由于輸電線路產生的工頻磁場具有一定的方向性，將起重機吊臂與輸電線路平行擺放時，耦合作用*強，騷擾*為明顯，因此本文均在該情況下進行分析計算。計算過程中，吊臂中心與220kV輸電線路*外側導線的水平距離為6.5m.信號線纜緊鄰油缸安放于安裝架上，位于油缸與輸電線路中間，如所示。根據吊臂內總線系統接線圖及CAN總線驅動芯片的參數，將吊臂內信號線纜的電氣結構簡化，建立線纜終端的等效電路模型，如所示。其中，發送端CANH與+5V電源之間的等效電阻瘡=87.5aCANL與地線之間的等效電阻尻=112.5卩；接收端CANH與CANL之間的等效輸入電阻hi和足I均為5000a，匹配電阻死hl=120a，24V蓄電池等效內阻兄=0.2a，CAN總線驅動芯片的等效負載電阻圮=5本文計算中模擬了2種常用線纜的情況：一種是無屏蔽的普通4芯線纜，下文中簡稱為I型線纜；另一種是實際使用的雙層屏蔽線纜，下文中簡稱為型線纜。2種線纜的結構如所示。

 

    其中，I型線纜總半徑為8mm，導線半徑為1.5mm，表面絕緣層厚度為1mm，外絕緣層厚度為1.5mm.型線纜型號為Cavotec6x0.5mm2+C2x2x0.34mm2，具體尺寸由實際測量得到，總直徑為9.9mm，內屏蔽層直徑為4.4mm，外層線纜直徑為1.4mm，內層線纜直徑為1.51mm，導體半徑由截面積計算得到，外層導體半徑為0.40mm，內層導體半徑為0.33mm.內外層屏蔽層材料均為鋁。

 

    2結果及分析2.1計算結果2.1.1CAN總線耦合騷擾電壓對于常用的非屏蔽普通線纜，采用有限元法分別計算得到I型線纜的電感、電容、電阻參數矩陣，進而計算得到I型線纜CAN總線與地線之間耦合的騷擾電壓沿線纜分布情況。由于騷擾電壓幅值很小，CANH上的騷擾電壓為4.8x108V，CANL上的騷擾電壓為1.7x108V，因此可以忽略不計。

 

    研究的頻率較低，可以近似認為達到完全屏蔽效果，內外層芯線不存在直接耦合。本文主要研究內層CAN總線耦合的騷擾情況，計算內層CAN總線線纜的參數。同理，采用有限元法進行計算得到型線纜的電感、電容、電阻參數矩陣，進而計算得到型線纜CAN總線與地線之間耦合的騷擾電壓沿線纜分布情況。由于騷擾電壓幅值很小，CANH上的騷擾電壓為4.7x10―9V，CANL上的騷擾電壓為3.6x109V，因此可以忽略不計。

 

    2.1.2吊臂外殼電位重新分布在汽車起重機進行吊重作業時，支撐腿將車身外殼接地，而吊臂外殼頂端則可能通過重物的金屬外殼接地，則汽車起重機外殼與底盤、大地之間就構成了一個回路。在外界工頻磁場作用下，該回路中由于電磁感應作用產生感應電動勢，導致汽車起重機外殼的電位分布發生改變。

 

    雖然構成外殼的不銹鋼材料電導率很大，但由于其長度長，且截面積小，其阻抗比車身各部分外殼之間的接觸電阻、吊物用鋼繩的電阻等回路中的其他阻抗大，因此吊臂外殼會存在較明顯的分壓作用，導致吊臂外殼兩端之間存在一定的電位差，進而導致在吊臂外殼底端及車身外殼處接地的電子設備（如力矩限制器主機等）與在吊臂頂端工作的在該處接地的電子設備（如風速儀等）的地電位不同；若直接將2者的信號引入CAN總線網絡，則可能會導致CAN總線網絡信號發生電平紊亂。在吊臂伸長過程中，由于吊臂伸縮速度較慢，對于工頻磁場，其伸縮過程中切割磁感線產生的感應電動勢遠小于磁場強度變化產生的感應電動勢，因此可以忽略。

 

    簡單認為吊臂外殼與地之間形成的回路中的感應電動勢完全由磁場強度變化產生。因此同樣可以采用Rachidi模型對上述情況進行仿真分析。

 

    仿真過程中，將吊臂外殼等效為傳輸線，考慮吊臂仰角為30°、吊臂伸長至*長64m時的情況。假設支撐腿及重物金屬外殼均良好接地，采用鏡像法分析大地對回路阻抗參數的影響。由于吊臂與大地并不平行，因此吊臂外殼的阻抗參數并不是均勻分布。計算過程中，沿吊臂方向每0.2m劃分為一小段，分別計算每小段的阻抗參數，然后求解該分布參數電路。吊臂外殼對地電位的分布情況如所示。此時，吊臂外殼頂端和底端之間的電壓為1.5856V，基本與CAN總線的差分有效信號電平相同，可能會影響到CAN總線網絡的正常工作。因此，與CAN總線直接耦合的電磁騷擾相比，該方式引起的騷擾更為嚴重。

 

    2.2電磁騷擾影響因素分析2.2.1吊臂長度的影響將吊臂伸長不同長度時其外殼對地電位分布情況進行對比，結果如表1所示。

 

    吊臂長度不僅會影響耦合回路面積，進而影響感應電動勢的大小；還會影響吊臂外殼阻抗及其分壓情況，進而影響吊臂外殼的電位分布情況。由于輸電線路產生的工頻磁場并不是均勻磁場，回路中吊臂長度/m電位/V電位差吊臂底端吊臂頂端中的感應電動勢大小與回路面積并不是簡單的正相關關系，因此吊臂外殼對地電位與吊臂長度之間的關系也較為復雜。由表1可知，隨著每節吊臂伸出，吊臂外殼兩端的電位差不斷增大。

 

    2.2.2吊臂仰角的影響將吊臂具有不同仰角時其外殼對地電位分布情況進行對比，如表2所示。吊臂長度取64m.由表2可知，當吊臂仰角較大時，吊臂外殼兩端的電位差較小。吊臂仰角不同會導致通過回路的磁通以及吊臂在橫向、縱向上的長度不同。由于磁場本身具有較強的不均勻性，且回路面積并不隨著吊臂仰角發生單調變化，因此通過回路的磁通與吊臂仰角之間的關系較為復雜。從另一個角度來看，當吊臂仰角變大時，吊臂在與輸電線路平行的縱向上的長度會減小，2者之間的耦合關系也會相對減弱，進而導致吊臂外殼兩端的電位差隨著吊臂仰角的增大而減小。

 

    2.2.3吊臂與線路之間的水平距離的影響改變吊臂與線路之間的水平距離，對比分析吊臂外殼對地電位分布情況，如表3所示。吊臂長度取64m，仰角取30°。

 

    由表3可知，吊臂外殼兩端的電位差隨著吊臂與線路之間水平距離的增大而減小。隨著吊臂與輸電線路之間水平距離的增大，輸電線路產生的工頻磁場磁感應強度減小，因此其在吊臂外殼與大地構成的回路內產生的感應電動勢也隨之減小，導致吊臂外殼兩端的電位差減小。基于CAN總線網絡的工作電平，為了保證汽車起重機在220kV同塔雙回線路附近作業時，CAN總線網絡能夠正常工作，應使其與輸電線路*外相導線保持20m的水平距離。

 

    2.2.4其他因素的影響由于輸電線路產生的工頻磁場具有較為明顯的方向性，吊臂擺放的方向會顯著影響到吊臂外殼的感應電動勢，進而影響到吊臂外殼兩端的電位差。

 

    若輸電線路無限長，則沿輸電線路方向的工頻磁場磁感應強度為0；若將吊臂垂直于輸電線路擺放，則通過吊臂外殼與地形成的回路的磁通必然為0；此時吊臂外殼不會產生感應電動勢，吊臂外殼兩端不會有電位差。

 

    接地方式也是主要的影響因素之一。若接地方式從上述情況中的兩點接地變為單點接地或不接地，則在工頻磁場中，吊臂外殼與大地之間無法直接構成回路，吊臂外殼兩端不會產生較明顯的電位表2不同吊臂仰角時吊臂外殼對地電位Table2Potentialoftheboomshell吊臂仰角/（°）電位/V電位差吊臂底端吊臂頂端表3不同水平距離時吊臂外殼對地電位Table3Potentialoftheboomshell距離/m電位/V電位差吊臂底端吊臂頂端差。此外，若吊臂底部和吊臂頂端的設備都在同一點處接地，而不是分別接地，則吊臂外殼上產生的電位差不會影響到它們的正常工作。

 

    因此，在實際操作中，在車身底盤的支撐腿底面及吊鉤表面上涂抹絕緣漆也可以避免吊臂外殼與大地形成回路，進而避免該電磁騷擾。此外，通過優化吊臂上安裝的電子系統的接地方式也可以規避這種方式的電磁騷擾。

 

    3結論汽車起重機在220kV同塔雙回線路附近工作時，由吊臂內的CAN總線網絡直接耦合的電磁騷擾可以忽略，而由吊臂外殼電位重新分布引起的電磁騷擾是對車載電子系統的主要騷擾方式。

 

    吊臂長度、仰角、方向及與輸電線路的水平距離等參數對吊臂外殼兩端的電位差具有顯著影響。為保證汽車起重機在220kV同塔雙回線路附近能夠正常工作，應使其與輸電線路*外相導線保持20m的水平距離。

 

    在車身底盤的支撐腿底面及吊鉤表面涂抹絕緣漆，或者優化車載電子系統的接地方式，可以避免吊臂外殼與大地構成的回路所造成的電磁騷擾。