2. 曼彻斯特大学 工学部 电气与电子工程学院, 曼彻斯特 M13 9PL
2. Department of Electrical & Electronic Engineering, School of Engineering, The University of Manchester, Manchester M13 9PL, UK
多电飞机(More-Electric-Aircraft，MEA)采用电力组件取代传统飞机的液压、传动等装置，可使相应部件的重量和尺寸大大降低，有效提升了飞机的运行效率[1-4]。多电飞机供电系统的稳定是保障飞机各种用电设备正常工作的基础[5-6]。经过几十年的发展，飞机供电系统的容量已由起初的百千瓦级发展至兆瓦级，飞机供电电压也由DC-28 V、AC-115 V提升至DC-±270 V、AC-230 V[7]。随着飞机电功率需求的继续攀升，出于控制电流幅值和提高电能利用效率的考虑，飞机中的电压水平和工作频率将会进一步提升。根据美国Astronics AES (Advanced Electronic Systems)公司的估算，2023—2030年，多电飞机中的交流电压可达1.5~3.0 kV，工作频率会提升至kHz级。显然，多电飞机电压等级和供电频率的增加以及飞机运行的高空复杂环境使得绝缘系统更容易失效甚至击穿，其中局部放电(Partial Discharge，PD)是引起绝缘系统失效的主要原因之一[8-9]。多电飞机拥有众多电机负载为各项操作提供动力，其中很多电机采用PWM(Pulse Width Modulation)模式控制，而PWM波形输出时电动机/电缆接口处的阻抗失配和换向电压的不均匀分布会引起过电压，过电压最高可达额定电压的2倍，更容易导致绕组间脉冲放电的发生[10-13]。因此，为保障多电飞机运行稳定及安全，亟需开展较高电压和对应频率脉冲波形下的绝缘故障检测与评估。
多电飞机绝缘系统在长期运行以及复杂工况下很容易发生绝缘失效，已经引起相关学者的关注和重视。引起飞机绝缘失效的原因主要有电弧故障和局部放电，在电弧方面，王莉等对115 V/400 Hz供电条件下的故障电弧电流进行了比对分析，证实了航空绝缘放电故障的存在[14]。法国Safran研究人员Aubert等根据实际绝缘结构计算和分析了较高电压下飞机绝缘易发生故障的原因[15]。进一步地，基于电学参量处理[16-17]和光学特征参数[18]的方法分别对航空电弧故障特征进行提取，以期提高电弧故障检测率，减少放电故障带来的危害；在局部放电方面，现有的文献研究主要涉及航空电缆与航空电机的起始放电研究[19-20]、电场计算及分析[21]、绝缘老化与模型分析[22-23]。现有的航空局部放电研究主要面向航空电缆和电机研究老化、温度和气压等参数对绝缘寿命及起始放电电压(Partial Discharge Inception Voltage，PDIV)的影响，对特定条件下的局部放电特征规律关注度不足，而大功率工况下的变频电机放电特征虽然得到了一定研究，但其研究频段主要集中于工频，电压水平也集中于市电水平，对应的电压和频率均与多电飞机中的应用工况不同。因此，为保障未来多电飞机在更高电压和特定频率下的绝缘有效性，有必要开展特定工况(尤其是kV级电压、kHz级中频正弦和脉冲波形)下的航空绝缘系统局部放电测试和规律分析。
本文在面向电飞机特定工作场景和参数的基础上，搭建实验平台模拟飞机电作动器中的绕组间绝缘故障，对50 Hz~1 kHz范围内的局部放电进行了大量重复实验，研究了特定电压幅值、正弦和方波脉冲电压频率对局部放电幅值、放电重复率和放电相位等统计特性的影响并评估了不同频段下航空绝缘系统所面临的绝缘失效风险，为后续多电飞机向高电压大功率方向的绝缘设计和故障检测提供参考。
1 局部放电检测平台 1.1 实验模型为了模拟作动器电机绕组之间的局部放电，依据IEC60851-5中的相关标准，制作了典型的双绞线模型[24]。双绞线模型的主要结构尺寸及放电示意如图 1所示。实验所用电磁线导体直径0.51 mm，绝缘层材料采用广泛应用于航空领域的聚酰亚胺，厚度0.025 mm，最高耐温180 ℃，由于模型尺寸限制，电磁线在6 cm的距离上，相互扭绞6圈。
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| 图 1 双绞线放电模型结构尺寸及放电示意 Fig. 1 Structure and object diagram of twisted pair model |
图 1(c)为双绞线模型截面尺寸及放电示意图。实验时，一根电磁线接地，另外一根连接高压放大器输出，当电压逐渐升高时，由于空气的介电常数较小，在狭小绝缘层的交界处会形成极强的场强，当场强超过起始放电场强时，就会导致局部放电的发生。
1.2 局部放电脉冲检测系统为模拟多电飞机电源系统的复杂电压波形(正弦波形和脉冲波形)，本试验采用信号发生器外接高压功率放大器的方式得到快速升降的高压脉冲电压和频率变化的正弦波，放电模型串接于高压放大器和地之间，以形成放电回路，最终，搭建试验测试系统如图 2所示。电压放大器采用美国Trek公司的20/20C-HS-H-CE，放大比例1:2 000，输出电压最高可达20 kV，电压输出速率800 V/μs。局部放电检测采用高频电流传感器(High Frequency Current Transformer，HFCT)，型号为iHFCT-54，检测频段为0.3~100 MHz，灵敏度：输入1 mA(P-P)，输出≥13 mV(P-P)。当发生局部放电时，高频电流会沿着接地线向大地传播，HFCT接于放电模型和地之间，高频电流穿过HFCT而引起的高频交变电磁场会在线圈上产生感应电压，此电压可被示波器感知从而记录每个局部放电脉冲。
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| 图 2 双绞线放电脉冲检测平台 Fig. 2 Partial discharge detection platform for twisted pair model |
为保持频率为单一变量，实验过程中施加电压峰-峰值2 kV保持不变，每次实验连续采集200组数据，存入PC以便进一步分析。为了避免实验空间残余电荷的影响，每次实验结束后将放电模型两极同时接地静置10 min。
2 局部放电信号处理与实验结果 2.1 局部放电信号降噪处理多电飞机中，各类电机的调速和控制通常借助电力电子装置实现。实验所用电源由高压功率放大器输出，其实质为电力电子变换器，放大器中的开关器件在高频开关时会带来强烈的电磁干扰，严重时会将微弱的局部放电信号完全淹没。因此，所采集信号可以认为是多种信号的叠加：
| $ s = {s_0} + {s_1} + {s_2} $ | （1） |
式中：s0为局部放电信号；s1为高斯白噪声；s2为高压放大器所引入的高频开关噪声。为了从原始信号中提取局部放电信号s0，有必要对采集的信号进行降噪处理。
基于PWM控制的逆变器输出谐波为多簇幅值递减的边频谐波带，在频域分布上呈现出等距分布的脉冲[25]。为消除高频开关噪声，选择对含噪信号频域分量进行等距分窗，设置阈值以尽可能剔除噪声s2。基于经验模态分解(Empirical Mode Decomposition，EMD)和小波变换(Wavelet Transform，WT)的联合去噪方法去除噪声中的高斯白噪声s1。原始信号及降噪后的效果如图 3所示。由图 3(a)可以看出原始采集数据噪声较为强烈，噪声信号峰峰值为12.48 mV，部分放电脉冲幅值较低，将会被噪声淹没。降噪后数据如图 3(b)所示，可以看出降噪后噪声水平显著降低，噪声信号峰峰值为4.64 mV，相比降噪之前降低62.82%，而信号幅值只损失了12.03%。
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| 图 3 局部放电原始信号及降噪信号 Fig. 3 Partial discharge original signal and noise reduction signal |
为了进一步评估降噪效果，引入信噪比表达式为
| $ {\rm{SNR = 20lg}}\frac{{{U_{{\rm{signal}}}}}}{{{U_{{\rm{noise}}}}}} $ | （2） |
式中：Usignal为放电脉冲峰-峰值; Unoise为采集信号噪声的峰-峰值。
由式(2)计算2个主要脉冲处降噪前后信噪比如表 1所示。在0.54 ms处信噪比由21.85 dB提升至29.33 dB，1.49 ms处信噪比由18.61 dB提升至23.84 dB。由此可以看出，降噪后信噪比提升明显，噪声抑制效果较好，确保了后续局部放电信号的有效抓取和判别。
| 信号位置/ms | 信噪比/dB | |
| 降噪前 | 降噪后 | |
| 0.54 | 21.85 | 29.33 |
| 1.49 | 18.61 | 23.84 |
为了确定不同频率下的绝缘耐受水平，可以测量和评估其PDIV。试验过程中，施加电压时首先将电压升高至预期值的70%，然后以100 V为步长逐步升高电源电压，直至出现放电脉冲，每次PDIV重复测量3次并取平均值作为本次PDIV值。图 4为双绞线模型PDIV随频率变化曲线，由图可以看出PDIV随频率并不呈现出单一趋势。当频率低于1 kHz时，PDIV出现一定波动，但变化范围较小；当频率高于1 kHz时，PDIV随频率升高呈现出较为明显的上升趋势；同时方波电压下的PDIV在何种频率下都低于正弦电压。
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| 图 4 PDIV随频率变化曲线 Fig. 4 Curve between PDIV and frequency |
测试的结果说明：①相比于常见的正弦波波形，方波下更容易引发局部放电的起始，对于多电飞机的绝缘系统而言，考虑方波脉冲激励下的绝缘考核更有实际价值；②无论对于正弦波还是方波，局部放电的起始电压分布具有明显的频变效应，因此，有必要进一步关注和分析多电飞机实际工作频率下的放电行为。
2.3 不同频率下的放电幅值与放电重复率平均放电幅值和最大放电幅值可以表征局部放电造成绝缘损伤的严重程度，同时放电次数越多，绝缘损伤也就越严重，因此本文统计了不同电压波形下的放电幅值及重复率随频率变化曲线。通过200组试验，得到放电幅值随频率变化曲线如图 5所示。当施加电压为正弦波时，平均放电幅值与最大放电幅值随频率变化趋势基本相同，均在300 Hz处出现极大值，当频率高于300 Hz时随频率升高而波动下降；施加电压为方波脉冲时，所呈现的规律与正弦基本类似，但在所测量范围内没有拐点出现，在50 Hz与300 Hz之间出现较大的幅值变化；在放电幅值方面，脉冲电压下幅值远高于正弦电压，当电源频率为50 Hz时，脉冲电压下的平均放电幅值是正弦电压的2.81倍，最大放电幅值则为3.03倍。
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| 图 5 不同电压波形下放电幅值随频率变化曲线图 Fig. 5 Curves between discharge amplitude and frequency under different pulse wave voltage |
图 6为在不同电压下放电重复率随频率变化曲线。可以看出不论施加电压为正弦波还是方波脉冲，放电重复率均随频率升高而增加，近似呈现出线性增长；在相同频率下，两种电压波形之间的放电重复率差距不大，在同一数量级。
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| 图 6 放电重复率随频率变化曲线图 Fig. 6 Curves between discharge repetition rate and frequency |
PRPD(Phase-Resolved Partial Discharge)谱图不仅可以展现放电相位、形状等信息，而且作为局部放电的一项重要特征，在不同工况以及故障类型下具有一定差异性，因此可以作为特征进行放电模式识别和故障诊断。正弦电压下的PRPD谱图如图 7所示。可以看出双绞线模型在正弦电压下的谱图正负半周基本对称分布，不同频率下的放电相位中心均有所偏移，但没有放电脉冲偏移超过电压过零点；不同频率下的放电相位宽度有所差异，随着频率f的升高，放电相位宽度有增大的趋势，在f=50 Hz时正负周期的相位宽度分别为87.4°和83.2°，在1 kHz时正负周期放电相位宽度增加至108.7°和101.3°，分别增加24.4%和21.8%。
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| 图 7 正弦电压下PRPD谱图 Fig. 7 PRPD under sine wave voltage |
当施加方波电压时局部放电脉冲主要发生在上升沿与下降沿处，为了更清晰地观察频率对放电位置的影响，绘制了上升沿处的TRPD(Time-Resolved Partial Discharge)谱图如图 8所示。可以看到施加电压为方波时，局部放电主要发生在上升沿的末端，在上升沿前端没有放电发生；随着频率的升高，放电宽度与放电位置几乎没有太大变化，但放电相位宽度增加明显，f=50 Hz时为0.26°，f=1 kHz时增加至3.82°，增加13.69倍。
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| 图 8 双绞线模型方波脉冲电压下TRPD谱图 Fig. 8 TRPD under square pulse wave voltage for twisted pair model |
为了分析上述现象，建立局部放电气隙击穿模型予以讨论。在空气绝缘系统中局部放电的发生需要有2个条件：①气隙所承受的瞬时场强Ei要大于所能发生放电的最小放电场强Emin；②气隙中有能激发电子崩的初始电子。为了计算分析不同频率下的放电特征变化规律，建立了放电脉冲与气隙场强变化的模型如图 9所示。图中Emin为气隙最小放电场强; Eres为放电后气隙残余场强; ΔE为放电瞬间气隙场强高出最小放电场强的值；te为外施场强大于气隙放电最小电场的有效放电时间; tde为放电延迟时间; tr为气隙恢复时间。
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| 图 9 上升沿处气隙场强变化与放电脉冲模型 Fig. 9 Model between variation of field strength and discharge pulse at rising edge |
由图 9可知，局部放电次数Npluse与气隙恢复时间tr有关，两者之间的关系可表示为
| $ {N_{{\rm{pulse}}}} = {k_1}\frac{{{t_{\rm{e}}}}}{{{t_{\rm{r}}}}} $ | （3） |
式中：k1为比例常数。假设外加电场翻转期间呈直线上升，电压上升速率du/dt保持恒定不变并考虑空间电荷积累场强Eq对气隙场强的影响，则有：
| $ {N_{{\rm{pulse}}}} = {k_1}\frac{{{t_{\rm{e}}}}}{{{t_{\rm{r}}}}} \approx {k_1}\frac{{{E_{\rm{a}}} - {E_{\rm{q}}} - {E_{{\rm{min}}}}}}{{{E_{\min }} - {E_{{\rm{res}}}}}} $ | （4） |
由式(4)可知，电荷场强Eq的大小会影响局部放电的脉冲数目，随着积累电荷的减少，电荷场强逐渐降低，从而导致单周期内放电数目的增多。同时频率的升高使得相同时间内周期数目成倍增加，从而大大增加了放电的脉冲重复率。
放电幅值Apulse的大小与放电前后气隙场强的变化ΔEpd直接相关，脉冲下局部放电脉冲的幅值大小可以写为
| $ {A_{{\rm{pulse}}}} = {k_2}\Delta {E_{{\rm{pd}}}} = {k_2}\left( {{E_{\min }} + \Delta E - {E_{{\rm{res}}}}} \right) $ | （5） |
式中：k2为比例常数。
当模型及频率等条件确定时，Eres与Emin一般保持不变，放电幅值主要受ΔE影响。依据图 9，放电延迟时间tde越大，ΔE越大，放电脉冲幅值Apluse也就越大。当考虑空间电荷积累场强Eq时，Eq越大气隙场强Ei也就越小，Ei的大小对tde的影响较大，为了方便分析，可以认为Ei与tde近似成反比关系，将其代入式(5)整理有：
| $ {A_{{\rm{pulse}}}} = {k_2}\left( {{E_{\min }} + \frac{{{\rm{d}}V}}{{{\rm{d}}t}} \cdot \frac{1}{{{E_{\rm{a}}} - {E_{\rm{q}}}}} - {E_{{\rm{res}}}}} \right) $ | （6） |
由式(6)可以看出在相同外施场强下，随着电荷场强Eq的降低，放电脉冲的幅值将会同样降低。因此，频率越高，放电延迟时间越短，放电时刻场强越低，假设放电后的残余场强不变，放电时刻场强的降低使得放电瞬间电场落差减小，从而导致了放电幅值的降低。
脉冲波形下上升沿处TPRD谱图也可由气隙场强模型解释。在脉冲电压下局部放电脉冲主要集中于上升沿末端，原因可以解释如下：①所加电压为双极性方波，上升沿前半部分负电压逐渐降低，所以没有放电发生；②由于脉冲波形的du/dt很大，电压过零之后气隙内电荷来不及移动使得外电场与内电场叠加，容易激发初始电子产生放电；③一次放电结束后，由于du/dt较大，将很快再次达到放电电压，发生放电；④在上升沿末端，du/dt减小，使得放电后不易再次放电。以上4个原因使得脉冲波形下的放电时刻更加集中，尤其是在高频下，将导致更加严重的电热联合作用，加剧绝缘系统的劣化。
由局部放电引起的绝缘故障与放电的幅值和次数有较大关系，放电幅值越高、次数越多导致的绝缘故障也将越严重。因此，为了进一步分析多电飞机在不同频段下的绝缘风险，基于式(4)和式(6)并结合不同频率下的空间电荷积聚情况，计算并绘制了不同频率下的放电脉冲幅值和放电脉冲重复率变化趋势如图 10所示。可以看出，实测数据与计算曲线的变化趋势具有较高的吻合度，但仍然存在一定范围内的波动。
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| 图 10 计算与实测下的放电脉冲重复率随频率变化曲线 Fig. 10 Calculated and measured curves between repetition rate and frequency |
局部放电的影响因素众多，实验过程中温度、湿度、气压等条件的微弱变化是引起计算曲线与实测曲线偏离波动的主要原因。不同频率下的计算曲线与实测数据之间的误差可以用ΔEer表示，考虑温度、湿度、气压以及其他因素引起的误差可以用式(7)表示误差来源：
| $ \Delta {E_{{\rm{er}}}} = {k_{\rm{T}}}\Delta T + {k_{{\rm{RH}}}}\Delta {\rm{RH + }}{{\rm{k}}_{\rm{P}}}\Delta P + e $ | （7） |
式中：kT、kRH、kP分别表示温度、湿度和气压修正系数；ΔT、ΔRH、ΔP分别为温度、湿度、气压变化量；e为其他误差来源。
为了尽可能减小温度、湿度及气压对实验结果的影响，所有实验均在同一时间段内进行，从而避免了天气变化等因素带来的环境偏差，但室内环境仍然存在微弱的环流，造成实验数据的波动，分别计算了实验数据与计算数据之间的标准偏差如表 2所示。可以看到在所分析的2个特征下，实验数据与计算数据之间的标准偏差均小于0.1，实验过程中其他环境因素造成的实验误差在可接受范围内。
| 放电特征 | 标准偏差 |
| 放电幅值 | 0.041 6 |
| 放电重复率 | 0.074 0 |
根据实测和理论分析可以看出，低频下局部放电脉冲幅值较高，放电次数较少，此时高幅值放电造成的强烈电击穿是引起绝缘系统失效的主要威胁；当频率升高时，放电幅值降低，放电数目几乎呈线性增加，依据计算曲线，相比于f=50 Hz，1 kHz时放电幅值约降低80%，而放电重复率增加至11.92倍，此时多次累积反复的小幅值击穿成为威胁绝缘失效的主要原因。随着多电飞机向大功率高频化方向发展，绝缘系统所承受的故障风险将会进一步加剧，因此在多电飞机的后续设计中有必要提高绝缘系统的承压能力、对电作动器等绝缘薄弱设备考虑采用新型绝缘材料或增加绝缘裕度，以加强绝缘能力，这对降低多电飞机绝缘失效故障率，保障飞机正常稳定飞行具有重要意义。
4 结论通过施加正弦及方波脉冲电压，在1 kHz范围内研究了电压频率对电作动器绕组间放电特征的影响规律，并进行了相关建模、计算、测试和对比分析，得到了如下主要结论：
1) 相比于正弦电压，方波脉冲电压下的局部放电更加强烈。在相同频率及电压幅值下，施加方波电压时，起始放电电压更低，仅有正弦波时的80%~90%，而放电幅值更高，为正弦波下的1.5~3倍，因此，脉冲电压下局部放电造成的绝缘损伤更加严重，相关设备中的绝缘故障更值得关注。
2) 频率对局部放电特征具有显著的影响。在两种电压波形下，随电压频率的增加，放电脉冲幅值降低，相比于f=50 Hz，到f=1 kHz时脉冲幅值普遍降低65%以上，放电重复率随频率升高几乎呈线性增长，随频率升高，谱图更加密集，相位宽度逐渐增加。
3) 不同频段下放电幅值和放电重复率的不同使多电飞机面临不同层次的绝缘失效风险。低频段高幅值放电造成的电击穿是绝缘失效的主要原因，而1 kHz中高频下放电重复率增加11.92倍，幅值降低80%，此时多次反复的脉冲冲击成为迫使绝缘失效的主要威胁。多电飞机供电系统向大电压高频率方向发展时，需关注和加强不同频段下的电气设备绝缘耐受问题。
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