输电线路工频电磁场对汽车起重机的电磁骚扰

 

由于输电线路产生的工频磁场具有一定的方向性，将起重机吊臂与输电线路平行摆放时，耦合作用*强，骚扰*为明显，因此本文均在该情况下进行分析计算。计算过程中，吊臂中心与220kV输电线路*外侧导线的水平距离为6.5m.信号线缆紧邻油缸安放于安装架上，位于油缸与输电线路中间，如所示。根据吊臂内总线系统接线图及CAN总线驱动芯片的参数，将吊臂内信号线缆的电气结构简化，建立线缆终端的等效电路模型，如所示。其中，发送端CANH与+5V电源之间的等效电阻疮=87.5aCANL与地线之间的等效电阻尻=112.5卩；接收端CANH与CANL之间的等效输入电阻hi和足I均为5000a，匹配电阻死hl=120a，24V蓄电池等效内阻兄=0.2a，CAN总线驱动芯片的等效负载电阻圮=5本文计算中模拟了2种常用线缆的情况：一种是无屏蔽的普通4芯线缆，下文中简称为I型线缆；另一种是实际使用的双层屏蔽线缆，下文中简称为型线缆。2种线缆的结构如所示。

 

其中，I型线缆总半径为8mm，导线半径为1.5mm，表面绝缘层厚度为1mm，外绝缘层厚度为1.5mm.型线缆型号为Cavotec6x0.5mm2+C2x2x0.34mm2，具体尺寸由实际测量得到，总直径为9.9mm，内屏蔽层直径为4.4mm，外层线缆直径为1.4mm，内层线缆直径为1.51mm，导体半径由截面积计算得到，外层导体半径为0.40mm，内层导体半径为0.33mm.内外层屏蔽层材料均为铝。

 

2结果及分析2.1计算结果2.1.1CAN总线耦合骚扰电压对于常用的非屏蔽普通线缆，采用有限元法分别计算得到I型线缆的电感、电容、电阻参数矩阵，进而计算得到I型线缆CAN总线与地线之间耦合的骚扰电压沿线缆分布情况。由于骚扰电压幅值很小，CANH上的骚扰电压为4.8x108V，CANL上的骚扰电压为1.7x108V，因此可以忽略不计。

 

研究的频率较低，可以近似认为达到完全屏蔽效果，内外层芯线不存在直接耦合。本文主要研究内层CAN总线耦合的骚扰情况，计算内层CAN总线线缆的参数。同理，采用有限元法进行计算得到型线缆的电感、电容、电阻参数矩阵，进而计算得到型线缆CAN总线与地线之间耦合的骚扰电压沿线缆分布情况。由于骚扰电压幅值很小，CANH上的骚扰电压为4.7x10―9V，CANL上的骚扰电压为3.6x109V，因此可以忽略不计。

 

2.1.2吊臂外壳电位重新分布在汽车起重机进行吊重作业时，支撑腿将车身外壳接地，而吊臂外壳顶端则可能通过重物的金属外壳接地，则汽车起重机外壳与底盘、大地之间就构成了一个回路。在外界工频磁场作用下，该回路中由于电磁感应作用产生感应电动势，导致汽车起重机外壳的电位分布发生改变。

 

虽然构成外壳的不锈钢材料电导率很大，但由于其长度长，且截面积小，其阻抗比车身各部分外壳之间的接触电阻、吊物用钢绳的电阻等回路中的其他阻抗大，因此吊臂外壳会存在较明显的分压作用，导致吊臂外壳两端之间存在一定的电位差，进而导致在吊臂外壳底端及车身外壳处接地的电子设备（如力矩限制器主机等）与在吊臂顶端工作的在该处接地的电子设备（如风速仪等）的地电位不同；若直接将2者的信号引入CAN总线网络，则可能会导致CAN总线网络信号发生电平紊乱。在吊臂伸长过程中，由于吊臂伸缩速度较慢，对于工频磁场，其伸缩过程中切割磁感线产生的感应电动势远小于磁场强度变化产生的感应电动势，因此可以忽略。

 

简单认为吊臂外壳与地之间形成的回路中的感应电动势完全由磁场强度变化产生。因此同样可以采用Rachidi模型对上述情况进行仿真分析。

 

仿真过程中，将吊臂外壳等效为传输线，考虑吊臂仰角为30°、吊臂伸长至*长64m时的情况。假设支撑腿及重物金属外壳均良好接地，采用镜像法分析大地对回路阻抗参数的影响。由于吊臂与大地并不平行，因此吊臂外壳的阻抗参数并不是均匀分布。计算过程中，沿吊臂方向每0.2m划分为一小段，分别计算每小段的阻抗参数，然后求解该分布参数电路。吊臂外壳对地电位的分布情况如所示。此时，吊臂外壳顶端和底端之间的电压为1.5856V，基本与CAN总线的差分有效信号电平相同，可能会影响到CAN总线网络的正常工作。因此，与CAN总线直接耦合的电磁骚扰相比，该方式引起的骚扰更为严重。

 

2.2电磁骚扰影响因素分析2.2.1吊臂长度的影响将吊臂伸长不同长度时其外壳对地电位分布情况进行对比，结果如表1所示。

 

吊臂长度不仅会影响耦合回路面积，进而影响感应电动势的大小；还会影响吊臂外壳阻抗及其分压情况，进而影响吊臂外壳的电位分布情况。由于输电线路产生的工频磁场并不是均匀磁场，回路中吊臂长度/m电位/V电位差吊臂底端吊臂顶端中的感应电动势大小与回路面积并不是简单的正相关关系，因此吊臂外壳对地电位与吊臂长度之间的关系也较为复杂。由表1可知，随着每节吊臂伸出，吊臂外壳两端的电位差不断增大。

 

2.2.2吊臂仰角的影响将吊臂具有不同仰角时其外壳对地电位分布情况进行对比，如表2所示。吊臂长度取64m.由表2可知，当吊臂仰角较大时，吊臂外壳两端的电位差较小。吊臂仰角不同会导致通过回路的磁通以及吊臂在横向、纵向上的长度不同。由于磁场本身具有较强的不均匀性，且回路面积并不随着吊臂仰角发生单调变化，因此通过回路的磁通与吊臂仰角之间的关系较为复杂。从另一个角度来看，当吊臂仰角变大时，吊臂在与输电线路平行的纵向上的长度会减小，2者之间的耦合关系也会相对减弱，进而导致吊臂外壳两端的电位差随着吊臂仰角的增大而减小。

 

2.2.3吊臂与线路之间的水平距离的影响改变吊臂与线路之间的水平距离，对比分析吊臂外壳对地电位分布情况，如表3所示。吊臂长度取64m，仰角取30°。

 

由表3可知，吊臂外壳两端的电位差随着吊臂与线路之间水平距离的增大而减小。随着吊臂与输电线路之间水平距离的增大，输电线路产生的工频磁场磁感应强度减小，因此其在吊臂外壳与大地构成的回路内产生的感应电动势也随之减小，导致吊臂外壳两端的电位差减小。基于CAN总线网络的工作电平，为了保证汽车起重机在220kV同塔双回线路附近作业时，CAN总线网络能够正常工作，应使其与输电线路*外相导线保持20m的水平距离。

 

2.2.4其他因素的影响由于输电线路产生的工频磁场具有较为明显的方向性，吊臂摆放的方向会显著影响到吊臂外壳的感应电动势，进而影响到吊臂外壳两端的电位差。

 

若输电线路无限长，则沿输电线路方向的工频磁场磁感应强度为0；若将吊臂垂直于输电线路摆放，则通过吊臂外壳与地形成的回路的磁通必然为0；此时吊臂外壳不会产生感应电动势，吊臂外壳两端不会有电位差。

 

接地方式也是主要的影响因素之一。若接地方式从上述情况中的两点接地变为单点接地或不接地，则在工频磁场中，吊臂外壳与大地之间无法直接构成回路，吊臂外壳两端不会产生较明显的电位表2不同吊臂仰角时吊臂外壳对地电位Table2Potentialoftheboomshell吊臂仰角/（°）电位/V电位差吊臂底端吊臂顶端表3不同水平距离时吊臂外壳对地电位Table3Potentialoftheboomshell距离/m电位/V电位差吊臂底端吊臂顶端差。此外，若吊臂底部和吊臂顶端的设备都在同一点处接地，而不是分别接地，则吊臂外壳上产生的电位差不会影响到它们的正常工作。

 

因此，在实际操作中，在车身底盘的支撑腿底面及吊钩表面上涂抹绝缘漆也可以避免吊臂外壳与大地形成回路，进而避免该电磁骚扰。此外，通过优化吊臂上安装的电子系统的接地方式也可以规避这种方式的电磁骚扰。

 

3结论汽车起重机在220kV同塔双回线路附近工作时，由吊臂内的CAN总线网络直接耦合的电磁骚扰可以忽略，而由吊臂外壳电位重新分布引起的电磁骚扰是对车载电子系统的主要骚扰方式。

 

吊臂长度、仰角、方向及与输电线路的水平距离等参数对吊臂外壳两端的电位差具有显著影响。为保证汽车起重机在220kV同塔双回线路附近能够正常工作，应使其与输电线路*外相导线保持20m的水平距离。

 

在车身底盘的支撑腿底面及吊钩表面涂抹绝缘漆，或者优化车载电子系统的接地方式，可以避免吊臂外壳与大地构成的回路所造成的电磁骚扰。