光学互感器

光学互感器（精选7篇）

光学互感器 篇1

摘要：准确度和稳定性是光学电流互感器(OCT)的主要性能指标。文中在自适应光学传感器的基础上进行研究和改进,提出采用新型的稳定性高的传感头设计与锁定放大器进行微弱光电信号检测相结合的方法,即在磁光传感系统中采用螺线管聚磁光路结构,并缩短磁光传感材料,提高OCT的长期运行稳定性,信号处理部分采用锁定放大器和与传统电流互感器互补结合的方法综合提高OCT的暂态和稳态准确度。最后通过虚拟仪器LabVIEW对检测系统进行仿真实验。

关键词：光学电流互感器,锁定放大器,运行稳定性,测量精度,输出信噪比

0 引言

随着数字化变电站的发展,以法拉第磁光效应[1,2]为原理的自适应光学电流互感器(AOCT)[3]逐步实现了实用化[4]。以往的AOCT传感部分通常采用顺磁性磁光材料以便于实现自适应光学传感过程[5],然而顺磁性磁光材料Verdet常数比较大,当AOCT测量暂态大电流时法拉第旋转角非常大,导致非线性误差及各谐波所引起的畸变比较大。为了进一步完善和发展AOCT,解决其存在的问题,本文在螺线管聚磁光学传感头中采用抗磁性磁光材料,并缩短磁光材料的长度,以减小AOCT的非线性误差及各谐波所引起的畸变,并进一步提高其长期运行稳定性。但此时AOCT测量小电流得到的光电信号主要被AOCT内部固有噪声影响,严重时会被湮没,其测量值存在较大误差。因此,如何有效地去除噪声的影响,同时得到高精度的数据以确保实现自适应光学传感过程是必须解决的问题。在原有AOCT的基础上,本文通过在信号处理部分采用锁定放大器(LIA),使得改进后的AOCT实现大范围电流的高精度测量,综合提高AOCT的暂态和稳态准确度。通过基于虚拟仪器LabVIEW的检测系统对本文提出的电流测量过程进行仿真实验。

1 AOCT的电流测量过程

根据对光学电流互感器(OCT)数学模型[4]的分析可知,被测电流包括50 Hz的基波电流及各次谐波电流,各种电流成分作用下的光学传感系统所表现的特性始终是一致的[1],而且外界对OCT的影响也不会由于电流成分的不同而有所变化。因此,基波电流与其他电流成分所对应的OCT的比例系数相同。AOCT的系统原理如图1所示。

图1中的稳态电流参考模型是以传统电流互感器为传感元件的电子式互感器,提供高精度的基波电流量测量。在电力系统稳态时,稳态电流参考模型的测量值经过横向滤波器组直接输出,同时光学传感元件OCT部分通过整周期累加平均法计算基本光强P0,利用稳态电流参考模型所测得的电流信号作为光学传感元件的锁定放大器部分的同频率基波参考信号,在稳态电流参考模型和光学传感元件所测得的电流信号经锁定放大器后应用自适应算法计算自适应校正系数。

由于采用基于电磁感应原理的电流互感器作为参考模型来提高其稳态测量精度,当电力系统发生故障时,稳态电流参考模型会因电流中出现的非周期分量产生磁饱和现象而导致严重的波形失真。因此,在电力系统出现故障后必须停止计算自适应校正系数,以避免稳态电流参考模型的失真波形影响OCT的输出,同时需要停止计算P0。由于电力系统中故障时间非常短,外界因素如温度等对光学传感元件的影响在暂态过程中是不变的,故障前后的自适应校正系数也就不变,此时系统采用故障前一时刻稳态所计算出的自适应校正系数,使故障后AOCT的准确度也达到参考模型稳态准确度的水平;同时可认为短时间内OCT中的P0不变,将稳态情况下计算出的P0代入,在后续电路中直接减去该值,通过滤波器组直接输出故障电流信息。故障后的校正参数并不是以故障后参考模型的输出为基础计算得到的,因此故障后由饱和等因素引起的参考模型输出误差不会影响AOCT的暂态准确度。另外,由于通过直接减去P0而得到故障电流,保留了非周期分量,解决了原OCT的单光源单探测器交流/直流法不能测量非周期分量的问题。

为了能将稳态测量期间所获得的自适应校正系数以及P0值应用到暂态测量中,以更好地消除温度、双折射等因素的影响,必须在电流突变瞬间就捕获突变时刻和突变量的大小。本文采用突变量检测方法,检测出电力系统由稳态向暂态转变瞬间会在被测电流中出现的奇异点,以闭锁基本光强的计算过程及校正参数的自适应算法。当电力系统发生故障时,通过突变量检测立即停止计算P0,利用暂态测量通道输出故障电流值,此时不经过稳态测量通道,因此停止计算新的校正参数,并采用故障前一时刻的P0和稳态所计算出的自适应校正系数,通过横向滤波器组直接输出,如图1中虚线所示。

需要指出的是,由于在稳态电流参考模型和光学传感元件的输出信号之后都采用了锁定放大器,因此改进后的AOCT有效地抑制了AOCT内部噪声,提高了信噪比。在保证AOCT的非线性误差及各谐波畸变很小的前提下,提高了改进AOCT对大范围电流测量的精确度和其暂态及稳态准确度。

2 锁定放大器

将锁定放大器应用到AOCT微弱信号系统中,对光电探测器中的噪声[6]有很好的抑制作用。本文采用了正交矢量型锁定放大器[7]进行AOCT微弱信号的检测,其系统结构如图2所示。

电力系统稳态运行时,在不考虑谐波输出的情况下,对于被测稳态电流i=Imsin(ωt+φ),光电探测器输出的电压信号为[4]:

u(t)=P0(1+2θ)=P0+2P0VImsin(ωt+φ) (1)

式中:θ为法拉第旋转角;V为磁光材料的Verdet常数。

经过整周期累加平均方法可得P0,在后续电路中减去该值,即可得到携带有用电流信息的交流量,通过带通滤波器(BPF)及前置放大器后的输出信号为:

$V{}_{\text{s}}(t)=V{}_{\text{s}}\sin (\omega t+\phi )+n(t)(2)$

式中:Vs=2k1P0VNIm。

忽略光电探测器中白噪声,通过BPF后变成的以ω为中心频率的窄带噪声为n(t),选择参考信号为Vr1(t)=sin ωt,Vr2(t)=cos ωt,则相敏检测器PSD1的输出为:

up1(t)=-0.5Vscos(2ωt+φ)+0.5Vscos φ (3)

相敏检测器PSD2的输出为:

up2(t)=0.5Vssin(2ωt+φ)+0.5Vssin φ (4)

通过LPF和GDC后,便可以得到同相输出I和正交输出Q:

$\begin{array}{l}{\rm I}=0.5k{}_{2}V{}_{\text{s}}\cos \phi =V{}_0\cos \phi (5)\\ Q=0.5k{}_{2}V{}_{\text{s}}\sin \phi =V{}_0\sin \phi (6)\end{array}$

根据$V{}_0=\sqrt{{\rm I}{}^2+Q{}^2},\theta =\arctan (Q/{\rm I})$可计算有用电压信号的幅值和被测信号与参考信号的相位差,然后通过电流和电压的转换系数得到被测电流的信息。

考虑窄带噪声n(t)的影响[8],n(t)可分解为:

$n(t)=n{}_{\text{c}}(t)\cos \omega t-n{}_{\text{s}}(t)\sin \omega t(7)$

式中:nc(t)和ns(t)是2个相互独立的低频平稳随机过程,它们的均值都为0,幅度分布为高斯分布,功率谱密度在-B/2~B/2带宽范围内恒定为N0/2,且nc(t)和ns(t)的功率相同,都等于n(t)的功率。

n(t)Vr1(t)=(nc(t)cos ωt-ns(t)sin ωt)sin ωt=

0.5nc(t)sin 2ωt+0.5ns(t)cos 2ωt-

0.5ns(t) (8)

n(t)Vr2(t)=(nc(t)cos ωt-ns(t)sin ωt)cos ωt=

0.5nc(t)cos 2ωt+0.5nc(t)-

0.5ns(t)sin 2ωt (9)

噪声的和频项被滤除后,其噪声分别主要表现为-0.5ns(t)和0.5nc(t),且由于nc(t)和ns(t)的均值都为0,通过长时间的积分作用后,可大大滤除噪声。

由此可见,虽然磁光材料的缩短会使得改进AOCT输入信噪比降低,但其非线性误差及各谐波的畸变很小,所受外界温度干扰的影响也大为降低,使得其长期运行稳定性大为提高;同时,通过微弱信号检测过程可看出在信号处理部分采用锁定放大器能有效抑制光电探测器的主要噪声,将信号从噪声中分离出来,输出最初正确的微弱电流信号,从而提高了改进AOCT的输出信噪比和测量精度。

3 AOCT交流电流检测实验

为了检验改进AOCT的测量性能,需要进行交流电流的检测实验。实验电路如图3所示。

实验采用的设备包括调压器、400匝螺线管、滑线变阻器(取值100 Ω)、47 μF电容器、用于测量线路电流的PROVA-11型微电流交直流钳形表、HKA0.5-NP霍尔小电流传感器、LXYA 100 V/3.5 V微型精密高精度变换器、NI USB-6251数据采集卡。由于在实验室中没有直接产生600 A~1 000 A的大电流发生器,为此采用提高安匝数的办法将通过螺线管的小电流等效放大,以达到发生大电流的效果。需要强调的是,在实验中所采用的螺线管不是前文所述的光学传感系统中通过一次大电流的聚磁螺线管。在实际应用中,AOCT光学传感系统中的聚磁螺线管的匝数通常是几匝。

NI USB-6251是一款高速多功能数据采集模块,在高采样率下也能保持高精度。通过DAQ Assistant软件可以实现数据采集并将模拟信号与所编写好的LabVIEW程序[9,10]相连。本文采取用传统电流互感器作为参考信号,经移相得到正交的参考信号,计算AOCT测量值与电流互感器测量值,并得到两信号在噪声情况下的测量误差。AOCT信号检测结构如图4所示。

由于实验在非恒温条件下进行,所采集的AOCT和传统电流互感器信号会受到温度变化的影响,因此需要在运行一段时间后重新计算其整定值。调节接触调压器输出所要测量的AOCT信号和电流互感器信号,采样率选择10 kHz,被测信号频率为50 Hz,采样点数为105时,连续运行400次,记录每次AOCT测量值与电流互感器测量值之间的电流幅值最大误差,如图5所示。

实验结果证明AOCT与电流互感器通过锁定放大器后的测量值误差在0.2%以内,检测系统能有效滤除噪声,提高了输出信噪比和测量准确度。

4 结语

本文在采用AOCT中的螺线管聚磁光学传感头的基础上,改用抗磁性材料并缩短磁光材料的长度,提高了OCT的长期运行稳定性。在信号处理部分采用锁定放大器和与传统电流互感器互补结合的方法综合提高OCT的暂态和稳态准确度。同时,利用LabVIEW对检测系统进行了仿真实验,证明检测系统能有效滤除噪声,提高了输出信噪比和测量准确度。

感谢华北电力大学校内博士学位教师基金的资助。

参考文献

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[10]陈锡辉,张银鸿.LabVIEW8.20程序设计从入门到精通.北京:清华大学出版社,2007.

红外甲烷传感器光学气室设计 篇2

红外气体传感器以其检测精度高、检测范围宽、重复性好、不易老化等优点,广泛应用于矿井安全、石油勘探、污染源监测、大气物理等领域中[1,2]。红外气体传感器基于气体分子吸收红外光谱的原理而设计。红外光谱吸收法是利用双原子分子对红外光具有特定吸收峰这一特性来实现的,也就是说某种气体只对应吸收某一波段处的红外光能量,该波段称为这一气体的特定红外吸收峰。它并不与其他气体的吸收峰干扰,而气体吸收的能量与气体在红外光区内的体积分数有关[3,4,5]。红外气体传感器中光学气室就是将红外光源、热释电探测器及气室腔集成到一起的组合体,其设计直接影响检测传感器的响应时间、分辨率、精度和稳定性等性能,因此,气室结构设计是检测传感器性能最重要的部分。本文以红外甲烷传感器为例,介绍光学气室的设计方法,并通过实验测试了光学气室对传感器检测信号的影响,为热释电型红外气体传感器的研制提供了依据。

1 红外光学气室设计

图1为红外甲烷传感器的结构,主要由吸收红外探测器、红外发射光源和光学气室[3] 3个部分构成。红外探测器选用PYS3228双滤光片热释电红外气体探测器,红外光源选择IR-715,该红外光源属于热辐射型光源,辐射强度大,尺寸小,半径仅为1.6 mm,辐射波长范围广,适用于碳氢化合物(3～5 μm)的测量[6,7,8]。

1.1 光学气室设计和加工原则

(1) 为保证红外光源尽可能多地被反射到热释电探测器上,光学气室的内壁要保证足够的光滑度及稳定的性能,不吸收有效红外辐射,不与被检测气体反应。本文中光学气室内壁材料选用黄铜镀金。

(2) 为保证传感器的便携式及红外辐射能多次穿过被测气体,光学气室的光路设计成反射式,这样相对增加了光程的距离,从而提高了传感器的检测精度。但考虑到光线能量的损失影响,光线选择在气室中折射4～6次为最佳[9]。

(3) 为了减小灰尘、水汽、污垢等对传感器的影响,气室应为密封结构,只留些供气体交换的小孔,以保证气体有较高的灵敏度。在设计加工光学气室时要进行防尘防水处理。在光学气室的进气处加装防护罩,防护罩包含了0.2 mm孔的防静电网和0.45 μm孔的聚四氟乙烯膜。防静电网起消除静电和隔离火花的作用,聚四氟乙烯膜具有耐腐蚀、耐火、不吸水和油等优点[10,11,12]。

1.2 气室参数的确定

在实际应用中,气室的长度是根据待测气体的组分和种类而确定的,是在线性刻度范围内选择最长的气室长度,同时又要保证传感器的检测精度,这就需要确定气室的最优光程长度,即在有效波长红外光谱中携带足够的信息,满足气体吸收后到达探测器的红外光足够强,使探测器输出实际可用信号。确定气室的最优光程长度是进行光学气室设计的首要工作。根据Lambert-Beer定律[13]和红外气体吸收光谱[14],红外甲烷传感器气室的最优光程长度为60 mm。以下为具体计算过程。

由Lambert-Beer定律:

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式中:I为出射光强度;I0为入射光强度;L为光程长度;C为待测气体体积分数;-k(λ)为吸收截面数。

设最优光程长度D=CL,由式(1)可得

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设传感器的最小分辨率undefined,则有

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得

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查甲烷红外吸收光谱图[15],可得:标准谱光程长度Dbzp=96 mm,甲烷的最佳波数吸光度A=0.016。由于

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则

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在常温环境下,将不同直径的气室放在实验配气设备中,测试其响应时间,结果见表1。

由表1可知,在气室光程长度一定的情况下,气室直径在10～30 mm时对红外甲烷传感器的响应时间影响不大。气室直径太大或太小都会影响气体对光谱的吸收度,从而对传感器造成一定的影响。因此,选择气室直径为20 mm。图2为光学气室的剖视图。

2 实验结果分析

选用RCS2000(A)计算机自动配气系统,对基于上述气室结构的红外甲烷传感器进行标定实验,同时检测其性能。配气系统采用国外最先进的配气技术,具备配气精度高、操作简单、配气效率高、稳定性好、配气功能强等优势,可配制出高精度、高质量的标准混合气体。

实验中,载气选择纯度为99.9%的N2,将N2和CH4同时通入配气系统,系统将会根据上位软件设置气体体积分数。把配置好的气体通入放有传感器的密闭腔体内,大约10～15 min后气体均匀分布在整个密闭腔体内,达到传感器的平衡点。等待实验显示数码管数值稳定后,记录下显示数值。具体实验测试过程:

(1) 将红外甲烷传感器上电后放入指定密闭腔体内。

(2) 打开装有配气系统的电脑,在系统界面下设置配置的气体体积分数和一些必要的流量参数。

(3) 打开装有N2和CH4的气瓶,并在实验过程中不再调节气瓶调节阀,以保证实验的一致性,减少误差。

(4) 点击系统软件开始通气,等待传感器平衡点,实验显示数码管数值稳定后,记录显示数值。

(5) 在系统软件界面下改变配置的气体体积分数值,重复步骤(4)。配置的气体体积分数分别为0.25%,0.50%,0.75%,1.00%,1.25%,1.50%,1.75%,2.00%,2.25%,2.50%,2.75%,3.00%。

(6) 处理记录数据。图3为红外甲烷传感器标定曲线(横坐标表示单片机采集的A/D值,简称数据量)。经过多次实验验证,该曲线具有很好的重复性。从图3可看出,红外甲烷传感器随着CH4体积分数的增大,数据量明显增大,说明设计的气室结构具有一定的可行性,并且灵敏度很高。

3 结语

光学互感器 篇3

关键词：互感器,光学电流互感器,磁路,磁场,磁光效应,集磁环,气隙,设计

光学电流互感器(OCT)作为电力系统电能计量和保护的重要设备,在电力系统的正常运行中发挥着重要作用[1]。提高OCT的测量精度、改善其各方面的性能是十分必要的。集磁环式OCT是OCT中的一种,它的传感机理是通过将磁场信息集中在光学材料上,进而提高OCT的测量灵敏度。因此,集磁环的结构及尺寸直接影响了集磁环式OCT的测量品质。确定其最优结构对于集磁环式OCT的研制有重要意义。本文利用Ansoft软件对集磁环式OCT进行仿真分析,对集磁环进行设计并对气隙尺寸进行讨论,结合工程需要确定与输入电流等级相匹配的集磁环式OCT的最优结构。

1 集磁环式OCT的工作原理

OCT的基本工作原理是法拉第磁光效应原理[2,3],即线偏振光通过位于磁场中的晶体时,其偏振角发生偏转,偏转角度为

其中,V为光学材料的菲尔德常数(rad/A);H为磁场强度(A/m);l为光程长度(m);θ为线偏振光的偏转角(rad)。

由安培环路定律可知:

其中,Ω为闭合积分路径(m);I为穿过闭合环路的电流(A)。原理图如图1所示。

集磁环式OCT磁光材料[4]周围加上了改变磁场特性的集磁环。其传感头的结构图如图2所示。

假定磁环的气隙很小,集磁环内部和气隙内磁场强度分布均匀,在磁路上气隙磁阻和集磁环磁阻相当于串联关系,等效模型如图3所示。其中,I为被测导线电流;Φ为磁通;Rg为集磁环气隙磁阻;Rr为集磁环磁阻。则可推导出气隙上的磁压降Fg与集磁环上的磁压降Fr之比为

由于空气的相对磁导率远小于集磁环的相对磁导率,故Rg≥Rr,K≥1,即气隙上的磁压降远大于集磁环上的磁压降。导线周围磁路的磁压降集中到集磁环气隙上,增强气隙内磁场强度,于是将被测电流周围磁场的环路积分转变为气隙内磁场的线积分,提高了互感器的测量灵敏度。

2 集磁环式OCT特性分析

2.1 灵敏度特性

由马吕斯定律得到集磁环式OCT的输入、输出的光强关系为

其中,PI为起偏器发出光强;Po为检偏器检测光强;准为起偏器发光端、检偏器检偏端夹角;θ为偏振光偏转角。令:

式(6)为集磁环式OCT的灵敏度公式,一般准取45°。由公式可知,在相同激励I的情况下,θ值越大,集磁环式OCT的灵敏度越高。灵敏度越高,集磁环式OCT的性能越好。

2.2 抗干扰特性

外电流产生的磁场对集磁环光学传感结构的干扰模型如图4所示。

此模型的等效磁路如图5所示,其中Iout为外场干扰电流,Φout为干扰电流产生的磁通,Φgo为干扰电流产生的经过集磁环气隙的干扰磁通,Φro为干扰电流产生的经过集磁环的磁通,Rout为外导线空间磁阻,Rgo为集磁环气隙磁阻,Rro为集磁环磁阻。

由等效磁路可推导出干扰电流产生的经过集磁环气隙的磁通与干扰电流产生的经过集磁环的磁通的比值为

该比值越小,集磁式OCT的抗干扰特性越好,对集磁式OCT的性能越有利。

2.3 磁特性

在忽略漏磁的情况下,被测导线产生的总磁势F=I,由式(2)得:

因此,降落在气隙上的磁势为

根据OCT的工作原理可知:Fg越大,测量越准确。

另外,磁介质的剩磁会造成去磁和磁化过程的磁导率发生变化,从而导致输出波形的畸变,因此减小剩磁对系统响应性能有着积极的意义。

3 计算模型的建立

气隙内磁场的分布是影响集磁环OCT精度和抗干扰性能的最主要因素,故可忽略涡流、集肤效应等附加效应。采用过程分析方法,将OCT瞬态特性简化为稳态特性分析[5]。所满足的麦克斯韦方程组:

其中,H是磁场强度,J是电流密度,B是磁感应强度。

静磁场是无源有旋场,引入矢量磁位A(x,y,z),使得B=▽A,最后得到泊松方程:

其中,A是矢量磁势,μr是材料的相对磁导率,μ0为绝对磁导率。

这是Maxwell 3D静磁场求解器进行有限元求解所使用的基本方程,静电场的边值问题求解可归结为给定边界条件下对泊松方程的求解。三维磁场相对磁导率采用张量形式表示。即

三维静磁场的计算方法与二维磁场不同。三维磁场计算以剖分单元边上的待求场量为自由度计算。

其中,φ为标量磁位;Hp为四面体剖分6条边上的磁场强度;Hc为永磁体上的磁场强度。

集磁环的整体结构设计对气隙内磁场有着直接的影响,进而影响集磁环式OCT的性能。基于实际安装限制等因素,本方案中:由于集磁环截面的形状选择圆形结构较方形结构的体积小,故选择圆形结构;集磁环式OCT气隙开口形状可选择图6所示的A型开口或B型开口,由于同尺寸晶体在B型开口气隙内的有效磁场强度积分数值少于A型,因此本设计的集磁环采用A型开口;沿导线周围积分环路的集磁环端面可以选择为圆形或矩形结构,为了减少加工难度及加工成本,本方案采用矩形端面。

初步确定了集磁环的基本结构后,利用Ansoft软件[7]搭建仿真模型之前还应该确定集磁环式OCT各部分结构的材料属性及边界条件[8]。

图2中所示集磁环式OCT的各部分结构对应的材料属性如表1所示。

综上所述,利用Ansoft有限元软件搭建集磁环式OCT的仿真模型如图7所示。

4 计算及结果分析

集磁环的气隙[9]开口尺寸、气隙矩形端面尺寸及集磁环半径的大小,对其灵敏度[10]、抗干扰性等特性的影响程度不同,进而影响着集磁环式OCT的整体性能,因此,本文借用Ansoft软件仿真分析确定集磁环的最佳尺寸,保证集磁环式OCT的最佳性能。

4.1 集磁环气隙开口尺寸的选择

根据实际工程需要,集磁环内所放的晶体尺寸为2 cm×2 cm×10 cm的长方体结构,晶体两端的起偏和检偏装置应预留出2 cm的空间,因此气隙的尺寸应≥12 cm。但是,由F=I及式(9)可得:

可见,气隙开口尺寸的增加,会导致气隙内磁场强度降低,这对OCT的灵敏度不利,也降低了系统的抗干扰性。

另外,对于整体结构而言,如图8所示,在集磁环内半径r1不变的情况下,气隙开口增大,会使集磁环整体结构同圆形差异较大,这导致气隙尺寸增大,也需要增大集磁环内半径,使得集磁环体积和质量进一步增加。因此,气隙开口尺寸不宜过大。鉴于此,本方案将气隙开口定为12 cm。通过仿真结果可知,该尺寸可满足集磁环式OCT各方面的性能。

4.2 集磁环气隙矩形端面尺寸的选择

根据实际应用可知集磁环式OCT的测量范围越大,应用越广泛。取不同的断面尺寸进行仿真,仿真结果如表2~4所示。表中,a、b分别代表断面的长和宽;磁场线性范围通过I1/(k I2)计算得到,其中I1是一次电流,I2是二次电流,k是互感器的变比。

可见,集磁环端面边长增加,集磁环式OCT的线性范围的顶端阈值得到明显提升。同时气隙开口尺寸不变时,边长增加将使漏磁的比例降低,气隙内光通路上的磁场积分将增加,保证了OCT线性范围的低端阈值没有变化。因此边长的增加会使OCT线性范围增加,同时保证其灵敏度不降低。

可见,集磁环端面边长增加,集磁环式OCT的线性范围的顶端阈值得到明显提升。同时气隙开口尺寸不变时,边长增加将使漏磁的比例降低,气隙内光通路上的磁场积分将增加,保证了OCT线性范围的低端阈值没有变化。因此边长的增加会使OCT线性范围增加,同时保证其灵敏度不降低。

电力系统短路电流通常是额定电流的20~40倍,为保证在大短路电流下集磁环不饱和,就要针对不同容量的系统选用不同规格的集磁环。仿真可知端面为5 cm×5.5 cm的集磁结构可以使用在额定电流为1 200 A的系统;端面为4 cm×4.4 cm的集磁结构可以使用在额定电流为500 A的系统。

4.3 集磁环半径的选择

集磁环内半径增大会导致集磁环整体重量增加,因此集磁环尽量选用较小的半径尺寸。通过仿真了解到,小半径集磁环的积分值更高,灵敏度更高。另外,考虑到集磁环气隙开口最小尺寸为12 cm,集磁环内半径过小又会导致集磁环整体圆形结构遭到破坏。本方案需测量导线的直径为8 cm,考虑到导线的外包裹层厚度和集磁环固定装置的尺寸,将集磁环内半径选为12 cm。

5 结论

a.集磁环式光学电流互感器将磁光材料与集磁环结构相结合,提高了OCT的测量精度,有实际应用意义。通过磁路方式定性分析了影响集磁环式OCT的灵敏度、抗干扰性能和其线性测量范围的因素。

b.利用Ansoft有限元软件建立了基于电磁场的计算模型,分析漏磁状态下的集磁环气隙磁场特性,磁场沿光路传播方向的积分同实际电流有着固定的比例关系,此比值波动范围很小,满足实用化要求。

c.根据实际工程需要和结构、性能分析结果,确定了本次方案集磁环的整体结构为圆形,气隙端面为矩形,气隙端面采用平行结构,气隙开口端面距离为12 cm,内半径为12 cm,端面为5 cm×5.5 cm的集磁结构可以使用在额定电流为1 200 A的系统;端面为4 cm×4.4 cm的集磁结构可以使用在额定电流为500 A的系统。

参考文献

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浅谈光学电流互感器的测量与调试 篇4

互感器是连接电力系统中一、二次设备的重要环节, 在电能的计量和继电保护方面起着至关重要的作用。其精度及可靠性与电力系统的安全、可靠和经济运行密切相关。随着我国电力传输系统容量不断增加, 电网运行的电压等级也越来越高, 我国已将原来的220k V的骨干电网提高到500k V, 而且正在建设750k V~1000k V的输电线路进行电力的运输。

在我国电网中, 光电互感器在具有高低压完全隔离, 安全性高, 优良绝缘的性能和优越的性价比;没有铁芯, 不存在磁饱和、铁磁共振等问题;功能齐全, 测量精度高;频率响应宽, 动态范围大;没有因充油而潜在的易燃、易爆等危险;体积小、重量轻节约占地面积;无污染、无噪音, 具有优越的环保性能;适应了电力系统数字化、智能化和网络化的需要的诸多优点下得以广泛应用。

光学电流互感器 (optical current transformer以下简称OCT) 的传感原理与输出方式均不同于传统的电流互感器, 传统电流互感器二次输出一般为5A或1A, 而OCT直接输出数字信号或弱电信号, 在与数字式保护设备接口方面及现场调试的安全性方面有很大的优势。但是传统互感器的检测方法已经不适用于新型电流互感器。本文主要对OCT的构造、原理及现场检测调试方法进行简述。

二、光学电流互感器分类及简单原理

按高压侧的传感头是否需要工作电源, 可将光学电流互感器分为有源式和无源式两种。

1、无源式光学电流互感器

无源式光学电流互感器一般采用法拉第磁光效应原理, 即线偏振光在磁光物质中传播时, 光的偏振面在外磁场作用下发生旋转, 旋转角度与磁场强度的大小、光与磁场在物质中发生作用的长度和材料的性质有关。光纤将模拟光信号传输到低压端, 经光电探测器变为电信号, 然后经放大、A/D转换, 最终由微处理器得出待测电流信息。

2、有源式光学电流互感器

有源式光学电流互感器一般采用罗哥夫斯基线圈与精密电阻配合对一次电流进行采样, 将待测大电流信号转换为弱电信号, 然后经过电子电路调节成电信号, 再由光电转换元件转换成数字信号, 经光纤传至低压端进行解调。

三、OCT的现场检测设计

1、OCT的工作原理

以采用Rogowski线圈原理的有源式OCT为例:传感器将一次电流转变成电子电路允许测量的信号, 由采集器单元就地完成模数转换并调制成光信号, 通过光纤把一次电流电压数字量传送到位于集控室的合并器单元。合并器再将收集到的数据按照统一的通信规约对数据进行编码后, 通过光纤以太网提供给保护、测量等设备。采集器与合并器制之间通过两根光纤进行能量和数据的传递。

2、OCT的测量条件及方法

对于OCT的现场测量方法有多种, 这里以典型测量方法举例说明。如图4所示, 待测OCT与标准电流互感器串接于同一电流回路。标准电流互感器应比待测OCT高至少两个准确度级别, 其实际误差应不超过待测OCT误差限值的1/5。升流器输出一次电流, 标准二次侧通过一个高精度电阻将电压模拟值送入误差比较装置的模拟输入端。待测OCT传感器将二次输出通过光纤送入合并器, 再由合并器按照统一通讯规约编码后将二次值以数字形式通过光纤由数字输出端送至误差比较装置的数字输入端, 然后由误差比较装置标将前后两者的数值进行比较计算得出误差值 (角差、比差) 。图4中时钟脉冲发生器的作用尤为重要。因为标准CT的二次值是连续的模拟量信号, 误差比较装置对其进行实时采样。而待测OCT的二次输出则是以数字包的形式按照一定的频率由合并器发送至误差比较装置的, 此时为了保证送入误差比较装置的标准值与待测OCT的实际值为同一时刻的数值, 特加入此设备。当一个时钟脉冲发出时, 分别送至合并器和误差比较装置, 两个装置同时记录此时间点。合并器在此时间点发送出与待测数值, 而误差比较装置收到此时间脉冲时会自动记录此时间点接收到的标准数值, 然后再与待测值进行比较。

四、合并器的调试

与传统电流互感器二次输出多组电流值不同的是, OCT二次输为数字信号或是弱电信号, 再经过合并器处理后传送至信号小母线, 供各个保护柜读取使用。那么OCT在与保护装置的接口方面, 尤为重要的就是合并器对传感器输出信号的编码及输出。

合并器是对传感模块传来的三项电气量进行合并和处理, 并将处理后的数字信号按特定的格式提供给隔级设备使用的装置。合并器的输出格式符合IEC 60044-8、IEC 61850-9-1、IEC 61850-9-2要求。合并器具有的基本功能是:

(1) 可接收来自多路电子式互感器采集器的采样光信号, 汇总之后按照IEC 61850规约以光信号形式对外提供采集数据。

(2) 以光能形式为电子式互感器采集器提供工作电源。

(3) 接收来自站级或继电保护装置的同步光信号, 实现采集器间的采样同步功能。

(4) 可以接收传统互感器的模拟信号, 进行A/D转换。

一般来讲, 合并器的配置方案将决定系统的安全性与可靠性, 配置原则是保证一套系统出问题不会导致保护误动, 也不会导致保护拒动。电子式互感器或就地采集单元的二次转换模块需要冗余配置, 转换器中电流需要冗余采样, 分别用于测量、保护启动和保护动作, 数据合并器冗余配置, 并分别连接冗余的电子式互感器模块。

1、合并器无效位机制与自检测试

(1) 测试目的。为了使保护装置更合理的对无效采集数据处理, 最大限度的减少数据无效对保护的影响, 对合并器输出数据中无效标志进行了相应的要求。某采集通道异常时, 只置分通道无效标志, 不置总无效标志;装置异常时, 置总无效标志及所有无效标志。

(2) 测试方法。如图5所示接线, 断开其中一个采集单元与合并器光纤链路, 或调低采集单元电源电压, 观测发送数据的状态字变化情况, 同时观测液晶自检报警界面信息。

(3) 测试标准及结果。数据异常时, 数据报文中通道对应分无效标志置1总无效标志置。其中, 链路中断时, 液晶自检菜单中数据异常计数器增加。

2、切换告警逻辑测试

(1) 测试目的。合并器应能正确判断隔离开关的位置状态, 并正确告警。在双触点继电器位置异常与两个母线隔离开关均闭合时, 延时10s并通过硬触点告警隔离开关切换异常。隔离开关都断开是不告警。 (不同厂家的合并器的逻辑有所差异, 这里以上述逻辑为例)

(2) 测试方法。DC220V模拟隔离开关开入触点, 检测硬触点开出是否满足原理逻辑。

(3) 测试标准及结果。表1所示。

测试结果

3、合并器电磁兼容测试

(1) 测试目的。检测电子式互感器在电磁干扰情况下输出采样数据的有效性, 了解数据无效产生的原因, 并通过实验确定判据的合理性以及是否需要增加新的判据。一次电流在额定电流的5%上下调节, 考察采集单元电源切换过程中是否会出现数据无效位。合并器输出数据无效判据如下: (1) 远端模块电压越限; (2) 采集器与合并器通讯链路中断; (3) 合并器接受采集器数据错误。

(2) 测试方法。如图6所示, 通过相关测试仪器对一次导体、空心线圈、低功率线圈、取能线圈、合并器、测控装置、故障录波器施加电磁干扰信号, 观察错误标及产生原因。主要测试干扰包括:a脉冲群干扰。b静电放电干扰。c辐射电磁场骚扰。d电快速瞬变抗扰度。e浪涌抗扰度。f射频场感应的传导骚扰抗扰度。g工频磁场抗扰度。h脉冲磁场抗扰度。i工频抗扰度。

(3) 测试标准及结果。装置应能承受上述相应标准的干扰试验。

3、合并器高温测试

(1) 测试目的。检测合并器在高温环境下运行是否会出现内部时序配合导致输出数据无效的现象。

(2) 测试方法。如图7接线。一次通流, 高温箱模拟高温环境, 运行一段时间观察合并器输出。

五、结语

光学互感器 篇5

1) 绝缘结构复杂、体积大、成本高。

2) 存在磁饱和。造成电流互感器二次电流数值和波形的严重失真而导致继电保护误动作。

3) 电流测量线性范围小。当电流过大或过小时,比差和相差等测量误差会加大。

4) 互感器二次侧输出开路时,二次侧的感应电动势有可能达到数千伏。这不但危及人身设备安全,还有可能使二次绕组和二次设备的绝缘遭到损害,甚至使铁芯因过热而损毁。

5) 过载能力差。电流互感器二次侧负载超过所容许的数值时,励磁电流会大大增加,使得铁芯进入饱和状态,从而影响测量精度。长时间运行还会使铁芯损耗增大、发热严重甚至烧坏绝缘。当绝缘和散热介质为矿物油时,还存在因绝缘击穿而可能导致的燃烧、爆炸的危险。

6) 输入功率大,功率损耗大。

7) 无法保证暂态测量的精确度,给继电保护的可靠性和灵敏性构成威胁,这也是目前变电站综合自动化系统中测量和保护不容易实现数据完全共享的主要根源。

基于光学传感技术的光学电流互感器(Optical Current Transformer, OCT)与罗氏线圈或低功耗铁芯线圈式的电子式电流互感器(Electrical Current Transformer,ECT)一直受到国内外的广泛关注和深入研究。OCT与ECT均具有无磁饱和、安全性高等特点,被公认为是替代电磁式电流互感器的理想产品。按照敏感环方式的不同,OCT又可分为磁光玻璃式和全光纤式两种型式。二者基本原理一致。全光纤式(Fiber Optical Current Transformer, FOCT)采用全光纤光路通过一个相位调制器实现电流信号的闭环检测,从而大大提高了传感器的测量精度和长期稳定性,性能比磁光玻璃式好,成为国际上OCT发展的主流方向。

本文在介绍FOCT原理及特点的基础上,着重分析了FOCT在工程应用中所面临的问题并提出了解决措施。

1 FOCT的原理、特点及研究现状

1.1 磁光法拉第效应

磁光法拉第效应是指当一束线偏振光沿着与磁场平行的方向通过磁光材料时,线偏振光的振动平面将产生偏转(见图1)。线偏振光振动平面偏转角θF与磁场强度和光在磁场中所经历的路径距离成正比,用数学公式表达为

θF=∫VHdl (1)

式中:θF为通过介质的光的振动平面偏转角的大小;V为维尔德(verdet)常数;H为磁场强度;l为光在磁场中所经历的路径距离。

如果敏感路径是闭合环路,那么穿过敏感环路的电流所产生的磁场将作用于闭合环路,根据安培环路定律,可得:

$\begin{array}{l}\theta {}_{\text{F}}={\displaystyle \underset{{\rm N}{}_{{\rm I}}}{\oint }V}{\rm H}dl=V{\rm N}{}_l{\displaystyle \oint {\rm H}}dl\\ =V{\rm N}{}_l{\displaystyle \sum _{{\rm N}{}_i}{\rm I}}{}_i={\rm N}{}_{l}V{\rm I}(2)\end{array}$

式中:Nl为敏感路径的圈数(或匝数);I为通过环路的总电流数。

式(2)表明,通过磁光材料(光纤或者磁光玻璃)线偏振光振动平面的偏转角大小,与光学环路的匝数及穿过光学环路的总电流成正比。如果能够检测到光信号的偏振旋转角,也就能得到对应的被测电流值,这就是磁光法拉第效应电流互感器的基本原理。

1.2 FOCT的组成及工作原理

FOCT的工作原理如图2所示,光源发出的连续光经过耦合器到达偏振器后被转化为线偏振光,以45°角进入相位调制器,分解为两束正交的线偏振光,沿光纤的两个轴(X轴和Y轴)传播。在相位调制器上施加合适的调制算法,两束受到调制的光波进入了光纤线圈,在电流产生的磁场的作用下,两束光波之间产生正比于载体电流的相位角。经反射镜反射后两束光波返回到相位调制器,到达偏振器后发生干涉,干涉光信号经过耦合器进入光电探测器,探测器输出的电压信号被信号处理电路接收并运算,运算结果通过数字接口输出。当汇流排没有电流时,两束光信号的相位差为零,信号处理电路输出也为零。当有电流通过时,两束光信号存在一个相位差Δφi=4NVI,其中,N是光纤的匝数;V是维尔德常量;I是被测电流。信号处理电路对相位差进行解调,得到被测电流的数字值并输出。

此电流检测方案的优点在于:①“全对称”的互易光路设计,互易是指两束光波走过的是同一条路径,如基于萨格耐克(Sagcac)效应光纤陀螺光路。此方案通过一个反射镜可以使两束光波在同一条路径上严格“同步”,这就是“全对称”光路,可以大大降低温度、振动对光路的影响,使得光路稳定性提高;②可以利用自动控制、滤波等算法,通过数字处理系统对相位调制器进行负反馈控制,保证整个系统的工作点稳定,从而实现了高的灵敏度以及在大测量范围内的精度;③可以通过软件增加多个附加控制模块来抑制由于光电器件随时间老化带来的误差,提高系统的长期稳定性和工作寿命。

1.3 FOCT的主要特点

与传统电磁式电流互感器相比,FOCT存在以下优点。

1) 绝缘性能好、安全性高。

FOCT一次侧与二次侧之间通过绝缘性能很好的光缆连接,使其绝缘结构大大简化,也不存在电磁式电流互感器二次开路带来的安全隐患。实际应用中,电压等级越高,其优势越明显。而且也没有因充油而产生的易燃、易爆炸等危险。

2) 动态范围大、测量精度高。

在电力系统中,故障电流往往是正常运行电流的几十倍。传统电磁式电流互感器由于存在磁饱和问题,难以实现电流在大范围内的精确测量。OCT具有很宽的动态范围,可同时实现测量和继电保护的需要,免除采用电磁感应式互感器时需多个测量通道的复杂结构。一个测量通道额定电流可测到几十至几千安培,过电流范围可达几万安培。FOCT采用了闭环检测技术,在全量程范围内均能保证很好的测量精度(样机型式鉴定试验中,50 kA电流信号下的复合误差达到0.8%)。

3) 频率响应范围宽。

FOCT闭环系统传递函数是一阶惯性环节,是完全线性的,其3 dB带宽达10 kHz,可以准确地进行电网暂态、高频大电流与直流的测量,这对简化继电保护判据、提高保护的可靠性、快速性具有十分重要的意义。

4) 敏感环制作柔性强,适用面广。

与磁光玻璃式OCT不同,FOCT敏感环制作是在非磁性金属骨架上绕制光纤,制作柔性强,敏感头仅数公斤,适用于传统的绝缘支柱式、悬挂式应用,还可组合到GIS、断路器高压设备中,共用支撑绝缘子,由此可减少变电站占地面积和工程费用。

5) 绿色环保、成本潜力大。

FOCT与传统电磁式电流互感器相比,金属耗材少、占地面积小(组合式甚至不占地方)、重量轻、无充油气、符合绿色环保要求。连接通过少量光缆,使电缆沟和电缆大为减少,占地可减少15%,一次投资可减少20%,寿命周期成本可降低25%以上[1],给用户较高综合性价比。

由于FOCT的绝缘结构简单,因此FOCT在110 kV以上电压等级中,已经具备很强的价格竞争力。目前FOCT的价格在110 kV及以下电压等级中与传统电磁式电流互感器相比较贵。但是,虽然采购成本高一些,其综合成本并不高,而且,FOCT是一项光、机、电一体化的新技术,随着产品成熟度和产量的增加,产品成本还会逐渐降低。

6) 能适应电力计量与保护数字化、微机化和自动化发展的潮流。

FOCT一般以弱功率数字量输出,适应日趋广泛采用的微机保护、电力计量数字化及自动化发展的潮流。

FOCT有传统电磁感应式电流互感器无法比拟的优点,符合未来电站、变电所发展的需要,是传统电流互感器较为理想的更新产品。

1.4 国内外对FOCT的研究现状

国外对OCT的研究工作开展较早,20世纪90年代瑞典ABB、德国西门子等公司研制成功了开环方案的磁光玻璃式OCT并得到一定的应用,但由于其测量精度的长期稳定性和产品的可靠性存在较大隐患,ABB公司又开始了技术更为先进的FOCT的研发工作。2004年,加拿大Nxtphase和ABB分别报道了其研制的新型闭环光纤电流互感器的研究成果。通过解决光路稳定性和数字处理等多项关键技术,他们开发的系统产品均通过IEC的相关标准,并在多处发电厂、输变电站完成了挂网试运行,并在运行过程中表现出了高可靠性和高精度。

国内对OCT的研究始于20世纪90年代初期,由于磁光玻璃式OCT实现较为简单,其光路设计和相应的数字处理比较容易,多家研究机构对此方案开展了大量的研究工作。而FOCT由于数字闭环处理过程相对复杂,国内只有个别单位开展了研究工作,南瑞航天(北京)电气控制技术有限公司所研制FOCT产品于2008年初通过了武汉高压研究院的电子式互感器型式鉴定试验并进行了挂网试运行。

2 FOCT对继电保护的有利影响

1) 促进继电保护新原理的研究。目前的保护算法多基于采用电流的工频分量,这需要经过滤波,就不可避免地会产生延时。为了提高保护动作速度,可采用故障后的暂态分量构成高速保护。传统的电磁式电流互感器由于频响范围较窄而不能完全再现一次电流波形,而FOCT测量的频响范围宽,能够真实地反映一些高频信号,为暂态量保护提供可靠的数据,促进高速保护的发展。

2) 提高继电保护的可靠性。电流互感器饱和一直是影响保护正确动作的重要因素。例如, 在保护出口短路时,常规电流互感器可能会在一次侧大电流下饱和,使得二次电流不能正确反映一次电流而使保护拒动。由于FOCT在大的动态范围内能保持良好的线性,其二次侧能正确地反映一次电流的值,从而提高继电保护的可靠性。

3) 为保护提供新的功能。由于FOCT的动态范围大,正常和故障时均可较准确地反映一次大电流的值,因此许多测量的功能可在保护中实现。另外,由于FOCT频率特性好,可以记录故障初瞬间和断路器预分合时刻的波形,从而具有录波和断路器状态监视的功能。

4) 提高现场的安全性。进出FOCT的都是弱的光信号,因此二次侧开路时不会产生危险的高电压,提高了现场人员的安全和设备的可靠性。

5) FOCT 的稳态精度和暂态精度都可达到0.2级,使继电保护的灵敏度、选择性和快速性得到显著提高,从而提高故障测距的精度。此外,由于稳态测量精度和暂态测量精度相同,从而可以建立厂站统一的综合数据网,保护系统与测量系统共享数据也为保护下放提供了方便的条件。

6) FOCT 的输出信号为数字信号,容易与数字式保护/仪表接口,省去了微机保护装置中的小电流互感器及模数转换模块,使得微机保护装置的硬件显著简化,也降低了成本。

3 FOCT在工程应用中存在的问题及解决途径

与传统电磁式电流互感器相比,FOCT在理论上存在着较大的优势,但在工程实际应用中所面临诸多新问题,阻碍了FOCT的实用化进程。国内经过多年的理论研究及工程实践,摸索出解决这些问题的一些行之有效的措施,为FOCT的工程应用奠定了技术基础。以下为针对这些主要问题并给出已证明是较为有效的解决途径。

3.1 FOCT的使用寿命

制约FOCT使用寿命的有光学元器件、电子元器件及光路工艺。目前,光学元器件在光通信中广泛应用,其使用寿命普遍可在10 a以上,大量的加速寿命与可靠性试验也验证了这一点。而电子元器件可使用寿命为10～15 a。FOCT采用全光纤光路,各断点处采用专用熔接设备进行熔接并采取保护措施因而具有较高的可靠性。事实上,寿命不仅和设计有关,和材料元器件选择,生产过程的工艺和质量控制也密切相关。

3.2 温度的影响

温度变化对光源、光纤光路、敏感环以及由此对光学器件及光纤光路带来影响,并最终体现在测量误差中。对这些影响采取如表2中措施,最终准确度可控制在0.2级以内。

3.3 长期运行稳定性

互感器在长期运行中均面临稳定性的难题,对任一种OCT来说,电子器件、光学器件性能的缓慢变化将影响互感器的测量准确度,如放大电路缓慢漂移,光源功率的衰减,光路损耗的增大,敏感材料双折射的缓慢变化,以及FOCT调制器效率的漂移等。FOCT的长期稳定性是其实用化必须解决的问题,也是很多家研究单位遇到的难题。我们通过多项设计和工艺处理,较好地解决了稳定性问题。

4 结语

光学电流互感器OCT和电子式互感器ECT与传统电磁式电流互感器相比,均具有明显的技术优势,随着OCT与ECT广泛的工程应用,替代传统电流互感器的趋势已很明显。其中,全光纤电流互感器FOCT以其更为先进的技术特点和使用优势成为新型电流互感器发展的主流方向。

摘要：介绍了全光纤电流互感器(FOCT)的基本原理、主要特点,并与罗氏线圈、磁光玻璃式电流互感器进行了较为详细的对比。分析了FOCT的广泛应用对继电保护带来的有利影响,还分析了FOCT在工程应用中所面临的主要问题,并提出了解决措施。

关键词：全光纤电流互感器,特点,工程应用

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光学互感器 篇6

光学电压互感器(Optical Voltage Transducer)是利用光电子技术和电光调制原理来实现电压的测量的。它利用光代替传统的电作为敏感信息的载体,光纤代替传统金属导线传递敏感的信息,光信号经光电变换后用电子线路和计算机处理。在电力工业高速发展的今天,迫切需要不断完善这样的新型电压互感器,使其得到更广泛的应用于推广。

1 光学电压互感器的原理

某些晶体物质在外加电场(电压)的作用下发生双折射,且双折射两光波之间的相位差与电场强度(电压)成正比。这一现象被称之为Pockels效应。基于该效应,典型的光学电压互感器的工作原理是:LED发出的光由光纤传入起偏器,将光变成线偏振光,经1/4波片后又变成圆偏振光,当光透过电光晶体时,在电场或电压的作用下发生双折射,双折射两光波之间的相位差与被测电压成正比。经检偏器后,输出光强与被测电压之间具有线性关系。经电光转化和信号处理之后即可测量出电压。

由晶体Pockels效应引起的双折射两光束的相位差可用下式计算:

式中,n0为BGO晶体的折射率;γ41为BGO晶体线性电光系数[1]。

我们可以看到,在描述基于晶体Pockels效应的电压互感器的原理时,所分析的是BGO晶体,由于它在电压传感方面具有优良的性能,许多OVT均采用它作为敏感元件。该晶体是一种透过率高、无自然双折射性和自然旋光性、不存在热电效应的电光晶体。

2 琼斯矩阵描述晶体的光学性质

在理想情况下,即电光晶体2个相互垂直的感应主轴与起偏器的透光轴成45°夹角,外电场和双折射同时存在时BGO晶体的琼斯矩阵推导如下:

设有角频率为ω的平面单色光波沿Z轴方向通过具有多种双折射的BGO晶体,利用Lee KS.所著的《应用光学》一书中介绍的方法[2],可得有双折射时BGO晶体的琼斯矩阵为

若不考虑晶体中的干扰双折射,晶体在外电场E作用下的电光张量为

上式中取外电场引起的晶体沿Z轴方向的双折射率B1l=n03γ41 E。

可得不考虑干扰双折射时晶体在外电场E作用下的琼斯矩阵为:

设BGO晶体在主轴方向的方位角偏差为θ,检偏器输出的线偏振光的琼斯矩阵为[3]:

式中JD1,JC,JP分别为检偏器、BGO晶体在外电场作用时和1/4波片的琼斯矩阵;Ei为入射光经起偏器后的琼斯矢量。R(θ)为旋转矩阵。将式(5)代入得:

从上式可以看出,有r41=3.22×10-12m/v,l=666nm,折射率n0=2.15[4],通光长度l设为单位长度。因此,变量仅有角度偏转角度θ和外加电场E,即可分析该琼斯矢量与角度偏转角度θ和外加电场E的关系。

3 用介电张量描述晶体的光学性质

现在以BGO晶体在外电场的作用下的感应主轴为参照坐标系(X,Y,Z),并使光束沿Z轴传播,则此时晶体的介电张量可表示为

式中,N和M分别为晶体中存在的线性双折射的总数,可得在外电场和干扰双折射同时存在时BGO晶体的介电张量为

当晶体沿其主轴方向旋转时,晶体的介电常数为

而当晶体三个方向都有旋转时

其中,A(α),B(β),C(γ)分别为z,y,x轴方向的旋转矩阵。

上述分析即为晶体旋转变化后介电张量的表达,其中未考虑因晶体旋转电场对其介电张量的影响,相当于不论晶体怎么旋转,电场始终是与晶体主轴垂直的,由此时的介电常数可推导BGO晶体角度偏转一定角度后的琼斯矩阵。

4 结论

光学电压互感器各个器件都可能影响其稳定性。本文分析了BGO晶体的光学特性,利用琼斯矩阵和介电张量,计算了晶体沿其主轴方向旋转时的输出偏振光的介电张量的变化,讨论了晶体角度偏转后的琼斯矢量、偏转角度、外加电场三者之间的关系。当晶体有偏转时,由于其介电常数在改变,并且改变量复杂,所以推导晶体在任意角度下偏转后的琼斯矩阵并且分析其性质有很大的难度,这也将是需要进一步完成工作。由于琼斯矩阵能够清晰的表述外加电场与偏振产生的相位差及偏转角度的关系,所以极具研究价值,在光学电压互感器误差的研究中起到了重要作用。

摘要：文章介绍了基于Pockels效应的光学电压互感器。由于电光晶体是光学电压互感器的核心敏感元件,所以其性能直接影响到光学电压互感器的测量准确性、稳定性和灵敏度。讨论了在外电场作用下,由于晶体的切割或放置问题而发生角度偏转时,其偏振特性及介电张量的改变情况,分析了晶体有角度偏转时的输出线偏振光的琼斯矢量。

关键词：光学电压互感器,Pockels效应,BGO晶体,琼斯矩阵,介电张量

参考文献

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光学互感器 篇7

关键词：光学电压互感器,琼斯矩阵,晶体双折射,高通滤波器

0 引 言

光学电压互感器具有体积小、绝缘性好、测量频带宽、动态范围大、抗电磁干扰能力强、数字输出和无源化等一系列优点, 特别适用于电力系统的测控, 越来越引起人们的重视, 国内外对此都有研究, 并取得了一定进展, 目前已有OVS挂网试运行[1,2]。但光学电压互感器的稳定性问题阻碍着其实用化的进程[3]。通过大量的实验研究和理论分析发现, 影响OVS稳定性的主要因素在其传感核心:电光晶体的稳定性问题。目前, 大部分OVS的电光晶体都是采用锗酸铋 (BGO) 块状晶体, 这种晶体理论上无自然双折射、无旋光性及热释电效应且温度系数小, 电光系数大, 是一种较为理想且被广泛采用的电光晶体[4]。但由于BGO晶体为人工提拉的晶体, 目前, 经过多次提拉的晶体性能仍不能满足电力系统长期稳定性的要求, 主要表现为其受温度场、应力场及其本身残余自然双折射的影响[5], 这将影响互感器的测量精度及稳定性。由于BGO晶体双折射误差的影响因素众多, 很难使用补偿的方法消除其引起的数字输出漂移。因此, 必须研究BGO晶体双折射误差机理, 在数字输出部分消除其影响。

本文研究的是一种基于Pockels效应的反射式光学电压传感器新型研究方案[6,7], 由于反射式光路和数字闭环检测技术的实现, 系统的稳定性和动态范围得到了极大提高, 且测量精度不受光源光功率漂移的影响, 具有继续探索和研究的价值。针对这一新型方案, 在晶体不理想的情况下, 利用琼斯矩阵建立了反射式OVS光路的数学模型, 结合该模型推导了晶体应力双折射对互感器输出偏置漂移的影响可以采用滤波算法进行抑制的机理, 仿真计算分析了BGO晶体双折射误差对系统性能的影响;在此基础上, 提出了设计一个高通滤波器对数字输出进行滤波的方法, 并进行了实验验证。

1 数学模型

1.1 光学电压互感器的系统结构

反射式光学电压互感器系统框图如图1所示。在建模过程中, 为了减少计算量, 做出如下假设:所有熔接点均理想;忽略介质中光的背向散射与反射;不考虑电路系统对光路相位误差的补偿;光纤损耗与偏振无光, 并且没有考虑各种非线性效应。

1.2 光学电压互感器系统数学模型

1.2.1 光源

本系统采用SLD发出的光是具有一定偏振度的部分偏振光, 其数学模型为[8,9]:$E{}_{\text{i}\text{n}}=\left[\begin{array}{c}E{}_x\\ E{}_y\end{array}\right]=\left[\begin{array}{c}\sqrt{(1+p)/2}\\ \sqrt{(1-p)/2}\end{array}\right]\sqrt{{\rm P}}$ (1) 式中:p为光源的偏振度;P为输出光功率。

1.2.2 起偏器

假设起偏器的琼斯矩阵与入射光的偏振情况无关, 但与传播方向有关。其相应的传输矩阵为:$\mathit{{\rm P}}=\left[\begin{array}{cc}1& 0\\ 0& \epsilon \end{array}\right]$ (2) 式中ε为起偏器的振幅消光系数。

1.2.3 相位调制器

相位调制器的一个重要功能是在模式正交的两束偏振光间引入人为调制相位差, 其数学模型为:$\mathit{{\rm T}}=\left[\begin{array}{cc}1& 0\\ 0& \text{e}{}^{\text{j}\phi (t-\tau )}\end{array}\right]$ (3)

${\mathit{{\rm T}}}^{\prime }=\left[\begin{array}{cc}1& 0\\ 0& \text{e}{}^{\text{j}\phi (t)}\end{array}\right]$ (4) 式中:φ (t) , φ (t-τ) 为相位调制器产生的调制相位;τ为光往返两次通过调制器的时间差即渡越时间。

1.2.4 法拉第准直旋光器

实际使用过程中, 由于受到外界环境 (温度、振动等) 因素的影响, 法拉第旋光器的角度往往偏离理论值, 故可定义其传输矩阵为:$\mathit{{\rm M}}{}_1=\left[\begin{array}{cc}\cos F& -\sin F\\ \sin F& \cos F\end{array}\right]$ (5) 式中F为法拉第准直旋光器的旋光角度, 理想情况下, F=45°。

1.2.5 BGO晶体

由于生产工艺等因素, 晶体中存在的杂质及残余应力会产生附加双折射。外部应力和温度变化又进一步加剧了这种双折射效应。光正向传输时, 存在附加双折射时BGO晶体的传输矩阵为[10]:$\mathit{{\rm M}}{}_2=\left[\begin{array}{cc}A& B\\ C& D\end{array}\right]$ (6) 反向传输时的传输矩阵为:$\mathit{{\rm M}}{}_2^{\text{Τ}}=\left[\begin{array}{cc}A& -C\\ -B& D\end{array}\right]$ (7) 其中:$\{\begin{array}{l}A=\cos \phi -\text{i}[(\epsilon {}_{yy}-\epsilon {}_{xx})/\sqrt{(\epsilon {}_{yy}-\epsilon {}_{xx}){}^2+4\epsilon {}_{xy}\epsilon {}_{yx}}]\\ \sin \phi =D{}^{*}\\ B=(2\text{i}\epsilon {}_{xy}/\sqrt{(\epsilon {}_{yy}-\epsilon {}_{xx}){}^2+4\epsilon {}_{xy}\epsilon {}_{yx}})\sin \phi \\ C=(2\text{i}\epsilon {}_{yx}/\sqrt{(\epsilon {}_{yy}-\epsilon {}_{xx}){}^2+4\epsilon {}_{xy}\epsilon {}_{yx}})\sin \phi \\ \phi =(k{}_{+}-k{}_{-})l/2\\ k{}_{\pm }^2=\frac{\omega {}^2\mu }{2}[(\epsilon {}_{xx}+\epsilon {}_{yy})\pm \sqrt{(\epsilon {}_{xx}-\epsilon {}_{yy}){}^2+4\epsilon {}_{xy}\epsilon {}_{yx}}]\end{array}$ (8) 式中εxx, εxy, εyx, εyy为存在附加双折射时晶体介电张量的各分量, 分别为:$\{\begin{array}{l}\epsilon {}_{xx}=\epsilon {}_0+\frac{1}{2}{\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\text{Δ}}\epsilon {}_{nl}\cos (2\theta {}_n)\\ \epsilon {}_{yy}=\epsilon {}_0-\frac{1}{2}{\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\text{Δ}}\epsilon {}_{nl}\cos (2\theta {}_n)\\ \epsilon {}_{xy}=-\frac{1}{2}{\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\text{Δ}}\epsilon {}_{nl}\sin (2\theta {}_n)+{\displaystyle \sum _{m=1}^{{\rm M}}\text{Δ}}\epsilon {}_{mc}=\epsilon {}_{yx}^{*}\end{array}$ (9) 式中:Δεnl为第n个线性双折射 (δnl) 引起的介电系数;Δmc为第m个圆双折射 (φm) 引起的介电系数, 且有:$\text{Δ}\epsilon {}_{nl}=\frac{2\delta {}_{nl}\epsilon {}_0}{k{}_{0}ln{}_0}$ (10)

$\text{Δ}\epsilon {}_{mc}=\frac{2\text{i}\epsilon {}_0\Phi {}_m}{k{}_{0}ln{}_0}$ (11)

1.2.6 传感晶体末端反射膜

晶体端面得反射膜采用介质高反射率膜系, 其相应的传输矩阵为:$\mathit{{\rm M}}{}_3=\left[\begin{array}{cc}1& 0\\ 0& -1\end{array}\right]$ (12)

1.2.7 熔接点

系统各器件尾纤熔接以及对轴时有一定的角度误差θi, 如图1所示, 它对应的旋转矩阵为:$R[\theta {}_i]=\left[\begin{array}{cc}\cos \theta {}_i& -\sin \theta {}_i\\ \sin \theta {}_i& \cos \theta {}_i\end{array}\right]$ (13) 其中, θi是第i (i=1, 2, …, 7) 熔点的熔接角度。

1.2.8 保偏传输光纤

假设光路系统中的所有光纤都是理想的, 则其传输矩阵为:

$\mathit{{\rm M}}{}_{Lx}=\left[\begin{array}{cc}\exp (\text{j}2\text{π}n{}_{\text{e}}L{}_X/\lambda )& 0\\ 0& \exp (\text{j}2\text{π}n{}_{o}L{}_X/\lambda )\end{array}\right](14)$

式中:ne, no分别是保偏光纤快慢轴的折射率;LX (X=1, 2, …, 7) 是光纤的长度;λ为光源工作波长。

1.2.9 整个系统的数学模型

基于以上各个光学器件的数学模型, 假设认为光路中其他光学器件及熔接点均理想, 可以得到反射式OVS整个光路的数学模型及探测器接收到得干涉信号复振幅表达式为:Eout′=PTMTL3RT[θ3]MTL4T′MTL5MTL6MTL7MT1RT[θ6]MT2·

M3M2R[θ6]M1ML7ML6ML5TML4R[θ3]ML3PML2ML1Ein (15) 根据干涉理论, 得到干涉光强的表达式为:I =<Eout ·E*out> (16) 联立式 (1) ~ (16) 得到干涉光强的表达式为:$\begin{array}{l}{\rm I}\approx \frac{{\rm P}(1+p)}{4}\times \{(|C{}_{xx}|{}^2+|C{}_{yy}|{}^2)-\\ a\cos [\phi (t)-\phi (t-\tau )]\\ +b\sin [\phi (t)-\phi (t-\tau )]\}\end{array}$ (17) 式中:a, b分别为C${}_{xx}^2$的实部和虚部且有:C${}_{xx}^2$= (A2+C2) 2 (18)

C${}_{xy}^2$= (AB+A*C) 2 (19) 该系统数字信号处理部分采用方波调制和阶梯波反馈的闭环解调, 因此有:$\phi (t)-\phi (t-\tau )=\pm \frac{\text{π}}{2+\Phi {}_{\text{f}}}$ (20) 式中:Фf为阶梯波反馈相移, 可以反映电压互感器的数字输出。

将式 (20) 代入干涉信号表达式 (17) , 由闭环检测时干涉信号的交流分量为零, 可得:Φf=actg (b/a) (21)

2 晶体双折射误差分析

晶体中存在的附加双折射对外界温度和传感探头绝缘结构内的应力分布是非常敏感的, 为了分析晶体中附加双折射所造成的测量误差, 假设电光效应引起的真实Pockels相移大小为零, 晶体中仅存在除电光效应所致线性双折射之外的一种线性双折射和一种圆双折射。图2为反馈相移随着干扰线性双折射大小δ2l及其方位角θ2的变化曲线。图3为该方位角为10°时反馈相移随干扰线性双折射δ2l和圆双折Φc的变化曲线。

由图2和图3可知, 晶体中的附加干扰双折射是造成系统偏置漂移及扭转的主要原因, 严重影响系统的测量精度及稳定性, 因此有必要对该误差进行抑制, 从而提高系统的测量精度。

3 晶体双折射误差抑制方法

3.1 抑制原理

在上述数学模型的基础上, 根据式 (8) 和式 (9) 计算A2, 忽略双折射的高次非线性项, 可得到:$A{}^2\approx 1+i\frac{l}{2}\sqrt{\frac{\omega {}^2\mu }{\epsilon {}_0}}\left({\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\Delta }\epsilon {}_{nl}\cos (2\theta {}_n)\right)$ (22) 将式 (10) 代入 (22) , 并利用公式$\sqrt{\omega {}^2\epsilon {}_0\mu }=\sqrt{\omega {}^2/v{}^2}=\sqrt{\frac{\omega {}^{2}n{}_0^2}{\text{c}{}^2}}=k{}_{0}n{}_0$, 进一步化简后可得A2的表达式为:$A{}^2=1+\text{i}\left({\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\delta }{}_{nl}\cos (2\theta {}_n)\right)$ (23) 同理可推出C2的表达式为:$\begin{array}{l}C{}^2\approx -\frac{l{}^2}{4}\frac{\omega {}^2\mu }{\epsilon {}_0}{\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\Delta }\epsilon {}_{nl}\sin (2\theta {}_n){\displaystyle \sum _{m=1}^{{\rm M}}\Delta }\epsilon {}_{mc}\\ =-\text{i}{\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\delta }{}_{nl}\sin (2\theta {}_n){\displaystyle \sum _{m=1}^{{\rm M}}\Phi }{}_m\end{array}$ (24) 最后将式 (23) 和式 (24) 分别代入式 (18) , 并化简后可得:$C{}_{xx}^2\approx 1+2\text{i}\left({\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\delta }{}_{nl}\cos (2\theta {}_n)\right)-2\text{i}{\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\delta }{}_{nl}\sin (2\theta {}_n){\displaystyle \sum _{m=1}^{{\rm M}}\Phi }{}_m$ (25) 根据公式 (21) , 则反馈相移的表达式为:

Φf=actg (b/a)

$=\text{a}\text{c}\text{t}\text{g}\left[2\left({\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\delta }{}_{nl}\cos (2\theta {}_n)\right)-2{\displaystyle \sum _{n=1}^{{\rm N}}\delta }{}_{nl}\sin (2\theta {}_n){\displaystyle \sum _{m=1}^{{\rm M}}\Phi }{}_m\right](26)$

由式 (26) 可以看出, 在圆双折射较小的情况下, 热应力效应产生的干扰双折射与被测电压产生的电光线性双折射相比属于缓变信号, 在测量工频交流电压时, 二者是可以分离的, 因此, 可以在数字信号处理单元中加入滤波算法消除这部分误差, 从而抑制互感器由于晶体双折射误差导致的偏置漂移, 提高系统的稳定性。

3.2 滤波器设计

针对本文研究的光学电压互感器进行大量的实验发现, 互感器在测量不同电压时, 幅值随归一化频率具有相似的变化规律。为了提高互感器的测量精度及稳定性, 并且保证输出信号各谐波分量不失真, 可以在数字信号处理部分采用最优等波纹法设计一个FIR高通滤波器, 要求滤波器的指标如下:通带纹波系数1 dB, 阻带最小衰减系数-60 dB, 通带边缘频率47.5 Hz, 阻带边缘频率10 Hz。

由滤波器相关指标可知, 该最优等波纹法设计的高通滤波器的阶数为73阶, 借助于Matlab语言中专门的数字滤波器辅助设计工具, 可以很方便地得到数字滤波器的设计结果。滤波器的幅度响应和相频响应如图4所示。由图可知, 滤波器的幅频特性完全符合要求。

4 测试结果

在室温条件下, 对光学电压互感器进行晶体双折射误差抑制前及抑制后的工频交流电压测量误差实验。具体方法是对互感器分别输入200 V, 500 V, 1 000 V, 1 500 V, 2 000 V, 2 500 V, 3 000 V, 4 000 V, 4 500 V等不同交流电压, 测得互感器相应的输出。然后对互感器输入/输出结果下式计算其有效值:

${\rm Z}{}_{\text{o}\text{u}\text{t}}=\sqrt{[{\displaystyle \sum _{i=0}^n(}y{}_i-y{}_0){}^{{}^2}-{\displaystyle \sum _{i=0}^n(}x{}_i-x{}_0){}^{{}^2}]/n}(27)$

式中:n为电压互感器样机1 s内的数字输出采样值个数, 实验采用时间间隔为0.001 s, 所以n=1 000;xi (i=1, 2, …, 1 000) 为零电压输入时互感器的数字输出值, x0 是xi的平均值;yi (i=1, 2, …, 1 000) 为非零电压输入时互感器的采样输出值, y0是yi (i=1, 2, …, 1 000) 的平均值。

分别计算得出互感器的采样输出值后, 再以式 (28) 计算互感器的电压测量百分误差:$\eta =\frac{|{\rm Z}{}_{\text{o}\text{u}\text{t}}-{\rm Z}{}_{\text{i}\text{n}}|}{{\rm Z}{}_{\text{i}\text{n}}}\times 100\%$ (28) 式中Zin表示互感器的每次输入电压有效值。

实验结果如表1所示。从表中可以看出, 常温条件下, 加入晶体双折射误差抑制措施后, 提高了样机的测量精度, 达到了对晶体双折射引起的数字输出偏置进行有效抑制的目的。

5 结 语

针对实际的反射式光学电压互感器光路结构, 考虑BGO晶体不理想的情况下, 建立了各分立光学器件传输模型, 推导了光路系统整体传输模型, 仿真研究BGO晶体双折射误差对系统性能的影响。理论分析了BGO晶体中的圆双折射不存在或者较小时, 热应力效应产生的干扰双折射与被测电压产生的电光线性双折射相比属于缓变信号, 在测量工频交流电压时, 二者是可以分离的, 因而在保证输出信号各谐波分量不失真时, 通过设计一个高通滤波器将晶体附加双折射误差滤除。测试结果表明:所设计的高通滤波器, 在不改变电压互感器静态和动态特性的前提下, 提高了测量精度, 达到了抑制晶体双折射引起的数字输出偏置的目的。

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