无线电干扰试验校准系数研究范文

《中国电机工程学报》2015年第S1期

摘要：

电晕笼无线电干扰试验得到的导线激发函数应进行校准等效之后再应用于输电线路的无线电干扰计算中。校准系数通常通过校准试验获得，但校准实验的准确性受试验条件和环境的影响。若能通过理论分析代替校准试验得到较为精确的校准系数，会更加经济和便捷。该文基于电路分析方法，建立电晕笼试验回路的分布参数模型，依据电晕放电脉冲在空间和时间上的独立性，通过求取放电点不同位置时校准系数的响应曲线计算得到校准系数，并与分段电容获得的理论校准系数进行对比分析。结果表明，校准系数的理论分析模型可以较好地应用于电晕笼试验和实际线路无线电干扰计算之间的等效，且兼具经济性和实用性。

关键词：

电晕笼；无线电干扰；电晕电流；激发函数；校准系数

高压输电线路产生的无线电干扰主要由导线的电晕放电产生[1]。目前，研究导线电晕特性主要有电晕笼和试验线段两种试验手段[2-6]。试验线段由于导线较长、且架设方式与线路相同，使其电晕特性更接近实际线路，但其试验的气候条件不能人工控制[7-8]。与试验线段相比，电晕笼试验更为经济和方便，试验气候条件可控性强，试验周期更短。但电晕笼电磁环境参数与实际线路环境仍存在一定差异[9-10]，且由于电晕电流会从试验回路中的空气间隙和各段笼体中流过，测量得到的电晕电流并不是实际导线产生的电晕电流，所以电晕笼试验无法直接获得无线电干扰的传播特性。

ClaudeHGary等人提出了激发函数法求解输电线路无线电干扰的详细步骤，并从理论上证明了激发函数法的可行性，激发函数由试验测量得到[3]。N.GiaoTrinh等人在电晕笼中完成了6分裂导线和8分裂导线激发函数的测量。他们采取了在电晕笼导线首端接入耦合电容并在耦合电容侧测量电晕电流的方式，认为导线产生的电晕电流全部由耦合电容流过，忽略了从导线和笼壁间流过的电晕电流[6]。ComberMG等人在文献中指出，电晕笼截面尺寸和电晕笼长度直接影响无线电干扰的测量。当电晕笼长度小于导线与笼壁距离的10倍时，测量得到的无线电干扰数据必须经过校准再用于输电线路的无线电干扰计算中，校准系数由单点电晕试验获得[11]。文中假设放电点位于笼中导线正中时3段笼连成一体测量得到的响应电流为实际产生的 总电晕电流，但由于放电点实际产生的电晕电流未知，所推导得到的校准系数准确性无法得到验证。华北电力大学的尤少华等人在J.J.Clade等人研究的电晕损失修正系数基础之上，将电晕笼中测得的电晕损失值修正等效到线段上的等效电晕损失，并与线段上的实测值进行对比，结果具有一致性[12]。

中国电科院的王晓燕等人通过电路分析和单点电晕试验得到了电晕笼无线电干扰测量的理论校准系数和试验校准系数[13]。但其在分析理论校准系数时认为导线上电晕电流的传播遵从于电路理论，其分布和线路终端阻抗以及线路对笼壁之间的电容有关；在分析试验校准系数时认为电晕电流的传播与线路终端阻抗无关，由放电点向导线两边传播的电晕电流大小相等，即假设放电点位于导线端部时3段笼测量得到的响应电流之和的两倍为实际产生的总电晕电流。文章在关于电晕电流在导线上传播特性的分析存在矛盾，试验校准系数中实际产生的总电晕电流的等效方法也与ComberMG等人的研究有一定差别，但由于单点电晕实际产生的电晕电流未知，无法判断两种方法的正确性。武汉大学的路遥将由电晕笼试验得到的激发函数和试验线段得到的激发函数分别应用于实际输电线路中，并与线路的实测结果进行对比[14]。其中电晕笼试验的校准系数直接采用了王晓燕等人的试验校准系数，没有对理论校准系数进行深入分析。

由于电晕笼在试验研究中广泛应用，电晕笼试验结果等效于输电线路具有重要的研究意义，而电晕笼无线电干扰测量校准系数的确定直接影响电晕笼试验结果应用于实际线路无线电干扰传播预测的准确性[15]。本文分析计算双层3段式电晕笼，考虑不带耦合电容笼壁侧测量和带耦合电容耦合电容侧测量的布置方式，采用给定的单点单脉冲电流源为电晕放电激励源，以电路分析理论为基础，计算放电点不同位置下测量回路的响应曲线，从而得到电晕笼无线电干扰试验回路的校准系数，并与电容校准系数[13]进行对比分析。

1校准系数和激发函数

电晕笼无线电干扰试验中，测量得到的电晕电流并不是测量段导线上产生的全部电晕电流。不带耦合电容笼壁侧测量回路图如图1所示，不考虑空气间隙的影响，导线产生的电晕电流通过导线与测量笼、导线与两段防护笼流入大地。电磁干扰(electromagneticinterference简称EMI)接收机测量得到的电晕电流既不是导线产生的全部电晕电流，也不是测量段导线产生的全部电晕电流。电晕电流具有高频脉冲特性，因此回路中的电容为电晕电流的流散提供了不可忽略的通路。可见，要想获得正确的激发函数，首先要准确的计算电晕笼无线电干扰试验回路的校准系数。

2校准系数理论分析

2.1电晕笼无线电干扰的测量回路电晕笼试验中，为了削弱电晕笼端部电场畸变带来的端部效应的影响，导线端部一般会加装均压环。在测量笼的两端也会加装防护笼，防护笼直接与外笼连接接地，不计入测量。在测量笼的内外笼之间接入电晕电流的测量装置。在计算中，电晕笼采用1000kV特高压3段式双层电晕笼结构，内外笼为正方形截面，边长分别为8m和9.6m，由25m的测量笼和两段5m的防护笼组成。导线采用分裂间距为400mm的1000kV特高压8×LGJ720钢芯铝绞线[16-17]。计算得到导线对测量笼电容为24.45pF/m，导线电感为5.05×10−4mH/m，内外笼之间电容为304.80pF/m。其中，由于电晕效应的影响，导线对笼壁的电容会增加，仿真中导线对笼壁的电容取计算得到值的120%。采用不带耦合电容笼壁侧测量时，取样电阻等于EMI接收机的内阻，为50Ω，如图1所示，与EMI接收机并联后串入测量回路。采用带耦合电容耦合电容侧测量时，取样电阻与275Ω的电阻串联，其值等于导线的阻抗，再串入测量回路，如图2所示，耦合电容为10000pF，电感为1mH。采用带耦合电容笼壁侧测量时，如图3所示，耦合电容侧去掉图2中的EMI接收机，笼壁侧与图1中笼壁侧布置相同。

2.2校准系数的理论分析模型电晕电流脉冲的波形具有随机性[18-19]，本文在计算中采用典型的波形，暂不考虑由于电流脉冲波形随机性对试验回路校准系数的统计分析。假设电晕笼中导线起晕均匀，且各起晕点相互独立。有文献记载电晕放电的脉冲宽度为10−7s数量级，两脉冲之间的时间间隔为10−3s数量级[15,20-22]。因此，两电晕放电脉冲之间可以认为相互独立[23]，校准系数的分析可以只考虑在一个电晕脉冲激励下接收机测量得到的响应。发生电晕放电时，由于电子雪崩会在电晕源附近产生大量电子和离子。电晕电流起初受电子运动支配，而后由大量正负离子的积聚决定[24-25]。离子迁移率要远小于电子迁移率，所以电晕放电脉冲波形通常具有陡峭的上升沿和相对缓慢的下降沿。在计算中，采用脉冲宽度为900ns的三角波为激励电晕电流脉冲源，上升沿为400ns，下降沿为500ns，记为it，幅值取14mA。根据电晕笼试验的测量回路建立电晕笼试验的分布参数模型，并在导线不同位置处单点注入电晕脉冲源。如图1所示，分别在导线1,2,…,n处注入电晕脉冲源，并计算在EMI接收机所在的测量点得到的电晕电流波形，不带耦合电容笼壁侧测量等效模型图如图4所示。导线全线起晕均匀，且各起晕点之间相互独立，因此，对放电点位于x处的单点校准系数沿导线求和，在各点注入电流幅值相等条件下，得到导线全线起晕时测量回路的校准系数。

3校准系数计算结果及分析

根据校准系数理论分析方法，以分裂间距为400mm的8×LGJ720钢芯铝绞线为例，计算得到不带耦合电容笼壁侧测量方式下注入电流与测量电流波形如图5所示。一般进行无线电干扰测量的检波方式有峰值检波、准峰值检波，平均值检波、均方根值检波和均方根值–平均值检波。系统中采用最多的检波方式是准峰值检波，其充放电时间都比峰值检波更长。均方根值检波采用得最少，但其主要用于测量脉冲干扰信号。仿真计算中，将35m长的电晕笼导线均匀地分为35段，每段长1m。本文分别计算了在电晕笼导线不同位置产生单点电晕时的峰值检波和均方根值检波方式下的校准系数。通过计算得到起晕点位置不同时峰值检波的单点校准系数曲线，不带耦合电容笼壁侧测量、带耦合电容耦合电容侧测量和带耦合电容笼壁侧测量方式下的结果分别如图6—8所示，横坐标为放电点距离电晕笼最左端的距离。根据峰值单点校准系数曲线，按照公式(7)，分别计算出几种测量回路的峰值校准系数如表1所示。其中，不带耦合电容笼壁侧测量时电晕电流峰值的校准系数K=0.208；带耦合电容耦合电容侧测量时电晕电流峰值的校准系数K=0.196；带耦合电容笼壁侧测量时电晕电流峰值校准系数K=0.142。通过计算得到起晕点位置不同时均方根值检波的单点校准系数曲线，3种测量方式下的结果分别如图9—11所示。

根据均方根值单点校准系数曲线计算得到3种测量回路的校准系数。其中，不带耦合电容笼壁侧测量时，电晕电流均方根值的校准系数K=0.256；带耦合电容耦合电容侧测量时，电晕电流均方根值的校准系数K=0.220；带耦合电容笼壁侧测量时，电晕电流均方根值的校准系数K=0.164。由于电晕笼电晕电流的测试回路中，电容起主要作用，测量得到的电晕电流和注入电晕电流比较，波形被拉长，具有更平缓的峰值。通过图5中的波形可以看出，测量得到的脉冲宽度比注入电晕电流的脉冲宽度更大，因此本文中峰值校准系数小于均方根值校准系数。将1000kV特高压3段式双层电晕笼尺寸代入上式中，得到不带耦合电容笼壁侧测量回路的理论校准系数为0.357。实际上，部分电晕电流会通过测试回路的电容流过，加上导线端部的电容效应会增大防护笼中导线对笼壁的电容，因此实际笼壁侧测量得到的校准系数K会小于通过3段导线长度计算得到的校准系数K′。比较两种方法的计算结果，通过电路分析理论得到的峰值校准系数和均方根值校准系数都小于K′。

4结论

校准系数的确定直接影响到激发函数应用的准确性。通过电路分析理论计算校准系数比通过校准试验更经济便捷。1）由于测试回路的空气间隙和端部效应，通过电路理论分析计算得到的校准系数小于通过电容分析计算得到的值。2）由于测试回路中，导线对笼壁的电容和耦合电容起主要作用，注入电晕电流在回路中传播后波形被拉长，峰值更平缓，所以峰值校准系数小于均方根值校准系数。实际上经常采用的是准峰值测量，因此准峰值测量的校准系数应介于峰值校准系数和均方根值校准系数之间。3）无线电干扰的测试回路直接影响到测量电晕电流的大小，采用不同的测试回路和不同的测量点得到的校准系数会有较大差别。目前，常用的电晕笼无线电干扰测试回路主要有导线首端带耦合电容和不带耦合电容两种，常用的测量点有在耦合电容侧测量和在笼壁侧测量。针对不同的测试回路和测量点要分别进行计算分析，得到相应的校准系数。

参考文献

[1]刘振亚．特高压电网[M]．北京：中国经济出版社，2005：271-282．LiuZhenya．Ultra-highvoltagegrid[M]．Beijing：ChinaEconomicPublishingHouse，2005：271-282(inChinese)．

[2]CladeJJ，GaryCH．Usageandcheckingofthetheoreticalrelationsbetweenfields，currents，andexcitationfunctionsinradiofrequenciesinthecaseofshorttestlines[J]．IEEETransactionsonPowerApparatusandSystems，1969，88(10)：1501-1511．

[3]GaryCH．Thetheoryoftheexcitationfunction：ademonstrationofitsphysicalmeaning[J]．IEEETransactionsonPowerApparatusandSystems，1972，91(1)：305-310．

[4]尤少华，刘云鹏，律方成，等．不同海拔下电晕笼分裂导线起晕电压的计算分析[J]．中国电机工程学报，2012，32(4)：169-177．YouShaohua，LiuYunpeng，LüFangcheng，etal．Calculationandanalysisoncoronaonsetvoltageofcoronacagebundleconductorsatdifferentaltitudes[J]．ProceedingsoftheCSEE，2012，32(4)：169-177(inChinese)．

[5]刘元庆，郭剑，陆家榆．特高压电晕笼内正负极性导线的可听噪声频谱特性规律研究[J]．中国电机工程学报，2014，34(18)：2976-2982．LiuYuanqing，GuoJian，LuJiayu．AudiblenoisespectrumcharacteristicsofpositiveandnegativewireinUHVcoronacage[J]．ProceedingsoftheCSEE，2014，34(18)：2976-2982(inChinese)．

[6]GiaoTrinhN，SarmaMaruvadaP，BennyPoirier．Acomparativestudyofthecoronaperformanceofconductorbundlesfor1200kVtransmissionlines[C]//TheIEEEPESSummerMeeting&EHV/UHVConference．Vancouver，B.C.Canada：IEEE，1973．

[7]胡毅．特高压输电试验线段及相关技术问题的探讨[J]．高电压技术，2004，30(12)，37-39．HuYi．DiscussionontestlineandrelevanttechniqueofUHVtransmission[J]．HighVoltageEngineering，2004，30(12)：37-39(inChinese)．

[8]谢莉，陆家榆，张文亮，等．特高压直流长、短输电线路无线电干扰的转换关系分析[J]．中国电机工程学报，2013，33(7)：109-115．XieLi，LuJiayu，ZhangWenliang，etal．AnalysisonradiointerferencetransformationrelationbetweenlongandshortUHVDCtransmissionlines[J]．ProceedingsoftheCSEE，2013，33(7)：109-115(inChinese)．

[9]唐剑，杨迎建，何金良，等．1000kV特高压电晕笼设计关键问题探讨[J]．高电压技术，2007，33(4)：1-5．TangJian，YangYingjian，HeJinliang，etal．Discussiononkeyproblemsinthedesignof1000kVultra-highvoltageaccoronacage[J]．HighVoltageEngineering，2007，33(4)：1-5(inChinese)．

[10]唐剑，何金良，杨迎建，等．特高压电晕笼设计关键问题探讨[J]．高电压技术，2007，33(3)：17-20．TangJian，HeJinliang，YangYingjian，etal．Designofshieldingsectionsofultra-highvoltagecoronacage[J]．HighVoltageEngineering，2007，33(3)：17-20(inChinese)．

[11]ComberMG，ZaffanellaLE．TheuseofsinglephaseoverheadtestlinesandtestcagestoevaluatethecoronaeffectsofEHVandUHVtransmissionlines[J]．IEEETransactionsonPowerApparatusandSystems1974，93(1)：81-90．

[12]尤少华，刘云鹏，律方成，等．电晕笼单根导线电晕损失等效修正系数试验研究[J]．高电压技术，2011，37(10)：2410-2416．YouShaohua，LiuYunpeng，LüFangcheng，etal．Testresearchoncoronacagesingleconductor’scoronalossequivalentcorrectionfactor[J]．HighVoltageEngineering，2011，37(10)：2410-2416(inChinese)．

[13]王晓燕，邬雄，赵建国，等．交流电晕笼无线电干扰试验校准方法的讨论[J]．高电压技术，2011，37(1)：112-117．WangXiaoyan，WuXiong，ZhaoJianguo，etal．DiscussiononcalibrationmethodofACcoronacageradiointerferencemeasurement[J]．HighVoltageEngineering，2011，37(1)：112-117(inChinese)．

[14]路遥．特高压电晕笼和试验线段电晕特性等效性研究[D]．武汉：武汉大学，2010．LuYao．Studyontheequivalenceofthecoronacharacteristicsparametersofthecoronacageandtestline[D]．Wuhan：WuhanUniversity，2010(inChinese)．

[15]邬雄，万保权．输变电工程的电磁环境[M]．北京：中国电力出版社，2009：122-133．WuXiong，WanBaoquan．Electromagneticenvironmentoftransmissionandtransformationproject[M]．Beijing：ChinaElectricPowerPress，2009：122-133(inChinese)．

[16]万启发，陈勇，谷莉莉，等．特高压交流输电工程导线截面及分裂形式研究[J]．高电压技术，2008，34(3)：432-437．WanQifa，ChenYong，GuLili，etal．ResearchonsectionandsplitwayofconductorsforUHVACtransmissionproject[J]．HighVoltageEngineering，2008，34(3)：432-437(inChinese)．

[17]张文亮，陆家榆，鞠勇，等．±800kV直流输电线路的导线选型研究[J]．中国电机工程学报，2007，27(27)：1-6．ZhangWenliang，LuJiayu，JuYong，etal．Designconsiderationofconductorbundlesof±800kVDCtransmissionlines[J]．ProceedingsoftheCSEE，2007，27(27)：1-6(inChinese)．

[18]YuD，FarzanehM，ZhangJ．Effectsofspacechargeonthedischargeprocessinanicicle/iced-plateelectrodesystemunderpositiveDCvoltage[J]．IEEETransactionsonDielectricsandElectricalInsulation，2007，14(6)：1427-1435．

[19]AI-ArainyAA，MalikandNH，AI-BahloulMK．Statisticalvariationofaccoronapulseamplitudesinpoint-to-planeairgaps[J]．IEEETransactionsonElectricalInsulation，1989，24(4)：681-687．

[20]FarzanehM，LiY，ZhangJ，etal．Electricalperformanceofice-coveredinsulatorsathighaltitudes[J]．IEEETransactionsonDielectricsandElectricalInsulation，2004，11(5)：870-880．

[21]FarzanehM，YuD，ZhangJ，etal．Measurementofcoronadischargeinanicicle/iced-plateelectrodesystemunderpositiveDCvoltage[C]//ISH2005．Beijing，China，2005：22-28．

[22]粟福珩．高压输电的环境保护[M]．北京：水利水电出版社，1989：74-76．SuFuheng.Theenvironmentalprotectionofhighvoltagetransmissionline[M]．Beijing：ChinaWaterPowerPress，1989：74-76(inChinese)．

[23]李学宝，崔翔，卢铁兵，等．直流单点电晕放电可听噪声时域特性实验研究[J]．中国电机工程学报，2014，34(24)：4152-4160．LiXuebao，CuiXiang，LuTiebing，etal．Experimentalstudiesonthetime-domaincharacteristicsofaudiblenoisefromsinglecoronasourceontheconductorunderDCvoltage[J]．ProceedingsoftheCSEE，2014，34(24)：4152-4160(inChinese)．

[24]Abdel-SalamM，Abdel-AzizEZ．Acharge-simulation-basedmethodforcalculatingcoronalossonACpowertransmissionlines[J]．JournalofPhysicsD：AppliedPhysics，1994(27)：2570-2579．

[25]SarmaMP．Coronaperformanceofhigh-voltagetransmissionlines[R]．NewYork：ResearchStudiesPressLtd，2000。

作者：裴春明 陈豫朝 陈小月 蓝磊 肖国洲 文习山 单位：中国电力科学研究院 武汉大学电气工程学院