考慮軌面設備的無絕緣軌道電路道砟電阻回歸測量方法

趙林海，江 浩，孟景輝，高利民

（1.北京交通大學 電子信息工程學院，北京 100044；2.中國鐵道科學研究院集團有限公司 基礎設施檢測研究所，北京 100081；3.中國鐵道科學研究院集團有限公司 鐵路基礎設施檢測中心，北京 100081）

作為列車運行控制系統(tǒng)的重要組成部分之一，軌道電路的信號傳輸質量直接關系到列車的運行安全。在具體實踐中，兩軌間存在的道砟電阻，會造成信號泄漏，導致信號傳輸質量降低。現(xiàn)場調研可知，道砟電阻的阻值受到多種因素影響，包括溫度、濕度、道砟質量和狀態(tài)、道砟層厚度、軌枕類型、軌枕數(shù)目與狀態(tài)、木質軌枕所用防腐劑成分和防腐處理方法等[1]。阻值的過低或過高，會分別導致軌道電路出現(xiàn)“紅光帶”[2-3]或分路不良[4]等故障，最終影響行車效率，甚至威脅行車安全。對此，需要研究提出合理的測量方法，實現(xiàn)對道砟電阻的準確測量。

近年常見的道砟電阻測量方法有開路短路法[5]、三阻抗法[6]、終端開路電壓法[7]和始端開路短路電壓法[7]等，但都主要針對機械絕緣軌道電路。然而，對于當前已在高速鐵路和普速鐵路上普遍使用的無絕緣軌道電路（Jointless Track Circuit，JTC）來說，因其軌面上分布有補償電容，所以上述方法均不適用。后又有學者提出軌入電壓法[8-9]，利用微機監(jiān)測系統(tǒng)[10]，以監(jiān)測到的無絕緣軌道電路調整態(tài)下接收器的軌入電壓值來估算道砟電阻[11]，但這種方法會出現(xiàn)軌入電壓受軌面設備（如補償電容和調諧區(qū)單元）故障等影響的問題，在實際運用中還是較難準確對道砟電阻進行估值。之后，2008年張興杰等[12]提出1種道床電阻的在線測量方法，2017年趙林海等[13]提出分路條件下，利用機車感應電壓幅值估算道砟電阻的方法，這2種方法也存在不夠靈活、受列車運行計劃制約等問題，未能得到大規(guī)模應用。

綜上所述，對于無絕緣軌道電路來說，目前鐵路現(xiàn)場迫切需要1種高效準確、方便靈活的道砟電阻測量方法，這種方法不僅應滿足道床調整、故障燈位和修復確認等工作的需要，而且還應具有較高的準確度，盡可能不受補償電容、調諧單元等軌面設備故障的影響。

本文對無絕緣軌道電路調整狀態(tài)下的軌面電流進行建模，研究道砟電阻對軌面電流幅值包絡的影響規(guī)律；在此基礎上，結合現(xiàn)場調研設計軌面電流幅值人工測量方法，通過對柜面電流幅值進行指數(shù)擬合的方法，得到不同道砟電阻對應的衰減因子，再構建衰減因子與道砟電阻的回歸計算式；通過實驗室條件下的無絕緣軌道電路半實物仿真平臺，對本文方法進行功能驗證和性能驗證，探究測量結果的準確性與測量方法的魯棒性，以期為現(xiàn)場人工測量道砟電阻提供可行的理論方法。

1 無絕緣軌道電路及道砟電阻

1.1 無絕緣軌道電路的構成和工作原理

無絕緣軌道電路由發(fā)送設備、軌道線路和接收設備3部分組成，其總體結構如圖1所示。其中，發(fā)送設備主要包括發(fā)送器、發(fā)送電纜、發(fā)送端匹配變壓器以及發(fā)送端調諧區(qū)（BA1s，BA2s和SVAs）等部分；軌道線路主要包括接收端到發(fā)送端軌面端點間的鋼軌，以及均勻分布其間的補償電容C；接收設備主要包括接收器、衰耗器、接收電纜、接收端匹配變壓器以及接收端調諧區(qū)（BA1r，BA2r 和SVAr）等部分。

圖1 無絕緣軌道電路總體結構框圖

由圖1可知：在調整狀態(tài)（沒有列車運行時）下，發(fā)送器輸出信號經發(fā)送電纜、發(fā)送端匹配變壓器和發(fā)送端調諧區(qū)后，沿鋼軌到達接收端調諧區(qū)，再經接收端匹配變壓器、接收端電纜和衰耗器，最終到達接收器。

1.2 道砟電阻對信號傳輸?shù)挠绊?/h3>

道砟電阻跨接在2根鋼軌之間時，由于兩軌間所傳輸?shù)男盘柎嬖趬翰睿糠中盘栯娏鲿浀理碾娮?，?根鋼軌漏泄到另1根鋼軌，對鋼軌中的信號傳輸造成影響。無絕緣軌道兩軌間的道砟電阻分布如圖2所示，圖中Rd為道砟電阻。

圖2 軌間特征參數(shù)和泄漏電流分布

一般來說，道砟電阻越小，兩軌間的漏泄電流越大。在無絕緣軌道電路調整狀態(tài)最不利的條件下，這可能會造成流經接收器的信號電流過少，進而導致相應軌道繼電器落下，即出現(xiàn)“紅光帶”故障，影響列車運行效率。

反之亦然，道砟電阻越大，兩軌間的漏泄電流越小。在無絕緣軌道電路分路狀態(tài)最不利的條件下，這容易造成流經接收器的分路殘壓過大，進而導致相應軌道繼電器無法落下，即出現(xiàn)“分路不良”故障，進而危及行車安全。

2 軌面電流的幅值包絡建模及影響因素

由上節(jié)可知，道砟電阻的變化會影響無絕緣軌道電路調整狀態(tài)下軌面信號電流的幅值大小。為估算道砟電阻，可采取如下的反推估算方法：對無絕緣軌道電路調整狀態(tài)下軌面信號電流的幅值包絡[14]進行建模，模擬分析道砟電阻以及補償電容、調諧區(qū)設備故障[15]等因素對軌面電流幅值的影響規(guī)律，為之后估算道砟電阻提供理論依據(jù)。

2.1 軌面電流幅值包絡建模

2.1.1 軌面任意點的電流等效模型

無絕緣軌道電路調整狀態(tài)下，設軌面任意點的電流和電壓分別為和的幅值為則的等效模型如圖3所示。圖中：Lg為軌道電路的軌道長度，從發(fā)送端到接收端的變量依次為：為發(fā)送器輸出信號；和分別為發(fā)送電纜和發(fā)送端匹配變壓器的等效四端網絡，其傳輸特性在實際運用過程中保持不變；為發(fā)送端調諧區(qū)的等效四端網絡；為發(fā)送端調諧區(qū)到軌面x點之間的鋼軌線路的傳輸特性等效四端網絡；為接收端調諧區(qū)到軌面x點之間的鋼軌線路的傳輸特性等效四端網絡；為鋼軌線絡的等效四端網絡；為接收端調諧區(qū)的等效四端網絡；為接收端匹配變壓器的等效四端網絡；為接收電纜的等效四端網絡；為從軌面接收端點向接收端的視入阻抗；為從軌面電流x點向接收端方向的視入阻抗；為發(fā)送器到軌面x點間的鋼軌線路傳輸特性網絡。

圖3 無絕緣軌道電路調整狀態(tài)下軌面任意點電流等效模型

根據(jù)傳輸線理論[16—17]，以軌面上任意點為x，則此處的電流幅值可表示為

式中：|·|為復數(shù)取模運算符；Afs為發(fā)送器輸出信號的振幅，為定值；為中第u行、第v列的元素。

式（1）無法直接表達出道砟電阻、補償電容、調諧單元等因素對軌面電流幅值的影響，為進一步確定這3個因素與軌面電流幅值的數(shù)學關系，需對式（1）進行推演。

2.1.2 軌面電流幅值推演

1）發(fā)送端等效四端網絡推導

根據(jù)四端網絡的運算法則，發(fā)送器到軌面x點間的鋼軌線路傳輸特性網絡可表示為

發(fā)送電纜的等效四端網絡和發(fā)送端匹配變壓器的等效四端網絡均為定值，因此要求得需計算確定發(fā)送端調諧區(qū)的等效四端網絡和發(fā)送端調諧區(qū)到軌面x點之間的鋼軌線路的傳輸特性等效四端網絡

式（2） 中的根據(jù)文獻[13]和文獻[18]可表示為

式中：和分別為調諧區(qū)單元BA1的“極阻抗”和引接線阻抗；為調諧區(qū)單元BA1 向BA2的視入阻抗。

式（3）中的又可根據(jù)文獻[13]和文獻[18]進一步表示為

式中：為調諧區(qū)除去BA1以外的傳輸特性等效四端網絡；為中第p行、第q列的元素；為調諧區(qū)單元BA2的“零阻抗”。

在參數(shù)確定的情況下，軌道電路的等效四端網絡就是固定的，所以式（2）中的可表示為

式中：為鋼軌線路的等效四端網絡。

根據(jù)文獻[18]，把軌道電路分成單個補償電容形成的網絡結構，若以Lg為軌道電路的軌道長度，n為Lg所包含的補償電容總數(shù)，則每個補償電容的間距L為由此可進一步表示為

式中：為鋼軌阻抗[19]；ω為軌道電路信號的角頻率；為補償電容與鋼軌連接線阻抗。

2）接收端等效四端網絡推導

同理，對于接收端匹配變壓器的等效四段網絡和接收電纜的等效四端網絡其傳輸特性在實際運用過程中保持不變，可根據(jù)文獻[13]，將接收端調諧區(qū)的等效四端網絡表示為

根據(jù)傳輸線理論，從軌面電流x點向接收端方向的視入阻抗則可表示為

3）軌面電流幅值求解

根據(jù)軌面信號傳輸?shù)墓ぷ髟恚傻?/p>

式（11）和式（12）聯(lián)立求解可得到式（1），這意味著，推導最終確定軌面電流幅值包絡模型為式（1）。

4）小結

由以上推演過程可知，道砟電阻Rd、補償電容C以及接收和發(fā)送端調諧區(qū)設備（BA1r，BA2r和SVAr；BA1s，BA2s 和SVAs）會分別通過影響式（7）、式（6）和式（8）、式（3）、式（4）和式（9），并最終影響到式（1）中軌面任意點的電流幅值

2.2 軌面電流幅值影響因素

理論上可由直接計算出道砟電阻，但實際上由于式（3）—式（10）較為復雜，很難直接給出Rd與間的解析表達式，因此本文采用模型仿真的形式，確定上述影響因素對的影響規(guī)律[20]。

2.2.1 道砟電阻Rd對的影響

根據(jù)ZPW-2000 A軌道電路調整表的部分基礎參數(shù)，設仿真條件為：軌道電路長度Lg=1 120 m；信號載頻ω=2 600 Hz；發(fā)送端輸出電平Afs=120.4 V；補償電容C=40 uF；補償電容總數(shù)n=12。由仿真條件和調整表參考標準[8]，可確定相鄰2個補償電容之間的距離為93.4 m，第1個補償電容與接收端之間的距離、最后1個補償電容與發(fā)送端的距離均為半個補償電容間距，即46.7 m。

考慮到現(xiàn)場實際中Rd的取值下限為Rd=0.5 Ω?km，且只有在嚴重雨雪天氣才會出現(xiàn)；而當Rd＞10.0 Ω?km時，的取值十分接近Rd=∞Ω?km時的情況，因此設道砟電阻Rd的變化范圍為0.5～10.0 Ω?km。基于式（1）和式（7），分別計算道砟電阻Rd=0.5，1.0，2.0，3.0，4.0，10.0 Ω?km時的其結果如圖4所示。

圖4 不同Rd取值下的仿真結果

由圖4可知：Rd對的影響主要體現(xiàn)在其總體變化趨勢上，從發(fā)送端到接收端，整體呈近似指數(shù)的衰減趨勢[2]，且其衰減程度隨Rd的減小而增大；Rd的不同取值對的影響程度并不相同，隨著Rd的增大，逐步趨于穩(wěn)定。

考慮到圖4中的衰減趨勢近似于指數(shù)形式，故以此建立Rd與的回歸計算式。設a為幅度因子，b為衰減因子，將前文計算得到的不同Rd取值下的軌面電流幅值仿真結果，根據(jù)式（13）分別進行指數(shù)擬合，擬合得到的系數(shù)和相關系數(shù)R見表1。

由表1可知，Rd對的影響程度可由式（13）中的幅度因子a和衰減因子b進行體現(xiàn)。以衰減因子b為例，隨著Rd的降低，的衰減程度不斷增大，相應的衰減因子b也隨之增大。

表1 不同Rd取值下的擬合系數(shù)（a，b）和相關系數(shù)R

表1 不同Rd取值下的擬合系數(shù)（a，b）和相關系數(shù)R

Rd阻值/（Ω?km）0.5 1.0 2.0 3.0 4.0 10.0幅度因子a 0.152 4 0.376 6 0.596 3 0.695 5 0.751 2 0.807 0衰減因子b 0.001 999 0.001 506 0.001 134 0.001 005 0.000 968 0.000 839相關系數(shù)R 0.998 9 0.997 8 0.997 6 0.996 7 0.995 9 0.989 5

2.2.2 補償電容C故障對的影響

在前述仿真條件的基礎上，令式（8）中第4個補償電容的取值分別為0 和40 uF，仿真補償電容C4 在斷線故障和容值正常狀態(tài)下的，其結果如圖5所示。

圖5 C4在斷線故障和容值正常狀態(tài)下的AI→(x)仿真結果

由圖5可知：補償電容故障會影響該電容與發(fā)送端之間向接收端方向的視入阻抗，從而加劇在該范圍內的幅值波動，并影響AI→(x)的衰減程度。

在此，基于式（13），分別對圖5中補償電容C4 斷線下的衰減趨勢進行全局擬合和以C4為斷點的分段擬合，其結果見表2和表3。

表2 C4正常與斷線故障情況下的AI→(x)曲線擬合系數(shù)（a，b）和相關系數(shù)R

表3 C4斷線障情況下整體曲線與局部曲線的擬合系數(shù)（a，b）和相關系數(shù)R

表3 C4斷線障情況下整體曲線與局部曲線的擬合系數(shù)（a，b）和相關系數(shù)R

擬合曲線選取情況接收端至C4斷線處C4斷線處至發(fā)送端幅度因子a 0.550 5 0.483 8衰減因子b 0.001 051 0.001 225相關系數(shù)R 0.988 6 0.906 7

由表2和表3可知：補償電容故障總體上會使幅度因子a變小，衰減因子b變大，且這一變化主要體現(xiàn)在故障電容與發(fā)送端之間的AI→(x)；相對而言，接收端與故障電容間的所對應的衰減因子b受補償電容斷線的影響最小。

2.2.3 調諧單元故障對AI→(x)的影響

基于圖4的仿真條件和式（1），并分別改變式（3）和式（9）中Z→tx的取值，對接收端、發(fā)送端相應調諧單元和空心線圈斷線故障下的進行仿真，其結果分別如圖6和圖7所示。同時，基于式（13），對圖6和圖7中相應仿真結果進行擬合，結果見表3。

圖6 接收端調諧單元BA1r，BA2r和SVA故障下的仿真結果

圖7 發(fā)送端調諧單元BA1s，BA2s和SVA故障下的仿真結果

表4 接收端和發(fā)送端相應調諧單元和SVA故障下衰減趨勢的指數(shù)擬合系數(shù)（a，b）和相關系數(shù)R

表4 接收端和發(fā)送端相應調諧單元和SVA故障下衰減趨勢的指數(shù)擬合系數(shù)（a，b）和相關系數(shù)R

故障情況無故障接收端發(fā)送端BA1r斷線BA2r斷線SVAr斷線BA1s斷線BA2s斷線SVAs斷線幅度因子a 0.588 8 0.327 8 0.473 2 0.562 0 0.618 0 0.588 8 0.562 0衰減因子b 0.001 029 0.001 029 0.001 029 0.001 029 0.000 939 0.001 029 0.001 029相關系數(shù)R 0.997 6 0.901 8 0.957 6 0.983 5 0.905 9 0.988 7 0.990 6

由圖6和表4可知：接收端BA1，BA2和SVA故障不會影響的衰減程度，即相應的擬合衰減因子b不會改變，僅有的幅值波動強度受到影響，即相應擬合幅度因子a的取值發(fā)生變化，其中接收端BA1 斷線會使AI→(x)的幅值波動增強，而接收端BA2 和SVA 斷線則會使該幅值波動減弱。

由圖7和表4可知：發(fā)送端BA1s 斷線會使的取值總體向下偏移，并降低其衰減程度，使趨于平緩；發(fā)送端BA2 和SVA 斷線僅會影響相應的幅度因子a，衰減因子b則幾乎不會受到影響。

3 基于的道砟電阻回歸測量方法

3.1 設計思路

由以上分析可知，道砟電阻Rd對軌面任意點的電流幅值的影響主要體現(xiàn)在其衰減程度上，而這可由式（13）中的幅度因子a和衰減因子b來體現(xiàn)。進一步，對比表2和表3可知，衰減因子b受補償電容以及接收端和發(fā)送端調諧區(qū)設備對的影響程度要明顯小于幅度因子a。因此，可基于，利用式（13）進行指數(shù)擬合，得到不同道砟電阻Rd所對應的衰減因子b；以此構建道砟電阻Rd和衰減因子b之間的回歸計算式，再實地測量，最終達到通過值回歸估算道砟電阻Rd的目的。

基于以上思路，結合在某路局開展的工作實際需求調研，設計道砟電阻回歸測量方法由測量、參數(shù)擬合和回歸計算等3部分組成。其中，測量主要是采用人工方式對被測無絕緣軌道電路相應位置的進行實地測量；參數(shù)擬合是基于實測數(shù)據(jù)，利用式（13）進行擬合，得到相應的衰減因子b值；回歸計算是構建道砟電阻Rd和衰減因子b之間的回歸計算式，以此計算給定衰減因子b所對應的道砟電阻。

下面以Rd=2.0 Ω?km的情況為例，對基于的道砟電阻回歸測量方法進行具體介紹。

3.2 測量

對于1個待測軌道電路，為測量軌面任意點的電流幅值，需確定測量點位置和測量點數(shù)。

1）測量取值

考慮到現(xiàn)場工作人員的可操作性，將測量點選在補償電容所在位置的前、后各1 m處，并將這2處的測量值取平均，作為補償電容處的AˉI→(x)，即有

2）測量取點

對接收端和發(fā)送端這2個端點以及全部12個補償電容所在位置，共14個點構造測量點集?？紤]到測量效率，還應在滿足后續(xù)數(shù)據(jù)處理要求的基礎上，盡可能地少取測量點數(shù)，即盡量縮短測量人員在軌道線路上的行走距離，為此，依次選取3～13個相鄰的測量點開展測量，考察不同測量點數(shù)下的誤差率。

3.3 參數(shù)擬合

對于選取的每1 組測量點，分別按式（13）進行擬合，得到相應的幅度因子a和衰減因子b的取值。將擬合得到的所有b值整理繪圖如圖8所示，圖中以b=0.001 134，即以2.2.1節(jié)仿真條件下Rd=2.0 Ω?km時整條曲線擬合后得到的b值作為原點。點數(shù)不同的情況下，衰減因子b誤差率如圖9所示。

圖8 選取擬合點數(shù)不同情況下的衰減因子

圖9 選取擬合點數(shù)不同情況下的衰減因子相對誤差

由圖8可知：點數(shù)不同的情況下，衰減因子b總體變化較小，曲線趨于平穩(wěn)。進一步地，由圖9可知：衰減因子b的相對誤差總體變化較小，曲線總體趨于平穩(wěn)；取4個測量點進行擬合時的誤差率最大，但尚未超過3%。

由此，考慮到盡可能少取測點、盡可能縮短工作人員測量數(shù)據(jù)時在軌道上行走的距離，故選擇接收端點及其就近的2個補償電容位置，共計這3個測量點（軌面接收端點、C1點和C2點），測量軌面電流幅值并開展擬合計算。

可以看出，這種測量方法選取的位置點較少，節(jié)省了測量的時間和在軌道上行走的距離，提高了現(xiàn)場的測量效率，工作人員只需通過現(xiàn)有的測量設備和“天窗”作業(yè)時間，就能得到相應位置點的軌面電流幅值AI→(x)，進而擬合得到衰減因子b。

3.4 回歸計算

設道砟電阻Rd的變化范圍為0.5～10.0 Ω?km，步長為0.1，仿真構建道砟電阻Rd和衰減因子b間回歸計算式。

按式（1）進行仿真，得到相應的AI→(x)；按3.3節(jié)對仿真結果，取對應3個點的數(shù)據(jù)進行指數(shù)擬合，得到相應的衰減因子b；對道砟電阻Rd及衰減因子b進行回歸擬合，結果如圖10所示，得到的相應回歸計算式見式（15）。

圖10 衰減因子b與Rd的關系

式中：α1，α2，α3，α4，α5為回歸系數(shù)。

式（15）即為道砟電阻Rd與衰減因子b的回歸計算式，相關系數(shù)R為0.998 2?？衫眠@一計算式實現(xiàn)對道砟電阻Rd的阻值估算。

從上述步驟可以看出，這種方法不僅為鐵路現(xiàn)場測量道砟電阻阻值提供了有效的理論指導，而且操作簡便，能夠節(jié)省大量的時間和物力。

4 實驗驗證

4.1 實驗方案

利用實驗室條件下的無絕緣軌道電路半實物仿真平臺（圖11），對本文方法進行功能驗證和性能驗證，所用設備的參數(shù)配置沿用前文的仿真條件。

圖11 無絕緣軌道電路半實物平臺

實驗方案為：在本文方法的基礎上，首先測量平臺設備情況下的道砟電阻阻值，并與標準值進行比較以實現(xiàn)其功能驗證[22]然后通過故障注入技術，分別設置各補償電容和調諧區(qū)設備故障，求解相應故障下的道砟電阻阻值，并與標準值進行比較，以實現(xiàn)其性能驗證。

4.2 功能驗證

在實驗平臺設備無故障情況下，利用無接觸電流表，模擬現(xiàn)場工作人員操作，依據(jù)本文方法分別測量接收端BA1r 和補償電容C1、C2處的電流值。對測量值按式（13）進行指數(shù)擬合，擬合結果如圖12所示，得到相應的衰減因子b=0.001 027。利用回歸計算式（15），得到Rd=2.08 Ω?km。已知實驗仿真平臺的Rd=2.0 Ω?km，可得絕對誤差為0.08 Ω?km，相對誤差為4.04%。

圖12 各補償電容位置點2端的軌面電流值對比

可見，基于本文方法，僅測量指定3個位置點的電流，即可實現(xiàn)對道砟電阻較為準確的估算。

4.3 性能驗證

4.3.1 調諧區(qū)設備故障

通過故障注入技術，在實驗平臺分別設置接收端調諧區(qū)設備（BA1r，BA2r 和SVAr）和發(fā)送端調諧區(qū)設備（BA1s，BA2s 和SVAs）斷線故障，利用本文方法計算故障前后的道砟電阻阻值，驗證結果見表5。

由表5可知：調諧區(qū)設備故障對本文方法的影響較少，絕對誤差范圍為0.056～0.073 Ω?km，相對誤差為2.8%～4.4%?？梢姳疚姆椒▽τ诖祟惞收暇哂休^強的適應性。

表5 接收端和發(fā)送端設備故障驗證結果

4.3.2 補償電容故障

在實驗平臺分別設置各位置補償電容斷線故障，利用本文方法計算故障前后的道砟電阻阻值，驗證結果見表6。

采用補償電容故障后軌面電流幅值曲線的3點進行擬合，得到衰減因子b，再利用回歸計算式（15）得到Rd；結合表6可知，各位置最大絕對誤差僅為0.157 Ω?km，對應的相對誤差為7.9%。可見本文方法對補償電容斷線具有較好的魯棒性，受其影響較小。

表6 各補償電容斷線故障下的估算誤差

5 結 論

（1）構建無絕緣軌道電路調整態(tài)下的軌面電流幅值包絡模型，通過仿真分析，得到道砟電阻、補償電容和調諧區(qū)設備對軌面電流幅值的影響規(guī)律。

（2）形成1種基于軌面電流幅值估算道砟電阻的回歸測量估算方法，并依托軌道電路半實物仿真實驗平臺，對方法進行驗證。

（3）功能驗證表明，本文方法僅測量指定3個位置點（軌面接收端點及補償電容位置C1 和C2）的電流，即可較為準確地估算出道砟電阻，估算結果的絕對誤差為0.08 Ω?km，相對誤差為4.04%。

（4）性能驗證表明，本文方法計算得到的道砟電阻最大絕對誤差僅為0.157 Ω?km，對應的相對誤差為7.9%，且估算結果受補償電容和調諧區(qū)設備故障影響小。

（5）本文方法優(yōu)化了測量點數(shù)，且對調諧區(qū)設備和補償電容故障具有較好的適應性，現(xiàn)場工作人員僅需“天窗”時間就能完成作業(yè)，能夠有效降低測量成本、提高測量效率。