柱上开关开断对二次智能设备的电磁干扰研究

黎 鹏 黄道春 阮江军 朱晨光 牛小波 普子恒

柱上开关开断对二次智能设备的电磁干扰研究

黎 鹏1黄道春1阮江军1朱晨光2牛小波1普子恒1

（1. 武汉大学电气工程学院 武汉 430072 2. 平高集团有限公司 平顶山 467001）

随着智能电网的建设和发展，对智能化一次设备提出了更高的要求，二次控制与保护装置的安全可靠运行是实现一次设备智能化的重要保障。柱上开关是配电系统中作为保护与控制的关键设备，其在开断燃弧过程产生的高频信号是二次智能装置中最严重的电磁干扰来源之一，它可能会造成二次装置出现故障，所以研究柱上开关开断对二次智能设备的电磁干扰问题具有重要意义。本文利用合成试验回路对 10kV柱上开关进行合成开断试验，采集了电流互感器输出电流信号，FTU控制器输入及输出电流信号，并对采集的波形数据进行时频特性分析，得到了开关分断时对二次侧信号干扰的频带及能量分布情况，结果表明：柱上开关开断对电流互感器二次侧、FTU控制器均产生了瞬态电磁干扰；柱上开关开断燃弧过程引起的干扰主要分布在频带 7.81～15.62MHz；电弧过零引起的干扰主要分布在31.25～62.5MHz；瞬态恢复电压引起的瞬态干扰主要分布在31.25～125MHz。

柱上开关 FTU控制器 电磁干扰 合成试验 小波分析 频带分布

1 引言

智能电网（Smart Grid）以其独特的优势得到快速发展[1-2]，智能化设备是智能电网发展的基础，随着智能化一次设备与二次设备的一体化与集成化，其对瞬态干扰的敏感性、脆弱性日益增强，高压电力设备与其智能控制和保护设备的电磁兼容问题日益突出。高压开关是电力系统控制与保护的主要设备之一，其开断过程产生的瞬态电磁干扰严重影响二次智能设备的正常稳定运行，成为电磁兼容领域不可忽视的重要问题之一。

高压开关操作时，触头间会产生一系列电弧，电弧的燃烧、重燃将会在断开的母线上产生瞬态电磁场，向周围空间辐射能量，同时，母线上的瞬态过程还可以通过连接到母线上的设备（如电流互感器CT）传导耦合到二次回路，从而引起二次智能设备误动、拒动[3-4]。柱上开关（见图 1）作为配电线路保护的关键设备，由FTU（Feeder Terminal Unit）控制器（见图 2）对其进行远程操控，由于两者由电缆相连，断路器操作引起的瞬态干扰可能通过空间辐射或 CT经连接电缆耦合至控制器，同时控制器内部设备之间还存在相互串扰，可能会引起FTU控制器出现故障，影响开关的正常工作，所以研究二次控制、保护装置在柱上开关开断时的电磁干扰问题具有重要的理论和实际工程意义。

图1 柱上开关Fig.1 Diagram of pole-mounted switch

图2 FTU控制器Fig.2 FTU controller

国外对开关（隔离开关、断路器）操作产生的电磁干扰问题进行了大量研究，文献[5-10]对高压AIS、GIS变电站中开关操作产生的瞬态电场及磁场进行了测量和分析，测量发现，AIS、GIS中隔离开关和断路器操作产生的瞬态电磁脉冲上升沿可达到ns级，空间最大电场强度超过 10kV/m，最大磁场强度超过 200A/m，开关操作的主导频率在 0.5～120MHz，其中断路器操作与隔离开关相比，瞬态幅值小，主导频率高。文献[11-12]对 20kV开关柜断路器重燃时在 CT二次侧引起的高频电流进行了测量分析，得到由重燃引起的高频电流频率为 1～3MHz；文献[13]对断路器多次重击穿引起的电磁干扰信号进行了测量，并对最后一次重燃和倒数第二次重燃进行了分析，分析表明干扰电流的频带范围达到200MHz，辐射电场的频带范围达到750MHz。

国内的研究主要以变电站的电磁干扰研究为主[14-16]，文献[14]对变电站开关操作引起的瞬态电磁场特征进行了分析，并提出了抗干扰措施；文献[15]中测得 500kV变电站隔离开关操作时空间的最大场强约为 19kV/m，断路器操作时最大场强约为15kV/m。目前研究均是针对开关操作时电弧重燃产生的瞬态电场及磁场测量方面，而对单次燃弧产生的干扰情况研究较少，且电场和磁场不能真实反映二次控制回路的实际干扰情况，所以有必要对柱上开关开断引起的二次回路电流信号的干扰情况进行试验研究。

本文利用合成试验回路模拟 10kV柱上开关的开断过程，研究其对二次回路的电磁干扰问题；利用分流器采集了 CT二次侧输出电流、FTU控制器的输入及输出电流信号；对采集的信号进行频谱分析，得到了干扰信号的频带及能量分布，并提出了电磁干扰抑制措施，研究可为柱上开关控制器的抗电磁干扰改进提供参考。

2 试验设备与方法

2.1 试验布置

柱上开关的合成开断试验布置如图3所示，主要包括电流源及电压源，其中CCB为合闸断路器；ACB为辅助断路器；Rog为 Rogowski线圈，测量主回路开断电流；R0为调频电阻；C0为调频电容（R0、C0共同调节瞬态恢复电压 TRV的幅值和频率）；RVDT为电阻分压器；RCVDT为阻容分压器。

图3 试验布置图Fig.3 Schematic diagram of experimental setup

A、B两端接柱上开关，由于回路只能进行单相开断试验，且柱上开关三相为对称结构，差异较小，对测量结果影响不大，所以试验过程中将柱上开关的C相接入主回路中，图 4为柱上开关与FTU控制器的连接简图，利用分流器（采集点1～3）对CT二次侧输出电流、控制器的输入、输出电流进行采集。

分流器为无感电阻，采用 RLC测量仪对分流器的实际参数进行了测量，阻值约为 0.02Ω，电感量为nH级，将参数相近的分流器串入图 4所示采集点，由于阻值较小不会影响 CT的正常工作，利用带宽500 MHz的P6139B电压探头采集分流器电压信号；试验过程中为了减弱射频干扰信号和杂散寄生信号对测量回路的影响，提高测量结果的准确性，所有采集信号均经过 ISOBE5600光纤隔离采样系统进入DPO4054四通道500MHz带宽数字示波器。

图4 柱上开关接线简图Fig.4 Internal wiring diagram of pole-mounted switch

2.2 试验参数

柱上开关型号为 ZW□-12/T1250-20，额定电压12kV，额定电流 1 250A，CT变比为 600∶5；灭孤室为真空灭弧室，触头为铜铬合金、杯状纵磁结构。为了观测开断额定工作电流时的干扰情况，试验设定主回路电流为额定工作电流1 250A，瞬态恢复电压（TRV）为10kV。

按照交流断路器的试验标准[17]，根据断路器合成试验的等价性要求设定的试验参数如表 1所示。

表1 回路参数Tab.1 Circuit parameters

2.3 试验方法与步骤

2.3.1 环境噪声下的基础波形

在设定的试验参数下，ACB及柱上开关均闭合时，CCB合闸，采集C相CT输出端、FTU控制器输入及输出电流波形，作为环境噪声下的基础波形，排除开关触头机械碰撞以及环境噪声引起的干扰。2.3.2 正常工作状态下的信号波形采集

柱上开关的正常工作状态定义为：投入电流源，电压源不工作，柱上开关无任何动作，直至电流衰减为零；但是为了保护电流源电容器及相关设备，需尽快将电流开断，所以投入电流源后，由 ACB在电流第一个半波过零点分断电流，柱上开关不动作；在该环境下，分别采集各点信号波形，作为正常工作下的基础波形。

2.3.3 故障状态下的波形采集

模拟故障状态下，柱上开关分断电流的情形；为了观察TRV对二次侧电流信号的影响，故障状态分两种情况进行，一是按照事先设定的参数投入电流源，不加电压源进行开断试验，二是加TRV进行开断试验；同时为了将采集的波形跟正常工作状态下进行对比，需满足单一变量原则，即故障情况下，仍将 ACB设定在电流的第一个半波动作，时间提前柱上开关约0.5ms（ACB的刚分时间与正常工作状态一致），由两者共同分断电流；TRV的加入还能间接反映过电压对二次回路的影响；在该两种条件下，分别采集各点电流信号，作为故障状态下的试验波形。

各信号点波形均利用光纤隔离采样系统以及DPO4054四通道500MHz带宽数字示波器采集，示波器设置为高分辨率模式，以存储深度 10Mpts采集点数并保存，采样频率为 500MHz。电流信号的测量结果均换算到20mΩ分流器下的结果。

3 试验结果

3.1 主回路合成试验波形

根据表1中设定的参数，实际测得的主回路电流和 TRV如图 5所示。其中电流峰值为 1.31kA；TRV为9.98kV，TRV上升率为0.26kV/μs。由于Rog线圈带宽的限制，无法准确测量主回路高频干扰电流，所以该测量值只能反映电流的幅值情况。

图5 合成开断试验波形Fig.5 Waveform of the synthetic breaking test

3.2 不同工作情况下的信号波形

不同工作情况下采集的电流信号波形如图 6～图9所示（图中变比为1V/500A）。

图6 环境噪声下基础波形Fig.6 Basic waveform under environmental noise

图7 正常工作情况下波形Fig.7 Waveform under normal working condition

图8 故障未加电压源情况下信号波形Fig.8 Waveform of fault without voltage source

图9 故障加电压源情况下信号波形Fig.9 Waveform of fault with voltage source

由图 6～图 9可知，采集的信号波形均在零点附近有较大幅值；后经多次试验发现，当 CCB合闸时，均会采集到类似波形，分析认为这主要由于CCB合闸时，触头接触及抖动产生的噪声干扰经测量设备耦合进入示波器，该干扰信号是无法消除的，分析过程可不予考虑。而波形在电流过零点附近均产生了较大波动，虽然幅值有所差异，但整体趋势基本一致，说明柱上开关开断在电流过零点附近对二次回路产生了较大干扰，重点对该部分进行分析。

4 信号波形的频谱分析

4.1 小波分析

针对信号的频谱分析，目前主要有傅里叶变换（FFT）和小波分析，FFT虽然能对波形的整体频带分布进行分析，但由于本文信号采集的采样率较高，达到 500MHz，频率成分复杂，FFT的结果无法反映干扰信号的具体频带分布和产生时间；同时瞬变部分均集中在零点附近，该部分是研究和关注的重点，而FFT无法提取局部时间段内的频域特征信息。综合考虑，本文采用小波分析对时域波形进行分析。小波分析方法是一种窗口（面积）大小固定但时间窗和频率窗都可以改变的时频局域化分析方法，即在低频部分具有较高的频率分辨率和较低的时间分辨率，在高频部分具有较高的时间分辨率和较低的频率分辨率[18]，可以很好地弥补 FFT的不足，用于本文正常信号中的局部瞬态突变信号的检测分析。

图 10为多分辨率分析的小波分解树图形，其中，A表示低频分量，D表示高频分量。其实现过程相当于重复使用一组高通和一组低通滤波器，对时间信号进行逐步分解，高通滤波器产生的信号为高频细节分量，低通滤波器产生的信号为低频逼近分量。每次分解后，信号的采样频率降低为原来的1/2。在小波分析中，小波基的选择至关重要，会影响信号分析的精度；daubechies系列小波具有正交性好、紧支、对不规则信号敏感等特点[18]，综合考虑本文信号的实际情况，采用db5小波作为小波基，对信号进行 6层小波分解，具体步骤如下：

图10 小波分解树图形Fig.10 The diagram of the wavelet decomposition tree

（1）首先对待分析的离散信号S进行6层小波分解，提取小波分解第6层低频和1～6层高频共7个频率成分的信号特征，分解结构图如图10所示。

（2）信号S经小波分解后，对7个分解系数进行小波重构，提取各频带范围的信号。则原始信号S可用重构信号之和表示为设原始信号的采样频率为Fs，小波分解重构后得到的信号分量所包含的信息频带范围为

第n层细节系数对应的频段范围为(n=1～6)

第n层逼近系数对应的频段范围为

（3）小波重构后的信号包含了原始信号在不同频段的时域信息，可利用该特性对原始高频干扰信号进行分析。定义1～6层高频重构序列和第6层低频重构序列的能量表达式为

（4）将上述小波分解系数序列的能量进行归一化处理，构成特征能量向量 p，用特征能量来反映不同频带信号占总能量的百分比[18-21]。

4.2 柱上开关开断对CT二次侧电流影响分析

CT二次侧输出电流干扰是FTU控制器中传导干扰的主要来源，也是离柱上开关最近，最易受到传导、辐射干扰的部分，所以有必要对该部分的电流波形进行分析。

不同情况下 CT二次侧电流时域波形如图 6～图 9a所示，波形中虚线区域变化较大，重点对该部分进行分析；对比波形图 6、图 7可知，ACB开断燃弧过程对二次侧信号产生的干扰较小，但过零时与故障情况（见图 8、图 9）一样产生了较为明显的干扰突变信号；由图 8、图 9可以看出，柱上开关开断燃弧过程与电弧过零时刻均会产生明显高频干扰；同时对比时域图发现：由于 ACB距二次设备较远，对二次回路的干扰与柱上开关相比较小。

为得到柱上开关开断引起高频干扰的频带分布，以及不同频带的特征能量情况，对虚线区域波形（点数：7～9Mpts）采用db5小波进行6层小波分解，并计算特征能量，结果如图11～图13、表2、表3所示。

图11 正常工作下信号小波重构高频系数Fig.11 Wavelet reconstruction high frequency coefficient of signal under normal working condition

图12 故障未加电压源下信号小波重构高频系数Fig.12 Wavelet reconstruction high frequency coefficient of signal under fault without voltage source

图13 故障加电压源下信号小波重构高频系数Fig.13 Wavelet reconstruction high frequency coefficient of signal under fault with voltage source

表2 不同工作情况下的特征能量Tab.2 Characteristic energy under different conditions

表3 不同情况下的变化系数Tab.3 Coefficients of variation

由表3中变化系数可知：正常工作情况下，细节系数 d3所在频段特征能量变化最大为 1 870.81，这与图11中小波重构信号d3的模值最大是对应的，说明由于 ACB开断过零造成的干扰频带范围为31.25～62.5MHz；同时观察图 12小波重构高频系数的波形可以看出，在过零点时仍是 d3的模值最大，说明柱上开关与 ACB开断在电弧过零点附近产生的干扰成分是一致的，主要分布在频段 31.25～62.5MHz。

故障未加电压源与正常工作情况相比，细节系数 d5、d4所在频段特征能量变化最大，该变化主要是由柱上开关开断燃弧过程造成的；观察图12小波重构信号的波形可以看出，开断过程中细节系数 d5的模值最大，综合分析认为由柱上开关开断燃弧过程造成的干扰频段主要分布在 7.812 5～15.625MHz。

故障加电压源的情况下，由于TRV的加入，细节系数所在频段特征能量均有所变大，这从图 13细节系数的模值也可以看出；其中d2、d3所在频段特征能量变化最大，分别为29.49和 25.98，说明由于TRV投入造成的瞬态干扰信号频带主要分布为：62.5～125MHz、31.25～62.5MHz；这也反映了 TRV能增加二次回路电流信号的高频干扰，实际运行中需对柱上开关断口两端的TRV采取抑制措施。

4.3 柱上开关开断对控制器输入电流影响分析

柱上开关 CT二次侧输出电流信号经电缆传入控制器，由于传输线较长线路排布较密，信号在传输过程可能会遭受高频辐射干扰；为了验证这一情况，选取了故障未加电压源情况下，CT输出信号与 FTU控制器输入信号波形进行分析。

由时域波形图 8a、图 8b可以看出，控制器的输入电流干扰情况较 CT输出电流严重，为了确定增加干扰信号的频带范围，同样对虚线区域采用小波函数db5进行6层小波分解，并计算特征能量，如表 4所示；发现细节系数 d1、d4、d5、d6所在频段特征能量均有所增加，其中 d4增加最大为 100，且逼近系数a6所在频段特征能量减少；说明电流信号经电缆传入控制器输入端的过程中受到了一定的高频干扰，使得高频干扰信号能量增加；分析主要有两方面的原因：①控制器与柱上开关的传输电缆较长，屏蔽电缆屏蔽效果有限，使得传播过程中受到的高频辐射干扰较为严重，这从频带125～250MHz的特征能量增加较大可以看出；②柱上开关与控制器连接的同轴电缆中线路排布较密，电流传输过程中受到的共模与差模干扰增强。

表4 特征能量及变化系数对比结果Tab.4 The characteristic energy and coefficients of variation

同时从表4中可以发现d3所在频段的特征能量变化系数有所减小，而减少的部分刚好为柱上开关电弧过零产生的高频干扰信号，从小波高频重构信号图中也可以看出，控制器输入电流的小波重构高频信号在电弧过零时刻的模值较 CT输出电流减小较为明显，说明由柱上开关开断电弧过零产生的干扰成分在传输过程中有所减少，主要原因是该部分高频干扰信号幅值较大、频率较高，传播过程中，由于传输电缆的电感效应，对该部分高频信号有所抑制的结果[13]。

由以上分析可知：虽然传输线的电感作用会对柱上开关开断电弧过零产生的干扰成分有一定的衰减作用，但在传输过程中由于缺少有效屏蔽、滤波措施，电流信号会受到更为严重的空间辐射以及共模、差模干扰，所以需要采取一定的措施进行削弱。其它工作情况（正常工作、模拟瞬态恢复电压）均得到了类似的结果。

4.4 控制器对控制回路电流影响分析

FTU控制器结构复杂，其控制命令均需根据输入电流波形来执行，若输入电流在控制器内部遭受干扰可能会使控制器误发指令，所以有必要对控制器的输入及输出波形进行分析，分析方式与前述一致；选取了图 8b、图 8c故障未加电压源的波形信号进行分析。

对虚线区域信号采用小波函数db5进行6层小波分解，并计算特征能量，由表 5中特征能量的变化系数可以看出，输出电流信号的高频成分均有所减少，同时观察时域波形可以发现输出电流较输入电流波形高频干扰成分有所减少；说明FTU控制器内部排布合理并不会增加输入电流的高频干扰，但其对输入波形的高频干扰成分也无明显抑制。

表5 特征能量及变化系数对比结果Tab.5 The characteristic energy and coefficients of variation

5 干扰机理及抑制措施

5.1 机理分析

目前针对断路器开断引起的电磁干扰机理方面均是针对电弧的多次重燃，可用图14进行解释[13,22]，断路器触头分断时，由于电感中的电流不能突变，电流流向杂散电容 C，对其充电，负载侧出现瞬态过电压，当触头间隙电压高于介质击穿电压时，触头间产生电弧，使电路导通，C放电，形成高频电流，当电流过零电弧熄灭时，两端再次出现过电压，上述过程重复出现便会造成多次重燃现象，从而形成高频电流波和电压波，经CT或PT进入二次侧，对低压智能设备产生电磁干扰。

图14 典型重燃等效电路图Fig.14 Equivalent circuit diagram of typical restrike

本次试验过程，由实测波形可知，从柱上开关开断至电流过零只发生了单次燃弧，并未出现多次燃弧现象，但在电流零点附近仍出现了较大干扰，说明断路器开断单次燃弧引起的干扰情况不应忽视。由时频特性分析可知，断路器开断引起的高频干扰频带分布较广，干扰传播途径有传导耦合和辐射耦合两种方式；而本文研究的柱上开关为固封极柱式，CT具有良好的屏蔽体，其遭受辐射干扰的影响较小，干扰以经 CT的传导耦合为主，美国电力科学研究院的研究报告也表明，开关电弧产生的暂态电磁场频率一般小于 100MHz，可不考虑电弧的辐射干扰问题[22]；虽然电流经电缆传输过程由于辐射干扰和导线之间的串扰，干扰情况有所增加，但与 CT输出端电流的干扰相比并不十分明显，所以FTU控制器中的干扰主要源于母线经CT的传导耦合干扰，下面重点对主回路经 CT的传导干扰机理进行分析。

图15为高频干扰经CT传入二次回路的等效电路[23]，图中，Ci、Li为电流源电容和电感；C1、C2为对地杂散电容；Z1为电流源回路阻抗；CT为互感器套管电容；C1N、C2N分别为互感器一次侧、二次侧与法拉第屏蔽层之间的寄生电容；Z2、ZL、ZD分别为二次回路电缆波阻抗、负载阻抗以及接地阻抗。据图计算得到的二次回路电流为

图15 高频传导干扰等效电路图Fig.15 Equivalent circuit diagram of high frequency conducted disturbance

稳态时，i为电流源主回路电流，基本不会对二次回路产生干扰；而当柱上开关开断燃弧时，由于电弧的燃烧，会产生高频干扰电流，该电流可由断路器ZCB的弧压及其等效电容Cu确定，即

可见暂态电流i1与柱上开关断口的弧压有较大关系，为了观测燃弧期间断口弧压的变化，对弧压进行了测量，如图16所示，图中电流、弧压均为示波器采集值，真实值需乘以各自变比；由图可知，燃弧期间弧压基本稳定，无较大波动，而在电流零点附近，电流源电容器的残压引起弧压出现明显波动，幅值大幅升高，该瞬态过程势必会产生电磁干扰，经 CT耦合或经空间辐射至二次侧，在二次回路产生高频干扰电流，这与试验测量得到的二次回路高频干扰电流出现位置是一致的；特别是断口两端加上TRV后，干扰成分明显增加，说明柱上开关断口弧压的暂态过程是电流过零时产生较大瞬态干扰的根本原因，而柱上开关实际开断过零时，由电网引起的 TRV是较大的，产生的干扰情况可能更为严重，所以需对TRV采取相关抑制措施。

图16 断口弧压波形Fig.16 The waveform of breaker arc voltage

5.2 电磁干扰抑制措施

由时域波形可知，在电弧过零点附近，智能设备二次回路高频瞬态干扰电流的最大幅值接近正常工作电流峰值的5倍，由于该过程时间很短，电流频率较高，在感性负载上产生的过电压可能会对二次控制保护设备造成破坏，所以有必要采取相关措施对该高频干扰进行抑制。智能设备的抗干扰措施根本是防止干扰进入弱电系统，可从自身硬件系统和外部环境着手抑制高频干扰[24]。

由上述分析可知，二次智能设备的电磁瞬态干扰来源主要有以下几个方面：①经 CT耦合至二次回路；②电流在二次回路传播过程受到主回路的辐射干扰；③电流流经控制回路时，可能会经受导线间以及控制板内部的串扰；为对柱上开关开断引起的瞬态高频干扰有所抑制，可考虑采取如下措施：

（1）滤波：滤波是利用电感和电容器件的频率响应原理来抑制传导干扰。主要包括铁磁体磁环，低通滤波器和去耦电路[24]。由于 CT与柱上开关的断口离 CT相的距离较近，传导干扰较为严重，可在 FTU控制器二次智能设备的入口处设置去耦电容，也可在二次回路串入铁氧体磁环。针对控制器内部的串扰，在控制器硬件上可以采用隔离变压器、浪涌吸收器等抑制措施，软件方面可采用软件滤波，如设置滤波算法、看门狗电路等[14]。

（2）屏蔽：对于辐射干扰屏蔽是最有效的措施，柱上开关与FTU控制器连接电缆较长，电流在二次回路流通过程势必会遭受母线的辐射干扰，为了抑制该高频干扰，可将电缆放置于金属屏蔽盒里阻断电磁波的传播，但金属屏蔽盒应根据其效能进行合理选择[25]；也可改善电缆的屏蔽层，尽量减小传递阻抗耦合。还可以在二次回路电缆外皮紧密的缠绕上一层铜网，当外部的电磁波由无铜网的部分遇到铜网后，便会发生反射，将一部分电磁波反射回去，减弱高频干扰，该方法效果较好，且成本不高[26,27]。

（3）接地：良好的接地可以很好的抑制控制设备内部的电磁干扰，对于传输电缆、二次回路电缆层、控制装置内部的屏蔽体均需良好接地；同时设备的外壳、CT的二次侧均需可靠地安全接地。针对不同信号回路应根据需要采用不同的工作接地方式，如浮地、直接接地、多点接地等。

（4）对消法：是一种抑制电磁干扰的补偿方法，通过检测传输线路上的干扰电流信号，经过变换处理后，将和干扰信号幅值相等、相位相反的对消信号注入CT的二次回路，抵消通过CT耦合至二次回路上的干扰信号[28,29]。

（5）增设过电压抑制装置：通过本文试验发现，引入TRV后，高频瞬态干扰明显增加，所以柱上开关实际运行中，需对断口的 TRV采取相关抑制措施，如增设氧化锌避雷器、断口加装并联电阻等，即能抑制高频干扰，还能防止柱上开关断口发生重燃，避免引起更大的高频干扰。

6 结论

本文利用振荡型合成试验回路对10 kV柱上开关进行合成开断试验，采集了 CT输出电流信号、FTU控制器输入及输出电流信号，利用小波分析对信号进行了时频特性分析，并分析了电磁干扰产生的机制，得到了如下结论：

（1）经多次测量分析发现：柱上开关开断燃弧过程及电弧过零时刻，对CT二次侧产生了较为明显的高频干扰；由开断燃弧过程造成的干扰主要分布在7.812 5～15.625MHz；由电弧过零造成的干扰主要分布在 31.25～62.5MHz；由于 TRV造成的瞬态干扰信号频带主要为31.25～125MHz。

（2）CT二次侧输出电流经电缆传输进入 FTU控制器的过程，由于电缆的电感效应，对 CT输出电流中的高频成分有所抑制，但信号在传输过程中高频干扰仍有所增加；主要由于传输过程中缺少有效屏蔽、滤波措施，受到了空间辐射干扰以及邻近电缆的串扰，所以需要采取相关措施进行削弱。

（3）电流信号进入 FTU控制器内部后，由于控制器内部装置排布较为合理，高频干扰成分及能量并没有较大增加，但控制器本身对输入信号的高频干扰成分也无明显抑制。

（4）柱上开关开断燃弧过程，在零点附近产生的干扰最为严重，主要与开关开断过程断口弧压的瞬态变化有关，其变化越快，高频干扰越严重；但针对电弧本身的电磁辐射干扰机理以及不同灭弧室结构（真空、SF6，横磁，纵磁等）引起的电磁干扰问题目前并无明确结论，还需进一步开展相关研究。

（5）CT与柱上开关断口相距较近，二次回路易遭受柱上开关开断燃弧引起的传导和辐射高频干扰，其中以传导耦合方式为主；在零点附近，高频干扰电流的最大幅值接近最大工作电流的5倍，为了防止二次设备遭受破坏，有必要采取滤波、屏蔽、接地、对消法等措施对高频干扰进行抑制，其有效性需进一步分析验证。

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The EMI Study of Pole-Mounted Switch’s Breaking on Its Secondary Smart Devices

Li Peng1 Huang Daochun1 Ruan Jiangjun1 Zhu Chenguang2 Niu Xiaobo1 Pu Ziheng1

（1. School of Electrical Engineering Wuhan University Wuhan 430072 China 2. Pinggao Group Co., Ltd. Pingdingshan 467001 China）

The higher requirement of intelligent equipment is put forward with the construction and development of smart grid. The safe and reliable operation of secondary control and protection devices is the important guarantee to realize the intelligentialize of the primary equipment. Polemounted switch is the key equipment for the protection and control in the power distribution system, and the high frequency signal produced during the breaking arc process is known to be one of serious sources of electromagnetic interference(EMI) to its secondary smart equipment, which can lead to secondary devices of pole-mounted switch display malfunction. Hence, it is of great significance to study the EMI problem of the secondary smart equipment due to the operations of pole-mounted switch. This paper carried out the synthetic test for 10kV pole-mounted switch by using synthetic test circuit. The output signal of current transformer(CT), the input and output signals of FTU controller were collected at the same time, and then obtained the disturbance frequency band and energy distribution of the signals due to the breaking of pole-mounted switch by time-frequency characteristic analysis. Results show that, the secondary sides of CT and FTU controller are bearing the transient EMI when pole-mounted switch is in operation; the frequency distribute is mainly in 7.81～15.62MHz due to the breaking arcing process of pole-mounted switch; the frequency distribute is mainly in 31.25～62.5MHz at the time of arc current passing zero; the EMI caused by transient recovery voltage(TRV) is mainly distribution in 31.25～125MHz.

Pole-mounted switch, FTU controller, EMI, synthetic test, wavelet analysis, frequency distribution

TM561

黎 鹏 男，1989年生，博士研究生，研究方向为高压电器和外绝缘。

“十一五”国家科技支撑计划项目（2009BAA19B05）和平高集团通用电气公司新产品开发资助项目（PGKJTY2013-072）。

2014-04-14 改稿日期 2014-09-15

黄道春 男，1976年生，博士，副教授，研究方向为输变电设备外绝缘、高压电器、电磁场数值计算及其工程应用。