基于有限元的破损屏蔽层转移阻抗仿真分析.pdf

第6 0 卷第6 期2023年6 月15日电测与仪表Electrical Measurement&InstrumentationVol.60 No.6Jun.15,2023基于有限元的破损屏蔽层转移阻抗仿真分析徐萌,李晓露,张和茂,赵宏旭,范玲（1.中国民航大学电子信息与自动化学院，天津30 0 30 0；2.上海飞机制造有限公司，上海2 0 132 4）摘要：针对飞机电缆屏蔽层破损会影响其屏蔽性能的问题，研究了薄壁管状屏蔽层和编织网状屏蔽层破损时的转移阻抗。提出了低频并联等效模型,并根据不同的屏蔽层结构应用电磁耦合理论推导出破损屏蔽层的转移阻抗数学模型；基于有限元方法将破损屏蔽层的三维几何模型在ANSYSHFSS中进行电磁场分析；应用算例对比破损屏蔽层转移阻抗的仿真结果和理论计算结果,并分析不同破损因素影响转移阻抗的变化规律。文中结果表明，破损屏蔽层的转移阻抗与屏蔽层的结构、所处频率、破损半径等因素相关,具有一定的工程应用价值。关键词：电缆；屏蔽层；转移阻抗；有限元；仿真D0I:10.19753/j.issn1001-1390.2023.06.010中图分类号：TM391.9Simulation and analysis of transfer impedance of cracked-shield based on(1.Institute of Information Engineering and Automation,Civil Aviation University of China,Tianjin 300300,China.Abstract:In order to solve the problem that cracked-shield of aircraft cable will affect its shielding performance,thetransfer impedance of thin-walled tubular shield and braided shield is studied.The low-frequency parallel equivalent mod-el is proposed,and the transfer impedance mathematical model of cracked-shield is deduced by using the electromagneticcoupling theory according to different shielding structures.The three-dimensional geometric model of cracked-shield is an-alyzed in ANSYS HFSS based on finite element method.The numerical examples are used to compare the simulation re-sults and theoretical calculation results of the transfer impedance of cracked-shield,and the change law of transfer imped-ance affected by different cracked-factors is analyzed.The results show that the transfer impedance of cracked-shield is re-lated to structure,frequency and cracked-radius of the shield,which has a certain value in engineering application.Keywords:cable,cracked-shield,transfer impedance,finite element method,simulation0引 言飞机电缆是民用飞机EWIS（El e c t r i c a l Wi r i n g I n-terconnection Systems）系统的关键部件，负责机内电子与电气系统间信息和电磁能量的有效传输。由于所处空间的电磁场耦合情况复杂，飞机电缆通常使用屏蔽层来抑制电磁干扰。相较于其他的机载设备，飞机电缆工作在不稳定的飞行环境中如冲击、振动、雷击、高强度辐射场等更容易出现故障，而屏蔽层破损是其多基金项目：航空科学基金项目（2 0 18 2 6 6 7 0 10）；国家商用飞机制造工程技术研究中心创新基金项目（COMAC-SFGS-2018-38）；中央高校基本科研基金项目（312 2 0 18 D003）文献标识码：Afinite element methodXu Meng,Li Xiaolu,Zhang Hemao,Zhao Hongxu,Fan Ling?2.Shanghai Aircraft Manufacturing Co.,Ltd.,Shanghai 201324,China)文章编号：10 0 1-139 0(2 0 2 3)0 6-0 0 6 7-0 7发故障之一。破损屏蔽层导致屏蔽电缆的屏蔽性能减弱,降低了信号的传输质量和完整性，严重时甚至可能危及飞机的正常飞行,是潜在的安全隐患。目前，国内外已有大量的研究工作分析屏蔽电缆的屏蔽特性。文献1 根据传输线理论提出了一种基于SPICE的屏蔽电缆网格模型，用于分析传导抗扰度和发射特性;文献2 提出了一种改进的编织网状屏蔽层转移阻抗数学模型；文献3 使用时域混合算法分析空间电磁场对地面上屏蔽电缆的电磁耦合问题；文献4 提取了电缆的寄生参数,建模分析了屏蔽层对抑制辐射干扰的重要作用。以上作为研究对象的屏蔽电缆一 6 7 一第6 0 卷第6 期2023年6 月15日通常是理想模型，而文中研究了两种不同屏蔽结构的常用飞机屏蔽电缆，根据电磁耦合理论建立其破损屏蔽层转移阻抗的数学模型，并且基于有限元方法对破损屏蔽层进行建模和仿真分析，其结果可为维修人员的操作和相关标准的制定提供理论依据，具有一定的工程应用价值。1屏蔽层破损转移阻抗的解析表达1.1 转移阻抗理论屏蔽电缆的转移阻抗是表示作为干扰源的外界电磁场透过电缆屏蔽层的固有参数5,用于评估屏蔽层的屏蔽性能。屏蔽电缆的转移阻抗数值越大，外部电磁场耦合到屏蔽电缆内部的能力就越强，即屏蔽层的屏蔽性能越差。在传输线理论中,通常将转移阻抗定义为单位长度的屏蔽电缆中其内导体与屏蔽层之间形成的开路电压与屏蔽层上感应电流的比值6 ,用如下定义式来描述：Z、=.d z i o1V在转移阻抗Z,的定义式（1）中,I.是流经屏蔽层上的感应电流;l,是流经屏蔽电缆内导体的电流;dV,/dz是单位长度的电缆屏蔽层与内导体之间的电压有效值。屏蔽电缆根据其屏蔽层结构的不同，可以分为薄壁管状屏蔽和编织网状屏蔽。对于不同结构的屏蔽形式,外部电磁场的耦合机理不同,其转移阻抗的解析表达式也需要分别建立。1.2薄壁管状屏蔽层破损转移阻抗的推导1.2.1薄壁管状屏蔽层的转移阻抗带有薄壁管状屏蔽层的同轴电缆用铜带或其他金属带完全包裹内导体构成实圆柱形的屏蔽层。如图1所示，当此屏蔽电缆受到外界电磁场的干扰时，由于电磁散射现象，屏蔽层外表面将产生感应电流，并且感应电流从外表面逐渐扩散至内表面。屏蔽层内表面上的感应电流将在内部空间感应出电磁场，进而和屏蔽同轴电缆的内导体发生容性或感性的耦合，使内导体上产生感应电流。因此，薄壁管状屏蔽层的转移阻抗可以表示由外界电磁场激励引起的屏蔽层感应电流向内的扩散程度，屏蔽层的转移阻抗越大即感应电流的扩散程度越大，进而屏蔽电缆内导体的受扰程度就越大。根据上述的电磁耦合机理,薄壁管状屏蔽层的转移阻抗表达式7 如式(2)所示。设、b 分别为屏蔽层的内外半径，是屏蔽层金属材料的电导率。由于薄壁管状屏蔽层的厚度远小于屏蔽电缆半径（da）,因此单位长度的薄壁管状屏蔽层转移阻抗表达式可写为：一6 8 一电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation1Z,=2mgad sinht(1+j)d/l8=1/Tuof式中8 是屏蔽层金属材料的趋肤深度。从图1中可以看出，屏蔽层横截面上的电流密度分布是不均匀的。屏蔽层外表面的电流密度最大，随着感应电流在扩散过程中电磁能量的不断损失，至内表面电流密度呈衰减态势,这个现象称为趋肤效应 。趋肤效应随电流的频率、导体的磁导率和电导率的增加而变化得愈加明显，其大小用趋肤深度来描述。趋肤深度8与频率f的平方根成反比,频率越高,趋肤深度8 越显著减小，因此管状屏蔽层在高频时屏蔽效果较好。（(1)图1屏蔽层电磁耦合示意图Fig.1SSchematic diagram of shieldelectromagnetic coupling在低频条件（d/81)下,屏蔽层横截面上的电流密度分布差异不明显,可以忽略趋肤效应的影响,薄壁管状屏蔽层的转移阻抗约等于单位长度的直流电阻值。因此,薄壁管状屏蔽层的低频转移阻抗Z.的解析表达式为：Z R=2mgad1从式（4）可以看出，低频转移阻抗由电导率和横截面积共同决定的。1.2.2低频并联等效模型为了推导破损屏蔽层的转移阻抗数学模型,研究特定破损因素影响其转移阻抗的变化规律，首先建立低频直流电阻R.的并联等效模型（见图2）。(a)横截面(b）柱体微元的并联集合图2 低频并联等效模型示意图Fig.2Schematic diagram of low-frequencyparallel equivalent modelVol.60 No.6Jun.15,2023(1+j)d/8(2)(3)扩散电流干扰电磁场屏蔽层(4)第6 0 卷第6 期2023年6 月15日如上文所述，低频情况时将转移阻抗近似为直流电阻，实质上是将薄壁管状屏蔽层看作相同尺寸的实圆柱管外导体。如图2 所示，应用微元思想，将屏蔽层等效为n个（n趋向于）在原屏蔽层横截面区域上均匀排列分布的相同圆柱导体微元的并联集合。容易得知柱体微元的半径越小，并联模型的等效程度越高。此时趋肤效应影响甚微,因此流经屏蔽层的感应电流可视为均匀流经每个柱体微元的电流总和。每个柱体微元的单位长度直流电阻均为R。，忽略柱体微元之间的邻近效应，因此薄壁管状屏蔽层的低频直流电阻可用此并联等效模型：Ri=Rn1.2.3管状破损模型以上描述的是理想情况下，完整的薄壁管状屏蔽层的转移组抗计算公式和其低频直流电阻的并联等效模型。在实际情况中，导致飞机电缆屏蔽层破损的原因是复杂多样的,屏蔽层表面的破损形状也通常是不规则、不均匀的，其转移阻抗因破损发生变化，无法达到理想的屏蔽效果（见图3）。破损半径破损横截面圈极化半径(a)rd图3屏蔽层球状破损示意图Fig.3 Schematic diagram of sphericalcracked-shield damage为了便于研究飞机电缆屏蔽层破损对其转移阻抗的影响,将可能发生的各种不规则的立体破损情形统一为基础的球状破损。根据薄壁管状屏蔽层的并联等效模型，当发生如图3所示的破损时，认为球状破损截面S,内包含的柱体微元在并联模型中失效。假设当屏蔽层破损半径为r时柱体微元的失效数目为，由此提出薄壁管状屏蔽层破损的转移阻抗计算式为：RoR,=Pn-x从中可以看出破损屏蔽层的转移阻抗值随破损半径的增大而增大，屏蔽层破损将导致屏蔽电缆的屏蔽性能变差。式(6)适用于低频范围内屏蔽层破损的转移阻抗计算，然而当破损半径大于屏蔽层厚度时，如图3所示,转移阻抗的产生机理发生变化：除了电磁散射电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation引起的直流阻抗外，外部电磁场可以穿透屏蔽层的破损处直接耦合到屏蔽电缆的内导体，在破损处产生了由电磁透射引起的电感效应。并且这个现象与频率相关,尤其在高频范围内更加明显,为了得到更为精确的数学模型需要对式(6)进行修正。如图3所示，有效地产生电感耦合的部分是截面积为（r m）的圆形区域，(rm)?=r-d。因此，修正后的薄壁管状屏蔽层破损的转移阻抗解析表达式为：Z.=(R,jom,(r d)R(r d)(5)M.um8元P83m=30=2元f式中表示电感耦合的M，主要是由磁偶极矩产生的;是圆形破损的磁极化率。1.3编织状屏蔽层破损转移阻抗的推导1.3.1编织网状屏蔽层的转移阻抗破损半径屏蔽层厚度(6)Vol.60 No.6Jun.15,2023(7)(8)(9)(10)编织网状屏蔽层由于其质量轻、易于弯折、屏蔽效果良好等特点，被广泛应用于飞机上的屏蔽电缆。编织网状屏蔽层是由两束不同方向的金属丝交叉编织成网状结构,并均匀缠绕覆盖在电缆表面。在编织过程中,交织的金属丝编织束会形成分布规律的菱形状小孔，屏蔽覆盖率不能达到百分之百。典型编织网状屏蔽层的侧面展开图如图4所示。图4编织网状屏蔽层的侧面展开图Fig.4Side view of braided shield编织网状屏蔽层的屏蔽特性与其独特的物理结构是紧密相关的。当编织屏蔽电缆置于作为干扰源的外部电磁场中,与薄壁管状屏蔽层类似,外界电磁场辐射到屏蔽层上时会产生电磁散射，在屏蔽层表面激励起的感应电流会向内导体扩散，用直流阻抗Z.来描述这一低频特性；由于编织网状屏蔽层具有菱形小孔结构，随着频率的升高，电磁能量会通过菱形小孔直接透射一6 9 一菱形状孔a第6 0 卷第6 期2023年6 月15日到内部空间进行电感耦合，同时屏蔽层上的电流形成的电磁场也会从菱形小孔耦合至内导体，因此用孔电感M,来描述这一高频特性。依据图4,设d为每根金属丝的直径;N为每个编织束包含的金属丝根数;C为编织束的数目;为编织金属丝材料的电导率;u为编织金属丝材料的磁导率;Dm是屏蔽层外径。这些屏蔽层的编织结构参数属于一次参数，它们决定了编织网状屏蔽层的屏蔽特性和解析表达式的构成。但是在评价编织屏蔽电缆的屏蔽特性时,用一次参数太过繁琐,通常使用二次参数编织覆盖率k和编织角来作为一般评估指标。编织覆盖率k的含义是被编织金属丝覆盖的区域占的面积比例,表达式如式(11)所示。式中F是单向编织覆盖率。编织角是指编织金属丝的螺旋方向与电缆轴向形成的夹角。根据标准GJB773B-2015航空航天用含氟聚合物绝缘电线电缆通用规范9 规定飞机屏蔽电缆的编织角范围在50 7 2 之间,编织密度在8 5%9 0%之间。K=2F-F2CNdF=2Dmcos编织网状屏蔽层单根金属丝上由电流扩散作用引起的直流电阻R。：R.=mdoosc4编织网状屏蔽层单个方向的一股编织束，可等效为所含的N根编织金属丝的直流电阻的并联,因此单位长度的编织屏蔽层直流电阻计算式为：R。4R=7CNTdCNacos表示编织网状屏蔽层转移阻抗中低频分量的直流阻抗表达式为：4Z.=mdCNocosa sinh(i+)d/s表示编织网状屏蔽层转移阻抗中高频分量的孔电感的表达式10 为：T(2-cos)(1-F)eM,=0.875o6C式中e-代表了由于烟效应引起的磁场衰减因子。综上所述，由编织网状屏蔽层的物理结构参数推出其转移阻抗Z,的解析表达式如下：Z,=Zd+joMh1.3.2编织屏蔽层破损的转移阻抗在机载屏蔽编织电缆的维修现场中，最常见的一一7 0 一电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation种破损情况是由于飞机遇到气流时的振动、冲击、磨损等造成的编织金属丝的断裂。编织金属丝是编织网状屏蔽层结构的最小单元，其断裂会导致屏蔽层转移阻抗发生变化。在低频情况下，根据上文描述的电磁耦合机理可知,编织网状屏蔽层的转移阻抗值近似等同于相同尺寸的薄壁管状屏蔽层的直流阻抗值。因此当发生根编织金属丝断裂时,屏蔽层破损转移阻抗Z,的计算式可以写为：R。Z,R=CN-xTd(CN-x)acos编织网状屏蔽层转移阻抗随编织覆盖率K的变化非常明显。因此在高频情况下,需要将式(12)中的CN均改写为CN-x,并代人原计算电感分项中。此时屏蔽层破损转移阻抗Z,的计算式可以写为：(19)(11)2基于有限元的破损屏蔽层转移阻抗数值建模与仿真(12)2.1电磁场有限元数值分析法根据上述的电磁耦合理论分析可知，破损屏蔽层的电磁场分布情况非常复杂，直接应用推导出的破损(13)转移阻抗计算公式求解难度较大,讨论影响转移阻抗变化的破损因素也比较困难。在电磁数值分析工具中可以将实际物理模型作为输人，比解析表达式更接近实际情况。通过仿真结果的分析研究可为后续工作提供指导和理论支持，因此研究破损屏蔽层的数值建模(14)与仿真方法具有重要的工程应用价值。从本质上来说，电磁场问题的求解是通过各种边界条件以及在某种介质中的麦克斯韦方程组求解场的分布。有限元法（Finite Element Method,FEM)是一(1+i)d/8(15)(16)(17)Vol.60 No.6Jun.15,20234(18)种适用于求解复杂问题的电磁场数值计算方法，它通过变分原理将需要求解的边界问题转化为对应的变分问题（泛函的极值问题），进而使用剖分插值将这个变分问题离散化为普通多元函数的极值问题，最终得到一组多元的代数方程组，解之可得待求解边界问题的数值解。这种分析方法建模灵活、物理概念清晰、计算工作量小、稳定性好，对具有复杂边界条件或形状的定解问题非常有效。2.2基于ANSYSHFSS的破损屏蔽层建模与仿真文章应用基于有限元算法的三维电磁场仿真软件ANSYS HFSS作为研究破损屏蔽层转移阻抗的求解工具。ANSYS HFSS构造矢量基单元,并且对网格采用了第6 0 卷第6 期2023年6 月15日自适应网格剖分（AdaptiveMeshing）技术12 ，在仿真过程中多次优化网格，相比于其他的商用有限元分析工具网格划分更稳定、边界模拟更准确、求解速度更快、求解精度更高。因此在对破损屏蔽层屏蔽特性的研究中,通过ANSYS HFSS软件可以准确计算破损屏蔽层转移阻抗的数值，并与前文推导出的转移阻抗公式进行对比验证（见图5）。设定线缆参数边界条件设定求解值理论公式对比验证计算结果图5ANSYSHFSS破损屏蔽层建模与仿真流程Fig.5 Flow chart of modeling and simulation ofcracked-shield in ANSYS HFSS如图5所示，下面介绍破损屏蔽层电磁仿真过程：（1)破损屏蔽层几何建模建立屏蔽电缆的三维几何模型如图6 所示，模型的主要构成由外至内依次是屏蔽层、介质层和内导体，并将破损情形体现在模型中。图6（a)所示薄壁管状屏蔽层与实际情况相符,而图6(b)所示的编织网状屏蔽层是简化模型。因为编织金属丝编进编出的结构太过复杂，在进行网格划分和计算时运行量太大，仿真时导致报错率较高，因此保留编织屏蔽层兼具管状导体和菱形小孔的主要特征。球状破损(a)薄壁管状屏蔽层破损模型(b)编织网状屏蔽层破损模型图6 破损屏蔽电缆的几何模型Fig.6Geometric model of cracked-shielded cable（2）A NSYSH FSS仿真设置将两种不同屏蔽层结构的屏蔽电缆三维几何模型导人ANSYSHFSS中，分别设置屏蔽层、介质层和内导体的材料属性。使用有限元理论和方法计算破损屏蔽电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation层的转移阻抗，归根结底是对其物理模型边界条件和激励的设置与讨论。如图7 所示，为了模拟真实的电磁环境，必须引入虚拟的边界条件将无限大空间截断至屏蔽电缆内部，减少计算区域。因此在屏蔽电缆外设置一个真空盒子，盒子表面设置为辐射吸收边界条件（Radiation）；在介质层内表面和屏蔽层外表面施加理想导体边界条件（PerfectE），表示电场垂直于外表面,最终的场解满足在理想导体边界电场的切向向量三维几何建模为零；两个波端口激励分别施加在屏蔽电缆的两个端面上。仿真扫描频率范围设置为10 kHz1M H z,求解设定导入几何模型激励源设定编织金属丝断裂Vol.60 No.6Jun.15,2023模式设置为驱动终端（DrivenTerminal），最大自适应求解次数设定为5次，来保证仿真结果准确的情况下HFSS仿真设置大幅度减少仿真时间。场计算器计算电磁分析结果(a)设置激励图7 ANSYS HFSS仿真设置Fig.7 Simulation setting in ANSYS HFSS(3）后处理数值计算完成步骤（1)和步骤（2)的相关设置后,仿真可得电缆屏蔽层上的电场分布和磁场分布情况。为了更方便地得到屏蔽层的转移阻抗,将仿真值与理论值对比进行有效性验证，可以对仿真的场数据结果进行后处理。首先将屏蔽层转移阻抗定义式(1)利用电场强度和磁场强度重新定义为场的函数3-14 1：dV=1E,dSdzAI=Hdl式(2 0)表示屏蔽层内表面的横向电场强度平均值，其中E,为纵向电场分量；S。为电缆屏蔽层内表面;A。为S.所在区域的面积。式（2 1)表示通过安培环路定律求得流过屏蔽层的感应电流，其中1为沿屏蔽层外表面的闭合曲线,H为磁场矢量沿l的切向分量。将场定义的转移阻抗公式写入ANSYS HFSS的场计算器中,即可得到转移阻抗的数据以及转移阻抗随频率的变化曲线等。31仿真结果分析与讨论文章采用屏蔽电缆UT141和RG58为例进行研究一7 1 一(b)设置边界条件(20)(21)第6 0 卷第6 期2023年6 月15日和讨论，这两种不同屏蔽层结构的电缆相关参数如表1和表2 所示。表1UT141薄壁管状屏蔽层结构参数Tab.1Structural parameters of thin-walledtubular shield of UT141参数符号屏蔽层内径a屏蔽层外径6屏蔽层厚度d屏蔽层材料电导率真空磁导率表2 RG58编织网状屏蔽层结构参数Tab.2Structural parameters of braided shield of RG58参数编织束数目编织束所含编织金属丝数目编织金属丝直径屏蔽层材料电导率真空磁导率屏蔽层外径编织角将表1和表2 中的参数分别带人转移阻抗理论公式和三维几何模型中，根据电磁仿真流程图5得到屏蔽层转移阻抗仿真结果,并将数据绘制在图8 和图9 中。710365+10104图8UT141屏蔽层转移阻抗随频率变化曲线Fig.8 Curve of transfer impedance of UT141cracked-shield varying with frequency图8 中，实线为UT141屏蔽层转移阻抗的理论计算结果,圆形离散点是其几何模型在ANSYS HFSS内的仿真结果。根据图示曲线可知,薄壁管状屏蔽层在低频范围内(f=10 kHz10 0 k H z)的转移阻抗几乎为一定值,由理论分析可知等于其直流电阻值；高频范围内（f=100kHz1 MHz）,转移阻抗随频率的增加而显著减小,这是因为受到趋肤效应的影响,频率越高屏蔽层材料的趋肤一7 2 一电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation深度越小,感应电流对内导体的耦合作用越小。图示的仿真结果与理论计算结果吻合度较高，数值相差在10%以内,证明了转移阻抗理论模型的有效性。0.040.035U/0.03数值（单位）0.0251.79 mm0.021.49 mm0.0150.010.3 mm1045.8 107 S/m4 10-7 H/m符号数值（单位）C16N7d0.122 mm5.8 107 S/m4 10-7 H/mDm2.95 mm26转移阻抗理论值转移阻抗仿真值1010频率/HzVol.60 No.6Jun.15,2023转移阻抗理论值转移阻抗仿真值105频率/Hz图9 RG58屏蔽层转移阻抗随频率变化曲线Fig.9 Curve of transfer impedance of RG58cracked-shield varying with frequency图9 中，实线为RG58屏蔽层转移阻抗的理论计算结果，圆形离散点是其几何模型在ANSYSHFSS内的仿真结果。根据图示曲线可知，编织网状屏蔽层在低频范围内(f=10 kHz100kHz）的转移阻抗变化不明显,与薄壁管状屏蔽层的规律类似;高频范围内（f=100kHz1 MHz)的变化规律与薄壁管状屏蔽层不同,转移阻抗随频率的升高而迅速增加,这是因为菱形小孔导致的电感耦合在总的转移阻抗中占主导地位，频率越高，电感值越大。图示的仿真结果与理论计算结果基本一致,高频段的吻合程度较差于低频段。这是因为频率升高时,编织网状屏蔽层的耦合机理更为复杂,其中的涡流效应、金属丝间的邻近效应等作用逐渐明显。在UT141的薄壁管状屏蔽层上设置球状破损，破损半径区间为(0 0.9)mm。不同频段内的破损转移阻抗值与破损半径的关系如图10、图11所示。6.19103一转移阻抗理论值6.18转移阻抗仿真值6.176.166.156.146.13012346789410破损半径/m图10低频(f=10kHz)UT141屏蔽层破损转移阻抗随半径的变化曲线Fig.10Curve of transfer impedance of UT141cracked-shield varying with radiusat low frequency(f=10 kHz)10第6 0 卷第6 期2023年6 月15日1049.18.98.88.78.68.58.40123456789破损半径m10-4图11高频(f=1 MHz)UT141屏蔽层破损转移阻抗随半径的变化曲线Fig.11 Curve of transfer impedance of UT141 cracked-shieldvarying with radius at high frequency(f=1 MHz)不同频率范围内，破损转移阻抗都随破损半径的增大而增大,并且变化曲线在破损半径小于屏蔽层厚度时增长都比较平缓。比较图10 和图11,高频曲线在破损半径大于厚度时的增速明显大于低频。这是因为高频时大于厚度的破损导致的电感耦合影响显著，使转移阻抗值快速增大。仿真结果与理论公式计算值基本一致,破损半径超过厚度时略大于计算值，可能是由于屏蔽层内感应电流引起的电感耦合。在RG58的编织网状屏蔽层上设置编织金属丝断裂破损,断裂根数区间为（0 14）。不同频段内的破损转移阻抗值与断裂根数的关系如图12、图13所示。0.0175转移阻抗理论值0.017转移阻抗仿真值0.0160.01550.01502468101214断裂根数图12 低频(f=10 kHz)RG58破损转移阻抗随金属丝断裂根数的变化曲线Fig.12 Curve of transfer impedance of RG58 cracked-shieldvaryingwith numbers of cracked-wires at low frequency(f=10 kHz)不同频率范围内，破损转移阻抗都与金属丝断裂根数呈正相关。编织金属丝断裂根数越多,转移阻抗越大。高频曲线的斜率大于低频曲线，这是因为高频时菱形小孔的孔电感占主导地位，金属丝断裂导致直流电阻项和电感项均明显变化。仿真结果与理论曲线基本一致，编织金属丝断裂根数超过7 根时的仿真结果略大，可能是由于破损处厚度明显减少引起的其他耦合效应。电测与仪 表Electrical Measurement&Instrumentation0.048转移阻抗理论值0.046转移阻抗仿真值S0.0440.0420.040.0380.0360.03402468101214断裂根数图13高频(f=1 MHz)RG58 破损转移阻抗随金属丝断裂根数的变化曲线Fig.13 Curve of transfer impedance of RG58 cracked-shieldvarying with numbers of cracked-wires at high frequency(f=1 MHz)4结束语文章针对实际飞机电缆屏蔽层破损致使屏蔽性能减弱的问题,研究了薄壁管状屏蔽层和编织网状屏蔽层发生破损时的屏蔽性能变化。基于电磁耦合理论和屏蔽层结构参数推导了破损屏蔽层转移阻抗的数学模型,将破损屏蔽层的三维几何模型导人ANSYS HFSS的模拟真实电磁环境中进行有限元仿真。破损屏蔽层转移阻抗的仿真结果和理论公式结果基本一致，验证了数学模型的有效性，并且该模型可用于分析不同参数，如屏蔽层结构、频率、破损半径、编织金属丝断裂根数等对破损屏蔽层转移阻抗的影响，进而用于判断不影响屏蔽电缆正常工作的边界值。参考文献1 Raya,Moustafa&Vick,Ralf.Network Model of Shielded Cables forthe Analysis of Conducted Immunity and Emissions.IEEE Transactionson Electromagnetic Compatibility.PP.1-8,2018.2Verpoorte,J.&Schippers,H.&Rotgerink,J.H.G.J.Advancedmodels for the transfer impedance of metal braids in cable harnesses.187-192,2018.3高铭均，陈凯亚，叶志红，等基于时域混合算法的屏蔽电缆耦合分析J安全与电磁兼容，2 0 17，（2）：55-57，7 8.Gao Mingjun,Chen Kaiya,Ye Zhihong,et al.Electromagnetic Cou-pling Analysis of Shielded Cables Based on Time-domain Hybrid Algo-rithmJ.SAFETY&EMC,2017,(2):55-57,78.【4仇亚芳，杜明星，窦汝振，等.屏蔽层对电缆寄生参数的影响分析J.电测与仪表，2 0 15，52(2 0)：47-50，10 1.Qiu Yafang,Du Mingxing,Dou Ruzhen,et al.The influence analysisof shielding layer on cable parasitic parameter J.Electrical Measure-ment&Instrumentation,2015,52(20):47-50,101.【5孙征，石立华，张琦，等.无限冲击响应滤波器在屏蔽电缆耦合分析中的应用J，电波科学学报，2 0 13，2 8（6）：112 2-112 6.Sun Zheng,Shi Lihua,Zhang Qi,et al.Application of IIR filter in thecoupling analysis of the shielded cableJ.Chinese Journal of RadioScience,2013,28(6):1122-1126.(下转第8 0 页)一7 3一Vol.60 No.6Jun.15,2023转移阻抗理论值转移阻抗仿真值第6 0 卷第6 期2023年6 月15日东北电力大学学报（自然科学版），2 0 0 9，2 9（6）：49-53.Ma Xiufan,Zhang Lizi,Lu Siyao,et al.Summary of Economic Evalua-tion Methods for Grid Investment J.Journal of Northeast Dianli Uni-versity(Natural Science Edition),2009,29(6):49-53.12 雷才嘉.基于AHP的中低压配电网基建项目优选模型研究J.机电工程技术，2 0 15，44(12)：43-46.Lei Caijia.Research on Optimization Model of MV and LV Grid Infra-structure Project Based on AHPJ.Mechanical&Electrical Engineer-ing Technology,2015,44(12):43-46.13金翼，陈垒，朱明嘉，等考虑阶梯投资的配电网建设改造策略优选J.电力系统及其自动化学报，2 0 13，2 5（4）：133-139.Jin Yi,Chen Lei,Zhu Mingja,et al.Consrtction and Retrofit StrategyOptimization to Distribution Network by Considering Step InvestmentJ.Proceedings of the CSU-EPSA,2013,25(4):133-139.14张心洁，葛少云，刘洪，等智能配电网综合评估体系与方法J.电网技术，2 0 14，38(1)：40 46.Zhang Xinjie,Ge Shaoyun,Liu Hong,et al.Comprehensive Assess-ment System and Method of Smart Distribution Grid J.Power SystemTechnology,2014,38(1):40-46.15李，陈文娟，马明，等面向电压管理业务的电压合格率指标体系J.电测与仪表，2 0 16，53（19）：55-6 1.Li Ding,Chen Wenjuan,Ma Ming,et al.Voltage management businessoriented index system of voltage qualification rateJ.Electrical Meas-urement&Instrumentation,2016,53(19):55-61.16刘家齐，刘浩军，童力，等低压配电物联网台区拓扑识别技术测试研究J.浙江电力，2 0 2 2，41（12：12-2 0.(上接第7 3页）6王添文，李子森，王欢，等屏蔽电缆屏蔽效能与转移阻抗关系研究J.安全与电磁兼容，2 0 15，（1)：6 0-6 3.7 Vance E F.Coupling to Shielded Cables.Malabar,FL:Krieger,1987.8赵亮，王世山，娄千层，等。基于三阈值概率分布的多导体传输线电磁参数特性J电工技术学报，2 0 18，33（8）：16 6 3-16 7 3.9】G JB7 7 3B-2 0 15，航空航天用含氟聚合物绝缘电线电缆通用规范S.10 Kley,Thomas.Optimized Single-Braided Cable Shields.ElectromagneticCompatibility,IEEE Transactions on.35.1-9,1993.11曾彦珺，王彤，李怡，等。基于有限元法的50 0 kV同塔双回线路电磁环境仿真计算J.电测与仪表，2 0 17，54（17）：18-2 4.Zeng Yanjun,Wang Tong,Li Yi,et al.Simulation calculation of elec-tromagnetic environment of 500 kV double-circuit transmission linebased on finite element methodJ.Electrical Measurement&Instru-mentation,2017,54(17):18-24.12马超，孙耀芹，郝宁，基于HFSS的Hilbert分形天线分导线段设计J.电测与仪表，2 0 17，54（11：116-12 3.Ma chao,Sun Yaoqin,Hao Ning.The Wire Segment Design