一種線纜護套的屏蔽效能測試方法

王西鋒，宋世千

(1.解放軍91404部隊，秦皇島 066001；2.中國船舶重工集團公司第723研究所，揚州 225001)

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一種線纜護套的屏蔽效能測試方法

王西鋒1，宋世千2

(1.解放軍91404部隊，秦皇島 066001；2.中國船舶重工集團公司第723研究所，揚州 225001)

摘要：設計了一種基于串擾理論的線纜護套屏蔽效能的測試方法，根據測試結果分析了屏蔽護套不同接地方式對線纜間感性耦合、容性耦合的影響，試驗結果可為在實際工程中抑制線纜串擾提供依據。

關鍵詞：串擾；屏蔽效能；測試

0引言

現有電子設備中，模塊、子系統及互聯線纜種類繁多，工作電磁環境復雜，運行中會出現大量電磁干擾問題，對設備的正常運行造成潛在威脅。因此,各模塊均須嚴格的電磁兼容(EMC)認證。但實際工程中，一臺獨立進行EMC測試合格的設備通過電纜連接后，工作時仍然會出現電磁干擾的問題，這是由于電纜在一定電磁環境下成為了高效的電磁波接收和輻射天線，同時也是干擾傳導的良好通道[1]。對于未采用專用屏蔽線纜的信號線，為了抑制電纜對電磁波的接收和輻射，最常見的工藝是采用屏蔽護套進行包裹。這一工藝措施的有效性，往往通過對屏蔽護套材料的屏蔽效能測試(如窗口法測試[2-3])進行評估。但上述實驗得到的是材料本身對電磁波屏蔽的性能，并不符合屏蔽護套的實際工作狀態。因此,設計本測試方法旨在分析線纜屏蔽護套在實際工作狀況下的性能。

1耦合機理分析

采用屏蔽護套的目的一般是為了抑制線束、線纜之間的串擾。串擾本質上指相互靠近的導線之間無意的電磁耦合，是一個近場耦合問題。對于本論文研究內容來說，即一條電纜上的時變信號在其周圍產生電磁場(通常是大功率的電力線纜)，該電磁場在另一條電纜上產生感應信號從而對受感電纜(通常是信號線纜)上原本傳遞的信號造成干擾。

以圖1所示的線纜串擾模型為例，其中US為電源電壓；I1為發射回路電流；RL為發射回路負載電阻；RNE、RFE為接收回路近端負載、遠端負載；UNE、UFE為接收回路近端耦合電壓、遠端耦合電壓。

圖1　線纜串擾模型

利用鏡像法[4]可以計算出單位長度的分布參數,自感為：

(1)

(2)

互感：

(3)

互容：

(4)

線-地電容：

(5)

(6)

基于分布參數的概念，文獻[5]提供了無耗介質中的三導體傳輸線(在圖1中，將地平面視作第3個導體)，近端耦合電壓和遠端耦合電壓的解析形式解為：

UNE=U(0)=

(7)

UFE=U(Z)=

(8)

式(7)和式(8)中相關參數定義如下：

(9)

(10)

D=cos2βL-S2ω2τ1τ2[1-

jωScosβL(τ1+τ2)

(11)

其中：

(12)

(13)

ZC1和ZC2分別為2個回路的特性阻抗。

從形式上看出，耦合電壓的精確求解很復雜，實際工程一般不需要通過上述公式計算串擾的理論值。從表達形式可以看出，不論近端或遠端，線纜的終端耦合電壓均分為2項：第1項與線纜互感lm相關，第2項與線纜互容cm相關。這表明實際的串擾是兩線之間互電感和互電容共同作用的結果。將這2種成分分別稱為感性耦合和容性耦合。對于近端耦合電壓，感性耦合和容性耦合是互相疊加的；對于遠端耦合電壓，感性耦合和容性耦合是互相抵消的。ML和MC分別表示式(7)和式(8)中US項前的系數，近端和遠端耦合電壓分別為：

(14)

(15)

為了分析式(14)和式(15)中感性耦合和容性耦合的比例關系，定義耦合成分比例系數K=ML/Mc，由式(7)和(8)，如果RL=ZC1，對近端耦合和遠端耦合分別寫出比例系數K的表達式：

(16)

(17)

從上述結果看出，對于確定的空間位置關系，發射線纜與接收線纜的自感、互感、線-地電容和互容是固定的，因此發射回路和接收回路的特性阻抗也不會發生變化。當RL=ZC1時，感性耦合和容性耦合的比例取決于接收回路的負載：當發射回路RFE和RNE為低阻時，KFE和KFE數值較大，此時感性耦合占主要成分；當發射回路RFE和RNE為高阻時，KFE和KFE數值較小，此時容性耦合占主要成分。

上述推導說明任何實驗布置下測試到的串擾耦合都是感性耦合、容性耦合疊加的結果。由于抑制感性耦合和容性耦合的方法不同，為了衡量一項具體的EMC防護措施抑制感性或容性耦合的效果，需要產生一個以感性耦合或容性耦合為主的串擾模型，從而進行進一步分析。式(16)和(17)的結果提供了通過改變負載阻值調節串擾中感性、容性成分的依據，在研究耦合機理以及分析感性耦合和容性耦合的貢獻時，負載阻值應當根據線纜模型的電參數進行具體計算。

2實驗原理

本實驗采用矢量網絡分析儀向發射回路注入信號，并從接收回路接收。實驗原理圖見圖2。其中Rs為矢量網絡分析儀內阻，R1和R2分別為發射回路與接收回路負載。

圖2　實驗原理圖

測量實驗所采用的發射回路單芯線型號為NH-WL1-5.5單芯線，外徑為5mm，芯線內徑為3.2mm；收回路芯線型號為AVR0.3，外徑為2mm，芯線內徑為0.8mm。屏蔽護套(圖3)采用FFSW-20K。

圖3　屏蔽護套實物

對于實驗裝置的空間尺寸，采用時域反射計(TDR，型號為Tektronix1520B)逐一測量了不同線-地高度和線纜間距情況下，發射回路和接收回路的特性阻抗，見表1。

表1　特性阻抗測試結果

綜合測試數據，發射回路負載RL應盡可能接近特性阻抗，根據現有電阻，選擇發射回路終端負載RL=220Ω。

根據第1節的理論分析，串擾中感性耦合和容性耦合成分的比例可通過負載阻值進行一定程度的調節，但總的耦合電壓的幅值是很難進行精確計算的(參考式(7)和式(8)的解析形式解)。式(16)和式(17)直觀地體現了接收回路負載對串擾成分的影響。兩式中的lm/cm較難通過測試直接取得，但通過其對lm/cm的數量級進行估計從而在一定范圍內對R1和R2進行估計是可行的。

通過理論公式計算，得到lm/cm的數值在60 000～85 000之間。即使考慮到與實際值的誤差，也可以認為lm/cm在數萬至十萬的數量級。當定義的耦合成分比例系數K>10，表明耦合電壓中感性耦合產生的電壓是容性耦合產生的電壓的10倍以上，此時測試的耦合電壓主要是感性耦合；反之當K小于0.1時，測試的耦合電壓主要是容性耦合。對于上述數量級的lm/cm和220Ω的終端負載，根據式(16)和(17)，當接收回路的負載RFE和RNE取25Ω以下時，K<0.1，可得到較純的感性耦合測試結果；取接收回路的負載RFE和RNE為5 000Ω以上時，K>10，可得較純的容性耦合測試結果。

實驗中用20Ω和6 200Ω2種終端電阻值分別代表感性和容性耦合的終端負載，對1m長的發射線纜和接收線纜進行了感性耦合和容性耦合測試。

圖4　感性耦合，接收回路負載20 Ω

圖5　容性耦合，接收回路負載6 200 Ω

根據式(14)和式(15)，近端串擾為感性耦合和容性耦合疊加，遠端串擾為感性耦合和容性耦合互相抵消，因此對于純的感性耦合或容性耦合模型，近端串擾和遠端串擾測試曲線應當完全一致。圖4和圖5中，實測的曲線幾乎重合，表明在20Ω和6 200Ω2種負載條件下，模擬測試模型已是較純的感性或容性耦合。當2種耦合成分接近時，近端、遠端的差異會很明顯。作為對比試驗，在模擬測試中，改變終端負載為RNE=410Ω時，線-地高度30mm，回路間距60mm時，圖6證明了這一現象。

圖6　混合耦合，接收回路負載410 Ω

由于近端串擾是2種耦合成分的疊加，而遠端串擾是2種耦合成分的抵消，圖6中近端串擾較遠端串擾數值更大，在后續的模擬實驗中，只需要對近端串擾進行分析。而遠端串擾的抵消現象也表明，在特定的負載條件下，遠端串擾可以通過不同耦合成分的抵消進行抑制甚至消除。

由于近端串擾是2種耦合成分的疊加，而遠端串擾是2種耦合成分的抵消，因此圖6中近端串擾較遠端串擾數值更大，在后續的模擬實驗中，只需要對近端串擾進行分析。而遠端串擾的抵消現象也表明，在特定的負載條件下，遠端串擾可以通過不同耦合成分的抵消進行抑制甚至消除。

以網絡分析儀接收端口的電壓U2和發射端口向發射回路注入的入射電壓V1+的比值來定義串擾(KCT)，并以分貝值表示：

(18)

網絡分析儀的S參數與KCT的關系滿足：

(19)

為了研究不同接地方式對屏蔽效果的影響，定義屏蔽效能(E)為護套不同接地方式下的串擾KCT與護套未接地(浮地)時的串擾KCT0之差，以分貝值表示：

(20)

3測試數據與分析

圖7和圖8分別是容性耦合和感性耦合的測試結果。

圖7　不同接地方式對容性耦合的影響

圖8　不同接地方式對感性耦合的影響

理論上，護套的接地方式對容性耦合和感性耦合的影響不同：將護套單點接地即可有效消除容性耦合；而感性耦合必須通過雙點接地進行抑制。這是由于，容性耦合通過線纜之間的互容進行耦合，只要外包裹的屏蔽護套有一點接地，回路之間的電場線即從發射回路開始終止于屏蔽層，而不是接收回路，因此消除了耦合電壓；而護套不接地時相當于在雙線電容間插入一層金屬導體，增大了線間電容，導致容性耦合增加，起到了反效果。對于感性耦合，發射線纜上的電流周圍產生的磁場在接收回路的“屏蔽層——地”回路上產生感應電動勢。根據楞次定律，該電動勢產生的電流，流經回路產生的磁通會一定程度上抵消發射線纜產生的磁通，從而減小耦合電壓，而單點接地并不能形成上述的“屏蔽層——地”回路，因此無法消除感性耦合。

測試結果證明了上述結論。容性耦合的測試結果表明，當屏蔽護套單端接地時，由于容性耦合已能得到有效的抑制，因此單點和雙點接地時的耦合電壓曲線在1MHz以下的頻率區間內已接近儀器底噪聲。當頻率升高時，單點接地的屏蔽效能下降，而雙點接地仍能保持20dB以上的屏蔽效能。這是由于有效抑制容性耦合是在屏蔽層與地之間的屏蔽電壓為零的前提下實現的。這一方面要求護套屏蔽層上各處電位差為零，另一方面也要求屏蔽層與地之間無電位差。對于電短傳輸線，將護套任何一端接地即可滿足。隨著信號頻率的增加，必須增加接地點，當頻率進一步升高到100MHz以上時，雙點接地的屏蔽效果也大大下降了。

感性耦合的測試結果證明，屏蔽護套單點接地時，由于無法抑制感性耦合，測試曲線與浮地數據接近；而雙點接地有效地抑制了感性耦合。圖9表示感性耦合中護套雙點接地時的屏蔽效能曲線，從該曲線可以看出，雙點接地屏蔽并不能消除低頻段的共阻抗耦合，這是由于共阻抗耦合通過參考地的電阻進行傳遞，并不通過空間的電磁場進行耦合。4kHz～1MHz內曲線的波動是由于測試數據在上述頻段受到底噪聲的影響，對上述數據按照式(20)的定義計算E時導致了測試曲線的波動。在高頻段，雙點接地的屏蔽效果存在拐點，表明高頻時理論的屏蔽效能存在最大值。該轉折點的頻率受屏蔽護套材料的分布電阻和分布電容影響。

圖9　感性耦合下的屏蔽效能曲線

圖10　不同接地方式對容性耦合的影響(3 m)

圖11　不同接地方式對感性耦合的影響(3 m)

圖10和圖11是3m長線纜的模擬測試曲線。測試結果進一步說明了接地點數對串擾的抑制作用。對于容性耦合，當頻率高于1MHz時，單點接地屏蔽效能下降，而雙點接地屏蔽效果較好，在1MHz處優于單點接地20dB。當頻率高于10MHz時，4個接地點(位置如圖10，各點間隔1m)對串擾抑制效果較雙點接地有一定程度改善：在10MHz以上頻段，串擾受到分布電感和電容的影響，測試曲線呈現震蕩；在30MHz、60MHz左右的2個震蕩峰值點，4點接地時的耦合電壓比雙點接地時的低15dB以上。對30MHz的頻率來說，間隔1m(1/10波長)接地起到了明顯作用，因此在實際布線中，根據信號電纜上傳輸信號的頻率按照1/10波長進行多點接地，可以有效抑制容性耦合對特定頻率的串擾。對于感性耦合，與容性耦合的情況類似：4點接地與雙點接地在10MHz以下并無區別；在30MHz、60MHz左右的震蕩峰值點，4點接地優于雙點接地10dB以上；當頻率高于100MHz時，4點接地和雙點接地的結果趨于一致。

對接地方法的實驗表明，雙點接地的效果優于單點接地，這是由于單點接地僅能抑制串擾中的容性耦合，隨著信號頻率的升高，單點接地對容性耦合的抑制作用約呈20dB/十倍頻程下降；雙點接地對感性耦合和容性耦合都有抑制作用，在高頻段對容性耦合的作用也較單點接地好10dB。從防靜電的角度看，雙點接地消除了近端大地和遠端大地之間的電位差，對保護信號電纜的安全有重要意義。

但實際應用中，雙點接地或多點接地具有一定的局限性。這是由于多個點接地時，各接地點間的電位差和接地點處的搭接阻抗對屏蔽效果有很大影響。當多個接地點之間存在地阻抗時，在低頻段會產生共阻抗耦合。共阻抗耦合大小與地阻抗的大小相關，地阻抗增大一倍，耦合電壓也增大一倍。對于一些低阻抗，共阻抗耦合產生的低頻耦合電壓會很顯著。而模擬實驗也證明了包裹屏蔽護套并不能消除低頻段的共阻抗耦合。電力線纜上的噪聲信號頻譜分布廣，且主要集中在MHz以下頻段，對于上述低頻，雙點接地的屏蔽護套與地構成了一個完整的回路，噪聲往往通過共地或內阻等交聯到信號線上，如信號線上傳輸的也是較低頻率的信號，會受到噪聲的干擾。因此傳輸較低頻率信號線外裹護套以單點接地為主。在kHz頻段，雖然單點接地對容性耦合的效果能保持近20dB的屏蔽效能，較好地抑制實際串擾中的容性耦合成分，但是實際的串擾耦合往往是感性、容性2種成分的疊加。從模擬實驗結果來看，在布線過程中，如條件允許，根據信號電纜上傳輸信號的頻率按照1/10波長進行多點接地的效果最好，如不能保證多點接地時具有較小的接地電阻和地阻抗，數米長的電纜單點接地是更穩妥的方法。

對屏蔽護套的屏蔽效能進行的實驗研究表明，在10MHz以下的頻段，測試結果中的一系列現象均能較好地與理論預測結果吻合。而對更高頻段實驗現象僅能從趨勢上進行說明，更精確的理論計算較困難，這是由于屏蔽護套通過人工包裹在線纜上，不同實驗時其空間位置、分布參數均存在一定的差異，這些差異對高頻段的串擾測試結果都有顯著影響；另一方面，屏蔽護套通過魔術貼實現包裹，因此對高頻電磁波并不能形成完整的屏蔽，從而導致了高頻串擾的復雜現象。

4結束語

本文介紹了一種模擬工作狀態的測量電子設備線纜護套屏蔽效能的方法，試驗布置接近屏蔽護套的實際應用狀態。根據測試結果分析了屏蔽護套不同接地方式對屏蔽效能的影響，對布線工藝和EMC整改具有一定的參考價值。

參考文獻

[1]鄭軍奇，EMC電磁兼容設計與測試案例分析[M].2版.北京:電子工業出版社，2010:80-81.

[2]GB/T12190-2006.電磁屏蔽室屏蔽效能的測量方法[S].北京：中華人民共和國國家質量監督檢驗檢疫總局，2006.

[3]MIL-DTL-83528C.DetailSpecificationGasketingMaterial,Conductive,ShieldingGasket,Electronic,Elastomer,EMI/RFIGeneralSpecificationFor[S].WashingtonDC：USDepartmentofDefense，2001.

[4]HAYTWH，BUCKJA．工程電磁學[M] ．徐安士，周樂柱譯.北京：電子工業出版社．2004:97-99.

[5]PAULCR．電磁兼容導論[M]．聞映紅譯.北京:機械工業出版社,2006.

A Shielding Effectiveness Testing Method for Cable Sheath

WANG Xi-feng1,SONG Shi-qian2

(1.Unit 91404 of PLA,Qinhuangdao 066001,China;2.The 723 Institute of CSIC,Yangzhou 225001,China)

Abstract:This paper designs a shielding effectiveness testing method for cable sheath based on crosstalk theory,analyzes the influence of different grounding modes of shielded sheath on inductive coupling and capacitive coupling between cables according to the test results.The test results can provide the basis for restraining the cable crosstalk in actual engineering.

Key words:crosstalk;shielding effectiveness;testing

DOI:10.16426/j.cnki.jcdzdk.2016.01.025

中圖分類號：TN03

文獻標識碼：A

文章編號：CN32-1413(2016)01-0109-06

收稿日期:2015-11-13