мощность 1,0 кВт, рабочая частота 1,077 кГц, максимальный ток 40 А, масса 25 кг.

Рис. 3.7. Структурная схема тиристорног генератора ГЗ-03.

Из приведенного описания и технических данных следует, что генератор ГЗ-03 обеспечивает необ­ходимую расчетную мощность, стабильную, строго согласованную с кабелеискателем частоту. Масса генератора позволяет использовать его в качестве переносного. Принудительная коммутация тиристо­ров (ключевой режим работы) дает стабильную форму тока во всем его диапазоне регулирования. Сов­падение частот генератора и кабелеискателя обеспечивает их работу на частоте основной гармоники.

Схема генератора существенно упрощается при работе инвертора в режиме естественной коммута­ции тиристоров. Такая схема с последовательно-параллельным инвертором (рис. 3.5) реализована в ге­нераторе ГЗ-04 Новочеркасского политехнического института. Структурная схема и технические дан­ные генератора ГЗ-04 практически такие же, как и у генератора ГЗ-03.

При естественной коммутации проявляется зависимость выходных параметров генератора от сопро­тивления нагрузки. Причем при максимальной выходной мощности форма выходного тока отличается от прямоугольной (амплитуда третьей гармоники достигает 55%), что приводит к уменьшению в вы­ходном токе действующего значения основной гармоники с 90 до 80 %.

Генераторы колебательного разряда позволяют получить в кабельной линии периодические им­пульсы тока в форме гармонического сигнала с экспоненциально затухающей амплитудой, что достига­ется разрядом конденсатора С через индуктивность L на сопротивление нагрузки R_нг (рис. 3.8). У таких гераторов частота возникающих колебаний зависит от соотношения волнового сопротивления контура

сопротивления нагрузка. Кроме того, каждый разрядный импульс воспринимается оператором не как тональный сигнал, а как щелчок,

Рис. 3.8-Упрощенные схемы генераторов колебательного разряда с последовательным (а), параллельным (б) и смешанным (в) включением нагрузки.