礦井電力線對(duì)信號(hào)電纜串?dāng)_的不確定度量化

劉 青， 丁 楠， 李艾娣， 楊佳儀， 周寧馨

(西安科技大學(xué)電氣與控制工程學(xué)院， 陜西 西安 710054)

1 引言

煤礦井下空間狹小、機(jī)電設(shè)備相對(duì)集中，導(dǎo)致井下動(dòng)力線和監(jiān)控系統(tǒng)信號(hào)電纜間距離較近。當(dāng)井下機(jī)電設(shè)備產(chǎn)生電磁騷擾或有雷電波入侵時(shí)，電力線上的各種騷擾會(huì)在信號(hào)電纜上感應(yīng)出電流和電壓，甚至可能完全覆蓋來(lái)自各傳感器的安監(jiān)信號(hào)，從而導(dǎo)致信息失真，造成嚴(yán)重后果[1-3]。

針對(duì)礦井下電磁兼容的問(wèn)題，多位學(xué)者展開(kāi)了相關(guān)研究。文獻(xiàn)[4]應(yīng)用時(shí)域有限差分法(FDTD)對(duì)矩形巷道內(nèi)傳輸線上的浪涌脈沖產(chǎn)生的電磁輻射場(chǎng)進(jìn)行了建模研究；文獻(xiàn)[5]建立了煤礦井下動(dòng)力線與信號(hào)電纜的多導(dǎo)體傳輸線模型，應(yīng)用FDTD方法研究了設(shè)備正常工作及開(kāi)關(guān)操作瞬間安監(jiān)信號(hào)回路的干擾數(shù)值；文獻(xiàn)[6]建立了煤礦鋼絲繩監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的多導(dǎo)體傳輸線模型，并進(jìn)行了耦合規(guī)律研究。上述研究中，信號(hào)電纜多使用裸導(dǎo)線模型，實(shí)際上煤礦井下的信號(hào)電纜多采用屏蔽電纜。在建模方法上屏蔽電纜與裸導(dǎo)線有很大的不同，從而使計(jì)算結(jié)果也會(huì)與實(shí)際有所偏差，因此研究屏蔽電纜串?dāng)_問(wèn)題有著實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

此外，針對(duì)屏蔽電纜串?dāng)_的建模求解問(wèn)題也有一些相關(guān)研究。文獻(xiàn)[7，8]應(yīng)用傳輸線理論對(duì)電纜結(jié)構(gòu)進(jìn)行等效處理，視電纜屏蔽層為多導(dǎo)體傳輸線中的一根子導(dǎo)線。文獻(xiàn)[9]將屏蔽電纜場(chǎng)線耦合模型等效為兩個(gè)通過(guò)轉(zhuǎn)移阻抗和轉(zhuǎn)移導(dǎo)納建立聯(lián)系的內(nèi)、外傳輸線系統(tǒng)。但上述文獻(xiàn)大都集中研究確定輸入?yún)?shù)下的屏蔽電纜串?dāng)_響應(yīng)結(jié)果。實(shí)際上，隨著煤礦井下電磁環(huán)境和屏蔽信號(hào)電纜結(jié)構(gòu)的復(fù)雜化，屏蔽信號(hào)電纜串?dāng)_響應(yīng)中變量的不確定性總是存在的，因此固定變量對(duì)串?dāng)_的影響規(guī)律不夠全面。

對(duì)于不確定性問(wèn)題的分析，傳統(tǒng)的方法是蒙特卡羅方法(MC)，該方法計(jì)算效率低，近年來(lái)產(chǎn)生了隨機(jī)配點(diǎn)法(SC)、隨機(jī)降階法(SROM)、多項(xiàng)式混沌展開(kāi)法(PCE)等高效方法對(duì)各種電磁兼容問(wèn)題進(jìn)行不確定度量化[10-12]。

本文將針對(duì)典型的礦井電力線和信號(hào)電纜的布置情況，應(yīng)用FDTD方法計(jì)算電力線浪涌對(duì)信號(hào)電纜的串?dāng)_(信號(hào)電纜上的電壓響應(yīng))。基于多項(xiàng)式混沌展開(kāi)方法對(duì)串?dāng)_信號(hào)進(jìn)行不確定度量化。本文中的不確定度量化充分考慮了輸入?yún)?shù)變化對(duì)結(jié)果的影響，相對(duì)于固定輸入條件下的輸出結(jié)果，得到的規(guī)律更全面。本文中的方法相對(duì)于傳統(tǒng)的蒙特卡洛方法，計(jì)算效率更高，而且能夠和方差分解法相結(jié)合，分析輸出結(jié)果對(duì)輸入變量變化的敏感度。本文研究結(jié)果可對(duì)煤礦井下信號(hào)電纜的電磁干擾建模計(jì)算及防護(hù)提供參考。

2 電力線對(duì)信號(hào)電纜的串?dāng)_模型

電力線和信號(hào)電纜的傳輸線串?dāng)_模型分成內(nèi)、外兩個(gè)傳輸線系統(tǒng)。信號(hào)電纜屏蔽層外表面、電力線和大地構(gòu)成外傳輸線系統(tǒng)，信號(hào)電纜屏蔽層內(nèi)表面和芯線構(gòu)成內(nèi)傳輸線系統(tǒng)，內(nèi)、外傳輸線系統(tǒng)通過(guò)轉(zhuǎn)移阻抗和轉(zhuǎn)移導(dǎo)納建立聯(lián)系。

2.1 外傳輸線系統(tǒng)

電力線對(duì)信號(hào)電纜的傳輸線串?dāng)_模型如圖1所示。在外傳輸線系統(tǒng)中，將屏蔽信號(hào)電纜視為一根實(shí)心導(dǎo)體傳輸線。

圖1 電力線對(duì)信號(hào)電纜的傳輸線串?dāng)_模型Fig.1 Transmission line model for crosstalk of power line to signal cables

在忽略分布電阻和分布電導(dǎo)的情況下傳輸線方程表示為：

(1)

(2)

式中，VS、IS分別為屏蔽層外表面上的電壓(V)和電流(A)；L、C分別為傳輸線單位長(zhǎng)度的分布電感(H)和分布電容(F)。

末端條件表示為：

V1=VS-RSIS

(3)

VNdz+1=VL+RLIL

(4)

式中，RS和RL分別為首端和末端的阻抗(Ω)；結(jié)合電力線與信號(hào)電纜的末端條件可得電力線和信號(hào)電纜屏蔽層外表面末端響應(yīng)迭代公式：

(5)

(6)

式中，VSS為電力線上的集總電壓源(V)；V1為近端的電壓響應(yīng)(V)；VNdz+1為遠(yuǎn)端的電壓響應(yīng)(V)。

2.2 內(nèi)傳輸線系統(tǒng)

將感應(yīng)分布電壓通過(guò)轉(zhuǎn)移導(dǎo)納等效為內(nèi)傳輸線系統(tǒng)的分布電流源，轉(zhuǎn)移導(dǎo)納非常小，對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較小，此處忽略不計(jì)。因此可以得到內(nèi)傳輸線系統(tǒng)傳輸線方程：

(7)

(8)

式中，VSi為單位長(zhǎng)度等效電壓(V)；Li、Ci分別為屏蔽電纜芯線的單位長(zhǎng)度電感(H)和電容(F)參數(shù)，計(jì)算公式參考文獻(xiàn)[13]。

電纜內(nèi)傳輸線的激勵(lì)可以由式(9)確定。

Vsi=ZtIS

(9)

式中，IS為通過(guò)外傳輸線系統(tǒng)求解得到的屏蔽層外表面上的電流(A)；Zt為屏蔽電纜編織層的轉(zhuǎn)移阻抗(Ω)。

本文引用了文獻(xiàn)[14]中轉(zhuǎn)移阻抗的模型：

Zt=Zd+jω(Mh±Mb)

(10)

式中，Zd為轉(zhuǎn)移阻抗的散射部分，表示瞬態(tài)電磁場(chǎng)輻射到編織層上的低頻特性；Mh為小孔電感，由小孔耦合引起；Mb為網(wǎng)孔電感，由編織束編進(jìn)編出，切割編織層間隙的磁力線引起。

3 單個(gè)變量對(duì)串?dāng)_的影響規(guī)律分析

3.1 計(jì)算條件

3.1.1 礦井浪涌騷擾的來(lái)源及標(biāo)準(zhǔn)

浪涌(沖擊)騷擾是國(guó)家電磁兼容標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)電子設(shè)備危害較大的典型瞬態(tài)電磁騷擾之一。一般分為外部浪涌和內(nèi)部浪涌?jī)煞N。由于煤礦供電系統(tǒng)在電源入井口處采取了防雷措施，所以雷電產(chǎn)生的外部浪涌基本上不會(huì)對(duì)井下的電力系統(tǒng)造成影響。而與礦井電力系統(tǒng)內(nèi)部的設(shè)備開(kāi)關(guān)動(dòng)作和供電網(wǎng)絡(luò)運(yùn)行的故障有關(guān)的內(nèi)部浪涌才是礦井浪涌騷擾的主要來(lái)源。

根據(jù)國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)IEC 61000-4-5和國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 17626.5的相關(guān)規(guī)定，同時(shí)結(jié)合實(shí)際井下設(shè)備電力線對(duì)安監(jiān)信號(hào)電纜干擾的具體情況，選取標(biāo)準(zhǔn)的1.2/50 μs的浪涌電壓作為干擾源。

VSS(t)=AVp(1-e-t/τ1)e-t/τ2

式中，τ1=0.407 4 μs；τ2=68.22 μs；A=1.037。

3.1.2 礦井電力線和信號(hào)電纜的布局

煤礦井下電力線與信號(hào)電纜通常采用單端布局和雙端布局兩種情況，如圖2所示。

圖2 電力線與信號(hào)電纜布局示意圖Fig.2 Schematic of layout of power lines and signal cables

布局不同導(dǎo)致在兩種布局情況下電纜單位長(zhǎng)度電容求解方式不同。兩端布局下電纜間單位互電容求解表達(dá)式如式(11)，但是單端布局下電纜間單位互電容求解表達(dá)式如式(12)所示。

(11)

(12)

式中，hg為動(dòng)力電纜離地高度(m)；hr為信號(hào)電纜離地高度(m)；d為兩電纜間間距(m)。

3.1.3 參數(shù)設(shè)定

考慮實(shí)際情況，設(shè)定浪涌脈沖幅值Vp為1 000 V。圖1中電力線、信號(hào)電纜長(zhǎng)度均為8 m；電力線和信號(hào)電纜芯線末端均接匹配電阻50 Ω；信號(hào)電纜屏蔽層兩端通過(guò)匹配電阻50 Ω接地；電力線直徑為0.8 mm；信號(hào)電纜選用MSYV同軸電纜，其屏蔽特性參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[15]。

信號(hào)電纜首末端有無(wú)屏蔽層干擾電壓幅值如圖3所示。從仿真結(jié)果可以看出無(wú)屏蔽層的感應(yīng)電壓比有屏蔽層明顯大近一個(gè)數(shù)量級(jí)，因此針對(duì)裸導(dǎo)線的分析結(jié)論對(duì)實(shí)際的指導(dǎo)作用不足。

圖3 信號(hào)電纜首末端有無(wú)屏蔽層干擾電壓對(duì)比圖Fig.3 Comparison of interference voltage of braided layer at beginning and end of signal line

3.2 給定單變量規(guī)律計(jì)算

3.2.1 編織層夾角對(duì)響應(yīng)電壓的影響

屏蔽層編織角的不同會(huì)影響屏蔽電纜的轉(zhuǎn)移阻抗，進(jìn)而影響串?dāng)_響應(yīng)結(jié)果。改變信號(hào)電纜屏蔽層編織角，計(jì)算結(jié)果如圖4所示?？梢?jiàn)，兩種布局情況下響應(yīng)電壓(為表述方便，以下用VNEXT、VFEXT分別表示信號(hào)電纜首末端電壓)隨著屏蔽層編織角的增加先變小后增大，在65°到70°出現(xiàn)最小拐點(diǎn)。這是因?yàn)楫?dāng)編織層夾角約為65°時(shí)轉(zhuǎn)移阻抗為最小值，即式(9)信號(hào)電纜芯線上感應(yīng)的分布電壓源最小，最終導(dǎo)致響應(yīng)電壓最小。

圖4 不同編織線夾角下VFEXT幅值Fig.4 Magnitudes of VFEXT under different braided wire angles

3.2.2 電力線離地高度對(duì)響應(yīng)電壓的影響

改變電力線離地高度，計(jì)算結(jié)果如圖5所示?？梢?jiàn)，信號(hào)電纜末端響應(yīng)電壓會(huì)隨著電力線離地高度的增加而增加；兩種布局增加的趨勢(shì)略有不同。這是因?yàn)閮煞N布局下電容參數(shù)計(jì)算公式雖略有不同。但其整體都是隨高度增加而增加，所以結(jié)果呈現(xiàn)略有不同的遞增趨勢(shì)。

圖5 不同離地高度下VFEXT幅值Fig.5 Magnitudes of VFEXT under different ground heights

3.2.3 線間間距對(duì)響應(yīng)電壓的影響

考慮到實(shí)際巷道尺寸不固定，兩端布局中將電力線與信號(hào)電纜的間距取巷道的寬度范圍，單端布局中間距取巷道的高度范圍。間距變化對(duì)電壓響應(yīng)的影響如圖6所示?？梢?jiàn)，兩端布局時(shí)，串?dāng)_電壓峰值隨電纜間間距的增加線性減少；單端布局時(shí)，串?dāng)_響應(yīng)電壓峰值隨電纜間間距遞減的程度呈現(xiàn)遞減趨勢(shì)，與兩端布局的變化規(guī)律不同。

圖6 不同信號(hào)電纜與電力線間距下VFEXT幅值Fig.6 Magnitudes of VFEXT under different spacing

可見(jiàn)，信號(hào)電纜串?dāng)_響應(yīng)隨著動(dòng)力電纜離地高度的增加而增加；隨電纜間間距的增加而減?。浑S著編織層夾角的增大而先減小后增大，在65°～70°出現(xiàn)最小拐點(diǎn)。兩種布局下由于相關(guān)參數(shù)計(jì)算公式的不同使得影響規(guī)律略有不同，但兩者之間無(wú)關(guān)聯(lián)。

4 屏蔽電纜串?dāng)_的不確定度量化

本節(jié)針對(duì)屏蔽層編織角、電力線與信號(hào)電纜的間距以及信號(hào)電纜對(duì)地高度三個(gè)不確定輸入變量同時(shí)變化情況進(jìn)行計(jì)算研究。

4.1 屏蔽電纜串?dāng)_的混沌多項(xiàng)式展開(kāi)

多項(xiàng)式混沌展開(kāi)法是利用一組正交多項(xiàng)式方程代理原模型的響應(yīng)函數(shù)。將屏蔽信號(hào)電纜編織層夾角、線間間距和傳輸線離地高度看作三維隨機(jī)輸入變量，用ξ={ξ1,ξ2,ξ3}表示，將屏蔽電纜串?dāng)_電壓時(shí)域峰值的絕對(duì)值作為輸出變量，基于PCE方法，輸出變量可表示為：

(13)

式中，Y為擬合函數(shù)輸出響應(yīng)(即信號(hào)電纜串?dāng)_響應(yīng)最大值)；ai(i=0,1,2,…,p)是多項(xiàng)式混沌展開(kāi)系數(shù)；ξ={ξ1,ξ2,ξ3}為3維隨機(jī)變量；ψi(ξ)是以隨機(jī)變量ξ為參量的3維正交多項(xiàng)式基底；p為截?cái)嚯A數(shù)。

步驟1：根據(jù)屏蔽信號(hào)電纜編織層夾角、線間間距和傳輸線離地高度服從的分布類(lèi)型，確定該分布類(lèi)型下的正交多項(xiàng)式基底。

對(duì)于服從常見(jiàn)標(biāo)準(zhǔn)分布類(lèi)型的隨機(jī)變量，根據(jù)Askey方案可以查找到最優(yōu)基底函數(shù)。本文隨機(jī)變量分布類(lèi)型設(shè)定為標(biāo)準(zhǔn)均勻分布，使用Legendre多項(xiàng)式(L)一維正交多項(xiàng)式基底：

(14)

多維正交多項(xiàng)式ψi(ξ)可以表示為多個(gè)一維正交多項(xiàng)式的乘積，對(duì)于“全階展開(kāi)法”相應(yīng)的d階PCE模型中ψi(ξ)可以表示為：

(15)

步驟2：利用隨機(jī)響應(yīng)面法，求解混沌多項(xiàng)式展開(kāi)系數(shù)。

對(duì)于“全階展開(kāi)法”相應(yīng)的d階PCE模型中PCE系數(shù)的個(gè)數(shù)Q隨著PCE模型的階數(shù)d和隨機(jī)變量ξ的維數(shù)n的增長(zhǎng)而增加，設(shè)定變量ξ的維數(shù)n=3。具體函數(shù)關(guān)系由式(16)確定。

(16)

最后利用最小二次回歸估計(jì)PCE系數(shù)：

(17)

式中，A是3維正交基底函數(shù)。

步驟3：結(jié)合正交多項(xiàng)式基底ψi(ξ)和PCE系數(shù)αi得到屏蔽電纜串?dāng)_響應(yīng)代理模型，將隨機(jī)變量的樣本數(shù)據(jù)直接輸入代理模型中對(duì)串?dāng)_響應(yīng)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

4.2 不確定度量化分析結(jié)果

算例參數(shù)：動(dòng)力電纜、信號(hào)電纜長(zhǎng)度均為8 m，動(dòng)力電纜和信號(hào)電纜芯線末端均接匹配電阻50 Ω，信號(hào)電纜屏蔽層兩端通過(guò)匹配電阻50 Ω接地，動(dòng)力電纜直徑為0.8 mm，信號(hào)電纜選用MSYV同軸電纜，同時(shí)考慮線間間距、電纜離地高度和信號(hào)電纜編織層夾角的不確定性，線間間距、電纜離地高度和信號(hào)電纜編織層夾角服從表1的分布區(qū)間。

表1 兩種布局下串?dāng)_模型不確定參數(shù)的分布區(qū)間Tab.1 Distribution interval of uncertain parameters of crosstalk model under two layouts

當(dāng)線間間距、電纜離地高度和信號(hào)電纜編織層夾角同時(shí)為不確定性參數(shù)時(shí)，兩端布局下信號(hào)電纜末端響應(yīng)電壓幅值的累積概率分布曲線如圖7所示?？梢?jiàn)，當(dāng)PCE采樣點(diǎn)為20個(gè)時(shí)，信號(hào)電纜末端響應(yīng)電壓的累積概率分布曲線與MC計(jì)算結(jié)果的吻合度較好，采樣點(diǎn)為40、70時(shí)可以看到與MC方法的吻合度更好。

圖7 兩端布局下VFEXT幅值的累積概率密度曲線Fig.7 Cumulative probability density curve of magnitudes of VFEXT under layout of both ends

表2為兩端布局下信號(hào)電纜末端電壓的統(tǒng)計(jì)信息。可見(jiàn)，對(duì)于內(nèi)存為4 GB，64位操作系統(tǒng)的計(jì)算機(jī)，傳統(tǒng)蒙特卡羅方法10 000采樣點(diǎn)MATLAB程序運(yùn)行時(shí)間為21 163 s，統(tǒng)計(jì)得到信號(hào)電纜末端電壓幅值的均值和標(biāo)準(zhǔn)差為0.343 4 V、0.005 8 V；而3階40采樣點(diǎn)的PCE方法MATLAB程序運(yùn)行時(shí)間為152 s，計(jì)算得到信號(hào)電纜末端電壓幅值的均值和標(biāo)準(zhǔn)差為0.344 2 V、0.076 4 V。因此說(shuō)明PCE方法在滿足計(jì)算結(jié)果的精確度條件下計(jì)算效率遠(yuǎn)大于MC方法。同樣情況下，單端布局時(shí)信號(hào)電纜末端電壓的累積概率密度曲線如圖8所示。兩種布局情況下響應(yīng)電壓的統(tǒng)計(jì)信息如表3所示。

表2 末端電壓幅值的統(tǒng)計(jì)信息(兩端布局)Tab.2 Statistics of voltage amplitude at first end (layout at both ends)

圖8 單端布局下VFEXT幅值的累積概率密度曲線Fig.8 CDF of magnitudes of VFEXT under single-ended layout

表3 信號(hào)電纜首末端電壓幅值的統(tǒng)計(jì)信息Tab.3 Statistics of terminal voltage amplitude

圖9給出了不同布局情況下，信號(hào)電纜末端響應(yīng)電壓的頻次圖?？梢?jiàn)，兩端布局下最易出現(xiàn)的末端電壓幅值為0.363 9 V附近的區(qū)域，單端布局下最易出現(xiàn)的末端電壓幅值為0.927 7 V附近的區(qū)域。

圖9 不同布局下VFEXT幅值頻次圖Fig.9 Frequency diagram of VFEXT under different layouts

4.3 敏感度分析

為了定量分析各隨機(jī)輸入變量對(duì)信號(hào)電纜串?dāng)_響應(yīng)的影響程度，基于方差分解法對(duì)參數(shù)的敏感度進(jìn)行分析。d階多項(xiàng)式混沌展開(kāi)式如下：

(18)

式中，ξ=(ξ1,ξ2,…,ξn)；ψi1,…,id(ξi1,…,ξid)是以不確定參數(shù)ξi1,…,ξid為變量的d階正交多項(xiàng)式基底；αi1,…,id為與之對(duì)應(yīng)的多項(xiàng)式混沌展開(kāi)式系數(shù)。

對(duì)式(18)左右兩邊求方差，并結(jié)合方差分解法可得到參數(shù)xi的總敏感度指標(biāo)SiT：

(19)

利用式(19)計(jì)算得到信號(hào)電纜浪涌脈沖響應(yīng)對(duì)三維輸入變量的敏感度指標(biāo)，其柱狀圖如圖10所示。

圖10 VFEXT幅值對(duì)不同參數(shù)的敏感度Fig.10 Sensitivity of magnitudes of VFEXT to different parameters

從圖10中可以看出編織層夾角在單端布局下對(duì)信號(hào)電纜浪涌脈沖響應(yīng)的影響較小，線間間距在兩端布局下對(duì)信號(hào)電纜浪涌脈沖響應(yīng)的影響較小，傳輸線離地高度在單端布局下對(duì)信號(hào)電纜浪涌脈沖響應(yīng)影響較小。即編織層夾角在單端布局下對(duì)信號(hào)電纜浪涌脈沖響應(yīng)的影響較小，可將其取為確定值，從而降低不確定參數(shù)的維度，化簡(jiǎn)多維不確定度量化問(wèn)題的復(fù)雜度；同理，線間間距在兩端布局下對(duì)單端布局下監(jiān)測(cè)信號(hào)電纜浪涌脈沖響應(yīng)的影響較小，可將其取為確定值，從而降低不確定參數(shù)的維度，化簡(jiǎn)多維不確定度量化問(wèn)題的復(fù)雜度。

為驗(yàn)證上述結(jié)果的正確性，在單端布局情況下，圖11分別對(duì)輸入變量的四種處理方法進(jìn)行仿真計(jì)算?？梢园l(fā)現(xiàn)，忽略編織層夾角的不確定性同考慮三維變量之間的累積概率分布區(qū)別最小，因此驗(yàn)證單端布局情況下編織層夾角的敏感度較小的結(jié)論。

圖11 單端布局情況下累積概率分布對(duì)比圖Fig.11 Comparison of cumulative probability under single-ended layout

5 結(jié)論

本文建立了礦井下電力線對(duì)信號(hào)電纜的串?dāng)_計(jì)算模型，考慮到輸入變量的不確定性基于PCE方法對(duì)信號(hào)電纜上的串?dāng)_電壓進(jìn)行了不確定度量化。得到以下結(jié)論：

(1)信號(hào)電纜末端響應(yīng)電壓隨線間距增大而減小，隨傳輸線離地高度增大而增大，隨編織層夾角的增加先減小后逐漸增大，在65°～70°出現(xiàn)一個(gè)最小干擾極值拐點(diǎn)。

(2)PCE方法能準(zhǔn)確有效地反映輸入變量變化引起的串?dāng)_響應(yīng)的不確定度，且計(jì)算效率明顯高于MC方法。

(3)通過(guò)不確定度量化分析，可得到信號(hào)電纜末端響應(yīng)的均值、標(biāo)準(zhǔn)差和置信區(qū)間等統(tǒng)計(jì)信息，同時(shí)發(fā)現(xiàn)單端布局下的串?dāng)_電壓要高于兩端布局的串?dāng)_電壓。

(4)單端布局時(shí)，信號(hào)電纜末端響應(yīng)電壓對(duì)電纜線間距最為敏感，對(duì)電力線高度次之，對(duì)電纜編織層夾角最不敏感；兩端布局時(shí)，信號(hào)電纜末端響應(yīng)電壓對(duì)電力線高度最為敏感，對(duì)電纜間距最不敏感。