VFTO传感器标定用同轴传输腔体结构设计.pdf

第6 0 卷第7 期2023年7 月15日电测与仪 表Electrical Measurement&InstrumentationVol.60 No.7Jul.15,2023VFTO传感器标定用同轴传输腔体结构设计张榆,谢施君，丁卫东闫佳胤,王涵宇3,张晨萌（1.国网四川电力公司电力科学研究院，成都6 10 0 9 4；2.西安交通大学，西安7 10 0 49；3.国网四川省电力公司经济技术研究院，成都6 10 0 41)摘要：针对特快速暂态过电压（VeryFast TransientOvervoltage，VFT O)对电力设备的安全稳定运行造成严重危害，对VFTO进行准确测量具有重要意义。针对目前应用较为广泛的基于耦合电容法的VFTO传感器,文中设计了2 kV方波标定平台，采用同轴传输腔体结构模拟GIS母线筒，并通过仿真研究了不同腔体结构参数对方波标定平台传输特性的影响，给出了结构优化方案。仿真结果表明，同轴传输腔体主段内导体外半径为44.7 5mm，外导体内半径为10 0 mm时，波阻抗为50 Q；内导体绝缘支撑宜采用三支柱支撑方式，锥形传输线过渡段长度40 0 mm，末端匹配筒为指数型且长度为30 mm时，该方波发生器具有较好的传输性能。结合仿真研究结果搭建了方波标定平台，输出幅值大于2 kV,上升沿小于1ns,满足VFTO传感器标定要求。关键词：方波发生器；VFTO传感器；传输性能D0I:10.19753/j.issn1001-1390.2023.07.027中图分类号：TM933Optimization design of coaxial transmission cavity structure forZhang Yu,Xie Shijun,Ding Weidong,Yan Jiayin,Wang Hanyu,Zhang Chenmeng(1.State Grid Sichuan Electric Power Research Institute Co.,Ltd.,Chengdu 610041,China.2.School of Electrical Engineering,Xian Jiaotong University,Xi an 710049,China.3.Economic Research Institute of State Grid Sichuan Electric Power Company,Chengdu 610041,China)Abstract:VFTO(very fast transient overvoltage)has caused serious damage to the stable and safe operation of power e-quipment.Therefore,it is of great significance for accurate measurement of VFTO.Aiming at the widely used VFTO sen-sor based on coupling capacitance method,the 2 kV square wave calibration platform has been designed in this paperthrough using coaxial transmission cavity structure to simulate GIS busbar.The effects of different cavity structure parame-ters on the transmission characteristics of the square wave calibration platform are explored by simulation research,and thestructure optimization scheme is given.The simulation results show that when the outer diameter of the inner conductor ofthe coaxial transmission cavity is 43.46 mm and the inner diameter of the outer conductor is 100 mm,the wave impedanceof the coaxial transmission cavity is 50 Q2.The inner conductor insulation support shall adopt the tri-post insulator,andthe square wave source has better transmission performance when the length of conical coaxial transmission line is 380mm,and the end matching segment has an exponential shape with the length of 30 mm.Combined with the results of sim-ulation research,the square wave calibration platform is built.The output amplitude is greater than 2 kV and the rise timeis less than 1 ns,which meets the calibration requirements of VFTO sensor.Keywords:square wave source,VFTO sensor,transmission performance0引言特快速暂态过电压（Very Fast Transient Overvolt-age,VFTO)会对电力系统中的一次及二次设备造成损害（绝缘子闪络、密度继电器损坏），对电力系统的危害基金项目：国网四川省电力公司科技项目（52 19 9 7 17 0 0 2 B）文献标识码：BVFTO sensor calibration文章编号：10 0 1-139 0(2 0 2 3)0 7-0 18 3-10极大。因此,对VFTO进行准确的测量对于保障电力系统的安全稳定运行具有重要意义1。目前,VFTO传感器标定方法尚无明确标准，大多数学者采用方波法对VFTO传感器进行标定12-14。同轴传输结构具有介质损耗小、频带宽和抗干扰能力强等优点13-14，是方波标定平台中的重要组成部分，其传输特性决定了一18 3 一第6 0 卷第7 期2023年7 月15日方波标定平台的输出性能，目前尚无针对方波标定平台同轴传输结构的系统研究文献15以SU-8方形柱作为支撑衬底,设计了波阻抗为50 Q、中心频率为38 GHz的微型矩形同轴线。由于其结构尺寸小，无法应用于方波标定平台中。文献16 发明了一种开域型横电磁波TEM传输两端连接同轴电缆时的阻抗匹配结构，可以保证其特征阻抗为50 Q,同时可将最大驻波比降低到1.46。但这种结构没有用于安装VFTO传感器的窗口，窗口的引人及尺寸的改变会对其高频传输特性造成影响，从而影响方波标定平台的输出特性。文献17 利用数值保角变换,研究了内圆外矩同轴传输线内TEM波的场结构。但是由于内外导体形状不一致，用于方波标定平台中波阻抗匹配较难实现，容易造成波在传输过程中的折反射，从而影响标定平台输出性能。为了使得方波标定平台中同轴传输腔体具有良好的传输特性，需要对同轴传输腔体结构进行良好的设计保证波阻抗的连续性。在实际使用过程中，影响同轴传输腔体波阻抗的因素较多，但由于目前对同轴传输腔体进行理论数值分析比较困难，只能通过仿真研究各个因素的影响。本文通过有限元电磁仿真软件，较为系统地研究了窗口、内导体绝缘支撑、过渡段及末端匹配等因素对于传输腔体波阻抗的影响规律,对于改善VFTO传感器标定系统输出波形，减小标定装置高频响应特性的不确定度具有重要意义。1同轴传输腔体结构设计及分析VFTO传感器标定用方波发生器结构中最重要的部分为同轴传输腔体，主要包括内导体，外导体，绝缘支撑部分，用于安装VFTO传感器的窗口，过渡段以及末端匹配（兼作标准测量系统），主要用于模拟VFTO传感器实际使用情况。为了保证同轴传输腔体良好的传输特性，需满足以下几个原则：(1)在波的传播过程中,所传输信号最大频率范围内只传输TEM波，这就要求内外导体满足：C式中，fmax为传输信号的最大频率分量；c为对应介质中的电磁波传播速度；r为同轴传输腔体外导体内半径，r2为同轴传输腔体内导体外半径。（2)在波的传播过程中，为了减小波在同轴传输腔体传输过程中的折反射，应保持同轴传输腔体的特征阻抗与作为脉冲形成线的信号电缆一致，为50，内外导体尺寸应该满足：1Z。=2 元1n=5022一 18 4一电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation式中为介质磁导率；8 为介质相对介电常数；11为同轴传输腔体外导体内半径，r2为同轴传输腔体内导体外半径。在进行同轴传输腔体设计时，用于安装VFTO传感器的窗口位置及大小、内导体绝缘支撑的方式、位置及材料、过渡段的长度、末端匹配结构及安装时内导体偏移均会对同轴传输腔体的传输性能产生影响。因此,本文利用建模仿真分析的方法,对各因素的影响展开系统研究。2仿真建模研究及结果文中选用有限元电磁仿真软件（CST）对各影响因素进行仿真研究，建模结构如图1所示。文中设计的同轴腔体结构,与原有结构相比,将测量系统位置由垂直于同轴传输腔体改为同轴传输腔体末端，兼作末端匹配使用，减少同轴传输腔体的结构复杂性，有助于改善传输过程中波形畸变的情况。窗口内导体外导体维绝缘支撑过渡段末端匹配同轴腔体主段图1同轴传输腔体建模结构示意图Fig.1 Schematic diagram of coaxial transmission cavity在仿真过程中,采用时域反射（Time Domain Re-flect,TDR）特征阻抗以及驻波比（voltage standing waveratio)来表征同轴传输腔体的传输性能17,TDR特征阻抗可以直观表征同轴传输腔体轴向特征阻抗的连续性,驻波比则表征其波形折反射的严重程度。TDR特征阻抗是根据特定算法，通过接收到的反射信号反推得到的模型各处的特征阻抗值，为一个随时间变化的值18 2 1。驻波比(VSWR)是指驻波波腹电压与波谷电压幅度之比,和反射系数的关系如下：IV=1+IF长=VSWR:(3)(1)式中为反射系数,其数值在0 到1之间,因此VSWR的值大于或等于1。故当VSWR=1时,阻抗完全匹配,无折反射发生。因此驻波比越小，代表其传输特性越优。2.1绝缘支撑对传输特性的影响在同轴传输腔体结构中,内外导体之间需要有绝缘材料作为机械支撑。绝缘支撑材料有尼龙、聚四氟乙烯等,其相对介电常数一般大于空气,由式(2)可知，绝缘支撑截面的特征阻抗小于无支撑处，因此有必要(2)对绝缘支撑的方式和位置进行研究和优化。Vol.60 No.7Jul.15,2023第6 0 卷第7 期2023年7 月15日2.1.1不同支撑方式的影响为了减小绝缘支撑对同轴传输腔体传输性能的影响，文中提出了四种绝缘支撑方案。方案一为绝缘圆环支撑，不改变传输腔体内外导体尺寸；方案二采用类似三支柱绝缘子结构，减少绝缘材料在截面的比例，不改变传输腔体内外导体尺寸；方案三采用绝缘圆环支撑,减小支撑处内导体尺寸，使其截面波阻抗维持在50Q；方案四支撑方式同样采用绝缘圆环支撑，增加支撑处外壳直径，使其截面波阻抗维持在50 Q。四种绝缘支撑方案的示意图如图2 所示。(a)方案一王王(c）方案三(d）方案四图2 同轴传输腔体内导体支撑方案Fig.2 Supporting scheme of conductor in coaxialtransmission cavity在仿真软件中建立长度为10 0 0 mm，内导体半径44mm,外导体内半径10 0 mm的同轴传输腔体模型，导体材料设置为理想电导体（PEC,PerfectElectricConduc-tor），介质填充为真空，绝缘支撑材料为尼龙PA1010。在距离端部2 0 0 mm位置处设置不同支撑方式，轴向厚度均为2 0 mm的绝缘支撑。仿真结果如图3所示。52504846440(a)不同支撑方式对应的TDR特征阻抗1601401201008060402000（b）不同支撑方式对应的驻波比电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation3.02.52.01.51.00（c）不同支撑方式对应的驻波比（局部放大）图3不同支撑方式下仿真结果Fig.3 Simulation results under different supporting modes仿真结果表明,方案一对同轴传输腔体的传输性能影响最为严重,方案三与方案四对特征阻抗具有一定的补偿效果,但仍旧存在波的折反射现象。相比之下,方(b)方案二无支撑一方案一一方案二一方案三一方案四510时间/ns一无支撑方案一方案二-方案三方案四0.51频率(CHz)Vol.60 No.7Jul.15,2023文案案案案1.110.51频率(CHz)案二（使用三支柱绝缘子支撑方式)具有更好的效果。此外，由特征阻抗的计算公式可知,绝缘支撑材料的相对介电常数越大，绝缘支撑部分对特征阻抗的影响越大。因此,在满足机械强度要求的情况下,选用相对介电常数较小的绝缘支撑材料有利于减小绝缘支撑部分对同轴传输腔体传输性能的影响。2.1.2支撑位置的影响同样地,绝缘支撑的位置也会对同轴传输腔体的传输性能产生影响。建模时内导体支撑方式采用三支柱支撑方式，绝缘支撑到端部的距离分别设置为10 0 mm、200mm300mm和40 0 mm，仿真结果如图4所示。5049.54948.54847.50(a)不同支撑位置对应的TDR特征阻抗151.61.41.20(b）不同支撑位置对应的驻波比图4不同绝缘支撑位置的仿真结果1.521.5-100mm-200mm.300mm.-400mm510时间(ns)100mm-200mm:300mm-:400mm0.51频率(CHz)Fig.4 Simulation results of different insulationsupporting positions2151.52一18 5-第6 0 卷第7 期2023年7 月15日当仿真激励为上升时间0.6 ns的阶跃波时，仿真结果如图5所示。仿真结果表明，绝缘支撑结构的存在导致波形前端发生振荡，并且两绝缘支撑相距越近，响应波形中振荡离波头越近。由于进行方波响应实验的时候，这种振荡会影响上升时间参数的读取,因此在设置绝缘支撑的时候,两个绝缘支撑的位置需保持足够的距离。1.0005200mm300mm1.0000.400mm0.99950.99900图5不同绝缘支撑位置的响应波形Fig.5Response waveform of different insulationsupporting positions2.2窗口对传输特性的影响同轴传输腔体上留有窗口用于安装待标定的VF-TO传感器。窗口的存在会导致同轴传输腔体的波阻抗在此处发生突变，从而造成波形传输过程中的折反射。但合理的设置窗口尺寸及位置可以尽可能的减小窗口对同轴传输腔体的传输特性的影响。在仿真软件中，同轴传输腔体尺寸设置为外导体内半径10 0 mm，内导体外半径44mm，长10 0 0 mm。同样的，在此模型中，导体材料设置为理想电导体（PEC,Pe r f e c t El e c t r i c Co n d u c t o r），介质填充为真空，以近理想情况对窗口尺寸和位置的影响进行研究，仿真模型如图6 所示。图6 仿真软件中模型Fig.6Model in simulation software图7 和图8 分别为不同窗口尺寸及不同窗口位置的仿真结果，图7 中窗口位置设置在传输腔体正中位置，图8 中窗口尺寸直径设置为40 mm。由图7 仿真结果可知,窗口位置对应的TDR特征阻抗相较于其它部分偏大；窗口尺寸增大加剧了TDR特征阻抗的不连续程度,且VSWR值在0 2 GHz范围内也呈增大的趋势，即随着窗口尺寸的增大，同轴传输腔体的传输性能也随之变差。由图8 的仿真结果可知，窗口位置的改-186一电测与仪 表Electrical Measurement&Instrumentation变对特征阻抗的影响不大,并且VSWR值在0 2 GHz范围内均小于1.15。51.551.050.550.0100mm49.549.00(a)不同窗口尺寸对应的TDR特征阻抗2.0510时间(ns)Vol.60 No.7Jul.15,202340mm?60mm80mm510时间(ns)151.51.00（b）不同窗口尺寸对应的驻波比图7不同窗口尺寸的仿真结果Fig.7Simulation results of different window sizes50.049.849.649.449.249.00(a)不同窗口位置对应的TDR特征阻抗1.151.101.050（b）不同窗口位置对应的驻波比图8 不同窗口位置的仿真结果Fig.8SSimulation results of different window positions1540mm.60mm80mm0.51频率(GHz)100mm-300mm:500mm.700mm900mm510时间(ns)100mm300mm500mm700mm900mm0.51频率(CHz)1.51.52152第6 0 卷第7 期2023年7 月15日2.3过渡段对传输性能的影响过渡段用以连接尺寸较小的其它同轴结构部件，即气体开关以及末端测量系统。图9 为同轴腔体的过渡段示意图，常用的过渡段结构有锥型和指数型过渡，但考虑到加工工艺的难度,文中只讨论锥型过渡段。为了降低同轴传输腔体折反射现象的影响,同轴传输腔体内外导体和末端测量系统结构的内外半径尺寸分别为10 0/44mm和2 5/11mm。本节主要研究过渡段长度对同轴传输腔体传输性能的影响。图9 同轴腔体的过渡段示意图Fig.9 Schematic diagram of coaxial cavity transition仿真模型中同轴传输腔体主段长度10 0 0 mm，两端的匹配筒长度为10 0 mm，图10 为不同过渡段长度对应的TDR特征阻抗和VSWR。50(4948474645440(a）不同过渡段长度(50 0 mm)对应的TDR特征阻抗108MSA6420(b）不同过渡段长度(6 0 0 mm)对应的TDR特征阻抗电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation1.151.10MSA1.051.000.0(d）不同过渡段长度(6 0 0 mm)对应的驻波比图10 不同过渡段长度的仿真结果Fig.10 Simulation results of different lengths of transition结果表明过渡段长度增加,TDR特征阻抗的不连续区域变宽,但变化的幅度减小，这与过渡段长度物理尺寸的增加相对应。过渡段从10 0 mm增加到50 0 mm时，特征阻抗的连续程度有比较明显的改善，当过渡段长度继续增加,TDR特征阻抗基本维持在49 到49.5，400mm到10 0 0 mm过渡段长度对应的VSWR值维持在1.15之下。因此,过渡端两端径向尺寸为10 0 mm/44mm和2 5mm/11mm时,综合考虑建造成本和传输性能,过渡段长度在40 0 6 0 0 mm范围内较为合适。400mm2.4末端测量系统结构设计300mm-200mm100mm5时间/ns200mm.:300mm400mm.-500mm0.51频率(GHz)900mm800mm1000 mm600 mm700mm510时间/nsVol.60 No.7Jul.15,2023600 mm-:700 mm.:800mm:900mm1000mm0.51.0频率(GHz)在同轴腔体结构的末端需要设置与同轴腔体特征500mm阻抗相匹配的负载来阻止折反射的发生，因此末端测量系统结构包括用于末端匹配的50 电阻负载以及末端结构外筒。1015100 mm1.5215201.52.4.1末端结构筒的形状选择常见的，易于实现的匹配筒形状为直线筒和锥型筒,此外,文中还提出了一种指数函数筒，并通过电路仿真证明这种指数函数筒的匹配性能优于锥型筒和直线筒。图11给出了几种常见匹配筒的示意图。传输线外导体内导体末端匹配外壳工(a）直线筒(b）锥形筒（c）指数筒图11末端匹配筒典型形状Fig.11 Typical shapes of terminal match2.0匹配电阻一18 7-第6 0 卷第7 期2023年7 月15日图11(c)中的指数型匹配筒采用渐变匹配的思路,如图12 所示，渐变匹配的思路描述为，匹配筒区域任意截面的特征阻抗与该截面到电阻末端部分的电阻值一致。传输腔体末端传输腔体末端匹配电阻Dd图12 渐变匹配示意图Fig.12 Schematic diagram of gradient match同轴传输腔体副段内导体外径和外导体内径分别为d,D。为了保证特征阻抗连续,d=22 mm,D=50mm。b(x)为距离匹配电阻末端x处对应的外导体内径,匹配电阻直径为，长度为l,根据渐变匹配的思路，指数筒参数应该满足下式：1(b(x)RT=2元V8为满足匹配要求,匹配电阻值R满足式：R=1EIn(2元V8由式(4)和式(5)可得，指数型匹配筒形状满足式：一b(x)=d为了比较不同形状末端匹配筒的匹配性能，采取将末端匹配筒分段，提取电路杂散参数的方式进行仿真，分割示意图如图13所示。传输简末端匹配电阻50mm22mma匹配电阻直径图13末端匹配筒分割示意图Fig.13 Schematic diagram of terminal matchingcylinder division由于锥形筒和指数筒的渐变结构不利于杂散参数的计算,故将结构简化为阶梯型。将末端匹配筒分为N段,b,为第i段对应的匹配筒内径。-188一电测与仪 表Electrical Measurement&Instrumentation当匹配筒为直线型时，b;=D当匹配筒为锥形时，(D-d.D-dN2.N当匹配筒为指数型时，b2，匹配电阻直径b(g)-！11aVol.60 No.7Jul.15,2023(7)6=()()(8)分割完成后,分别计算各段的等效电容,等效电阻和等效电感,组成如图14所示的电路拓扑,并监测末端匹配-电阻首端的电压情况。由同轴传输线计算公式可得末端匹配筒的等效电容、电阻和电感值,计算公式如下。ZR,=NIn6;2元a2T8C1na脉冲传输线L(4)R2L25000000R方波脉冲?Ci(5)图14末端匹配筒仿真电路拓扑Fig.14SSimulation circuit topology of terminal cylinder(6)仿真激励波形为幅值1kV，上升时间1ns的阶跃波,其经特征阻抗为50 Q的脉冲传输线到达末端匹配筒,图15为三种不同形状的末端匹配筒对应的末端匹配电阻上的电压信号，可以看出，指数型末端匹配筒对应的波头过冲最小，匹配效果最好。指数型相对于直线型和锥型而言，在相同截面减小了外筒的内径,内径的减小相当于增加了该处的对地电容，减小了该处的杂散电感。图15所示的仿真结果并不能说明式(6)对应的外筒形状为最佳形状。对此，本节引人另外两条曲线：1500100050000（a）不同形状匹配筒的末端匹配电阻上的电压(9)R10LIO000C2-Cg一直线型-曲线1锥型50100时间/nsCio150200第6 0 卷第7 期2023年7 月15日106010401020100030.5（b）不同指数函数筒对应的匹配电阻上的电压（局部放大）图15不同形状末端匹配筒对应的匹配电阻上的电压Fig.15 Voltage of terminal matching resistancecorresponding to cylinder of different shapes曲线1：b()=d()曲线2：b2(x)=d由于l,曲线1的对应的外筒内径小于式(6)中的曲线，曲线2 对应的外筒内径则大于式(6)的曲线。图16 为式(6)对应的指数曲线与曲线1,曲线2 的仿真结果比较。1500100050000(a)不同指数函数筒对应的匹配电阻上的电压1020101510101005田审100099599098598030.531.0 31.5 32.032.533.0时间/ns（b）不同指数函数筒对应的匹配电阻上的电压（局部放大）图16不同指数函数筒对应的末端匹配电阻上的电压Fig.16 Voltage of terminal matching resistancecorresponding to different exponential functions电测与仪 表Electrical Measurement&Instrumentation根据图16 的仿真结果，对于指数型匹配筒，当外筒内径进一步减小时（曲线1），电压波形的波头会出曲线2现凹坑，曲线2 的仿真结果与锥型线类似,即外筒内径较原指数型偏大，波头的过冲幅值较高。三条曲线中，指数型式(6)对应的曲线具有最优的方波响应结果。从仿真曲线1结果上印证了渐变匹配思路的正确性。2.4.2末端匹配筒长度选择31.031.5时间/ns（）曲线1曲线250100时间/ns“曲线2指数型*曲线1Vol.60 No.7Jul.15,202332.032.5指数型150200除末端匹配筒的形状之外，匹配筒的长度也对末端匹配的好坏具有一定的影响。图17 为不同长度的锥型筒和指数型筒对应的响应波形。仿真结果显示，较短的末端匹配筒对应的响应波形过冲幅值更小，但考虑到电阻热容量的因素，末端匹配筒的长度不能小于30 mm。10301025(10)1020101510101005(11)100099599030.531.031.5 32.032.533.0时间/ns(a)不同长度锥形筒的响应波形101510101005100099530.531.031.5 32.0 32.533.0时间/ns（b）不同长度指数筒的响应波形图17 不同长度匹配筒的响应波形Fig.17 Response waveform corresponding to differentlengths of matching cylinder2.5内导体偏移对传输特性的影响2.5.1内导体径向偏移在装配过程中，绝缘支撑的不理想状态可能导致内导体偏离同轴腔体的中心，如图18 所示，这将影响同轴传输腔体的特征阻抗，进而影响同轴传输腔体的传输性能。内导体偏心的同轴传输腔体的特征阻抗可根据保角变换法转化为同轴结构来求得解析解，此外，本文还通过三维电磁仿真软件进行建模仿真计算，并与解析解的结果进行比对。图19 为内导体偏心距离为0 4一18 9 一30mm50mm.70mm70mm:50mm30mm.2mm第6 0 卷第7 期2023年7 月15日mm时,两种方法计算出的特征阻抗变化情况。此时内外导体半径尺寸为44mm和10 0 mm一外导体内导体图18 内导体偏心示意图Fig.18 Schematic diagram of inner conductor eccentricity49.449.249.149.0-1图19，不同内导体偏心距离对应的特征阻抗值Fig.19Characteristic impedance values corresponding todifferent inner conductor eccentricity distances两种方法得到的特征阻抗值具有微小的差异，但变化规律表现一致,即随着内导体偏心距离的增加，同轴传输腔体截面的特征阻抗逐渐降低。但这种下降趋势非常缓慢,在内导体偏心距离多达4 mm时,特征阻抗仅有0.2 Q的变化，不足1%。由此可见，同轴传输腔体的内导体偏心并不会对腔体截面的特征阻抗造成过多的影响,在实际装配中需要一定的手段来保证内外导体的同心度,但允许一定的误差。2.5.2内导体轴向偏移由于实际的加工误差，或是装配误差，同轴传输腔体的内导体可能会发生一定程度的轴向偏移，这种偏移会给同轴传输腔体的传输特性带来一定的影响，在此节中将以 TDR特征阻抗的变化来表征这一影响。内导体轴向偏移的示意图如图2 0 所示。同轴传输腔体的内导体相对于外导体而言，整体向右偏移,这将使左右两端的过渡段结构形成一个非对称结构。左侧过渡段内导体远离对应的外导体，右侧的过渡段接近对应的外导体。内导体不同轴向偏移距离对应的TDR特征阻抗如图2 1所示，为从仿真结果来看,左侧的偏移略微地增加了过渡段附近的特征阻抗，而右侧的偏移会减小一19 0 一电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation过渡段附近的特征阻抗。在无位移,即内导体不发生轴向偏移时,过渡段对应的TDR特征阻抗仍然会出现不连续的情况,其表现为短暂的升高后,降低至一个较内导体径向偏移距离低的值,并维持一段时间。与上文中对阶梯电容补偿的原理一致，当内导体轴向向中心发生较小的偏移时，会改善由过渡段存在引起的特征阻抗不连续情况，当偏移距离继续增大，会出现过补偿现象；当内导体轴向向外偏移时，由于过渡段存在引起的特征阻抗不连续程度会加剧。内导体轴向偏移距离外导体内导体解析解CST仿真012345偏心距离(mm)Vol.60 No.7Jul.15,2023图2 0 内导体轴向偏移示意图Fig.20Schematic diagram of axial deviation ofinner conductor50.0(49.549.0无位移48.548.00图2 1内导体不同轴向偏移距离对应的TDR特征阻抗Fig.21 TDR characteristic impedance corresponding todifferent coaxial offset distance of inner conductor3实际性能测试根据以上仿真结果，研制了内外导体长度为40 0mm、外导体内半径为10 3mm、内导体外半径为44.7 5mm,过渡段长40 0 mm，末端匹配外导体内半径为2 5mm,内导体外半径为11 mm,内导体支撑方式采用三支柱支撑结构的同轴传输腔体,并基于此搭建了VFTO传感器标定平台。结构示意图与实物图分别如图2 2和图2 3 所示。绝缘支撑7 5手窗外导体内导体电阻分压器44.75mm过渡段主段过渡段400mm400mm图2 2标定平台结构示意图Fig.22 Schematic diagram of calibration platformImmi1.5mm.0.5mm10时间/ns400mm20第6 0 卷第7 期2023年7 月15日图2 3标定平台实物图Fig.23 Picture of calibration platformVFTO标定平台搭建完成后,对其输出特性进行了探究,输出波形如图2 4所示。由实验结果可知，该方波标定平台输出幅值大于2 kV，波形10%9 0%上升时间小于1ns,根据上述仿真研究结果所研制的同轴传输腔体具有良好的传输特性，满足VFTO传感器标定条件。2.82.42.01.60.40.0-0.4-100102030 405060时间/ns(a）林标定平台输出波形2.802.42.01.60.40.00.41012345678910时间/ns（b）标定平台输出波形（前沿）图2 4VFTO传感器标定平台输出波形Fig.24Output waveform of the VFTO sensorcalibration platform4结束语文章通过系统的仿真研究发现：（1）由于绝缘支撑结构材料相对介电常数过大，导致了支撑部分波阻抗产生变化，确定了支撑方式采用三支柱支撑方案且支撑位置靠近同轴传输腔体端部时，对同轴传输特性的影响最小；（2)安装VFTO传感器的窗口处改变同轴传输腔体的结构，导致了波阻抗发生变化，仿真结果表电测与仪表Electrical Measurement&Instrumentation明，窗口尺寸及位置对同轴传输腔体传输特性影响较小；（3)同轴腔体的传输特性随着过渡段长度的增加而逐渐优化，当过渡段长度到40 0 mm时,趋势趋于饱和；(4)实际安装过程中,内导体偏移对同轴传输特性的影响较小。文章综合上述仿真优化结果，设计了标定装置最终输出参数,即内外导体长度为40 0 mm、外导体内半径为10 3mm、内导体外半径为44.7 5mm,过渡段长400mm,末端外导体内径为50.6 mm，内导体外径为2 2mm,内导体支撑方式采用三支柱支撑结构，根据该参数研制的方波标定平台上升沿可达亚纳秒量级，能够满足传感器高频响应特性标定要求。参考文献1谭向宇，赵现平，王科，等三相同壳GIS母线相电压测量解耦方法研究J.高压电器，2 0 2 1，57（11）：51-59.Tan Xiangyu,Zhao Xianping,Wang Ke,et al.Study on DecouplingMethod for Phase Voltage Measurement of Three Phase Enclosed GISBusbarJ.High Voltage Apparatus,2021,57(11):51-59.2 李振华，廖星锐，童悦，等.基于动态重燃弧模型的VFTO与VFTC仿真及特性分析J.电力系统保护与控制，2 0 2 3，51（3）：7 9-8 8.Li Zhenhua,Liao Xingrui,Tong Yue,et al.Simulation and character-istic analysis of VFTO and VFTC based on a dynamic reignition arcmodel J.Power System Protection and Control,2023,51(3):79-88.3苏春强，丁登伟，李强，等.GIS隔离开关方式1试验中断口对地击穿时光电暂态过程监测与分析J.高压电器，2 0 2 2，58（5)：56-62.Su Chunqiang,Ding Dengwei,Li Qiang,et al.Monitoring and Analysisof Optical and Electric Transient Process Induced by Breakdown-to-ground During Type Test Duty 1 of GIS Disconnector J.High VoltageApparatus,2022,58(5):56-62.【4郝莎，徐建源，林莘，等基于隔离开关结构和操作特性的电弧放电模型研究与应用J.高压电器，2 0 2 2，58（4）：131-136.Hao Sha,Xu Jianyuan,Lin Shen,et al.Research and Application ofArc Discharge Model Based on the Structure and Operation Characteris-tics of DisconnectorJ.High Voltage Apparatus,2022,58(4):131-136.5张普，莫付江，刘欣桐，等GIS中隔离开关多次重燃弧模型计算与分析J高压电器，2 0 2 3，59（1)：