光纤电流传感器

光纤电流传感器（OCT ）的研究

论文摘要

电流测量是电力系统运行的基本条件, 从发变电到控制保护, 无不出现对电流量值的要求。随着电力系统输电电压的日益提高、传输功率的不断增大, 传统的电流计量设备愈来愈显示出其局限性, 主要表现在其性能价格比随电压等级的提高越来越低。生产的发展导致了对新型电流测量装置的要求。

光纤传感器作为七十年代以来逐步发展成熟的一种新型传感技术, 自其问世之日就显示出巨大的优越性, 其良好的电气绝缘性能、卓越的抗辐射能力及极快的频响等特点都为其在电力系统中的应用提供了潜在的可能性, 但其输出信号幅值较小、光路设计和制造复杂又限制了其广泛应用。随着现代光学材料加工工艺水平的提高、集成光学技术的不断进步及计算机在电力系统的日益广泛应用为光纤电流传感器的应用提供了巨大的可能性。本文将对目前光纤电流传感器(ＯＣＴ) 的研究和应用情况进行探讨。

关键词:光学电流传感器, 传感头,Faraday 效应, 结构设计, 信号检测, 性能分析.

Research of the Optical Current Sensor

ABSTRACT

Optical current transducer(OCT) This paper introduced principle of a new current measuring system based on Faraday effect,optecal current transducer,whose principles differ from those of conventional. With the development of optical_fiber technology, OCT is used more widely. Briefly OCT is excellent in such aspects as control of electromagnetic Ｗｉｔｈｔｈｅｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｏｐｔｉｃａｌ＿ｆｉｂｅｒｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙａｎｄｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｃｏｍｐｏｎｅｎｔ’ｓｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙ, ｔｈｅｍａｇｎｅｔｉｓｍ＿ｐｈｏｔｏｅｌｅｃｔｒｉｃｃｕｒｒｅｎｔｄｅｔｅｃ ｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｗｉｌｌｂｅｕｓｅｄｍｏｒｅｗｉｄｅｌｙ. Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:Ｏｐｔｉｃａｌ＿ｆｉｂｅｒｅｌｅｃｔｒｉｃｃｕｒｒｅｎｔｓｅｎｓｏｒ; Ｆａｒａｄａｙｍａｇｎｅｔｉｓｍ＿ｐｈｏｔｏｅｆｆｅｃｔ; Ｐｏｌａｒｉｚｅｄｌｉｇｈｔ

第一章 选题背景

§1.1研制光学电流传感器的意义

由于电力工业的快速发展，传统的电流测量设备已经越来越不能满足要求。传统的电流测量设备，电流互感器和电压互感器是应用电磁感应原理，其自身的测量机制决定了他们在高压下以及超高压下，存在绝缘困难，易发生爆炸，测量范围和测量精度受到限制以及电力系统故障状态下易饱和等缺点。而光纤电流传感器技术的快速发展，特别是其良好的电气绝缘性能，耐腐蚀性好，频响极快等有点使其具有极大的研究和应用前景。但同时，现阶段由于其输出信号幅值较小，光路设计和制造工艺复杂，成本高等这些弱点又限制了其大规模应用。随着现代光学器件和新光纤材料和结构的研究和应用，以及光纤处理技术的发展和新的检测技术的运用，为光纤电流传感器的应用提供了广阔的前景。随着工业技术的发展，输电网络工作电压的日益提高，对高精度，高范围以及安全可靠的新型电流传感器的需求在增多，对光纤电流传感器的研究，将在全光纤电流传感器，光学玻璃，光电混合，光纤光栅，磁场传感等多个方向展开。

光学电流传感器(ｏｐｔｉｃａｌ ｃｕｒｒｅｎｔ ｔｒａｎｓｄｕｃｅｒ, 简称ＯＣＴ) 是以法拉第磁光效应为基础的, 它通过测量光波在通过磁光材料时其偏振面由于电流产生磁场的作用而发生旋转的角度来确定电流的大小。与传统的电流互感器(ｃｕｒｒｅｎｔ ｔｒａｎｓｆｏｒｍｅｒ, 简称ＣＴ) 相比, ＯＣＴ有许多优点:

(1)不含油, 无爆炸危险;

(2)不含交流线圈, 在故障电流下不饱和;

(3)不含铁芯, 无铁磁共振和磁滞效应;

(4)抗电磁干扰;

(5)体积小、质量轻、易安装;

(6)与高压线路完全隔离, 运行安全可靠;

(7)测量带宽宽、准确度高。

因此, ＯＣＴ必将逐步代替传统的ＣＴ, 具有很高的经济价值。

§1.2光纤电流传感器研究新进展

早在1894年, 在Michael Faraday发现磁光效应49年之后, 就有人提出用光学原理测量电流的想法[1],但光学(含光纤) 电流传感技术的发展主要还是自本世纪七十年代开始的。通常光学电流传感器可分为四个类型:全光纤型; 块状光学材料(块状光学玻璃或钇铁石榴石简称YIG) 型; 混合型和磁场传感器型。它们各自的优缺点及面临的问题已在较早的综述文章中予以阐述。限于篇幅, 本文仅介绍全光纤电流传感技术的研究进展。全光纤电流传感器始终是光学电流传感技术研究领域所关注的主要方向之一。使其实用化的关键问题是如何克服光纤内存在的线性双折射对系统性能的不良影响。为此, 自70年代以来已提出了近十种方案, 其中包括“退火光纤”、“扭转光纤”和“干涉仪”方案。自1994年以来, 此研究在光纤处理技术、新结构光纤及新材料光纤方面均取得了一些新进展。

§1.2.1技术改进

§1.2.1.1 光纤处理技术新进展为了抑制光纤中的线性双折射, 曾分别提出用扭转光纤[4]或退火光纤[5]制作电流传感头的方案。其中扭转光纤可显著减小由光纤中剩余应力及几何非对称性引起的内在线性双折射; 退火处理可明显降低光纤中存在的弯致线性双折射。最近Rose 等人将这两种方法结合起来, 将扭转过的光纤再经退火处理后用来制作电流传感头, 使灵敏度与温度稳定性均获得明显改善, 实验所得归一化灵敏度高达99%以上, 温度稳定性达1.3³10-4/°C 。该报告同时报道了对该技术方案的理论分析。

§1.2.1.2 利用倒易性消除线性双折射设计新方案线性双折射具有倒易性,Faraday 效应则是非倒易的。二者间的这种差别可用来消除线性双折射的影响。Fang 小组近来采用强度型倒易非敏感结构(IRIS-based)光路设计 (图

1), 该设计全部采用光纤器件及低双折射光纤实现, 与普通低双折射光纤传感系统相比, 系统对线性双折射及传输损耗的敏感性降低20倍。在采用旋制光纤(spunfiber-based)的传感系统中, 需与其它辅助技术诸如波长控制技术与极-零点消除(pole-zerocancella-tion)技术联用, 以消除强度-偏振耦合效

应。仿真结果表明此技术可使传感器的稳定性趋于最大。

§1.2.1.3 干涉仪检测方案由电流感应产生光波偏振面偏转即Faraday 效应可描述为电流导致的圆双折射变化或相位变化, 该变化可用干涉仪检测。其中Sagnac 干涉仪具有下列优点:可采用简单的全光纤结构而不必使用偏振片, 对输入光无偏振要求, 可用于低相干光源。更重要的是利用其具有共模抑制作用的结构可使其不受任何具有倒易性的因素, 诸如光强改变、输入偏振态改变、弯致线性双折射及扭致圆双折射等的干扰, 检测出具非倒易性的Faraday 效应。干涉仪与外差技术结合可使系统具有三个量级的动态范围, 并可排除各种低频干扰。但温度变化产生的圆双折射变化对某些干涉仪系统的影响仍是尚待解决的问题。典型的Sagnac 干涉仪的两个响应函数可分别表示为R1(I)=sin2(μVNI) 和R2(I) =cos2(μVNI), 其中μ为光纤的磁导率,V 是光纤的菲尔德常数,N 是围绕载流导体的圈数,I 是待测电流的强度。然而对于小信号检测(干涉仪用于检测Faraday 效应即如此) 而言, 这两个响应函数的斜率均趋于零且具有明显的非线性; 同时由于它们都是电流的偶函数, 在检测响应函数超过半个周期的大信号时输出不再具备单值性。为克服这些问题,Veeser 和Day 在1990年将带有光纤耦合器的Sagnac 干涉仪引入到电流传感技术之中。由此引进的三个响应函数分别为

R1(I)=49cos2(μVNI-π3) 、

R2(I)=49cos2(μVNI)

R3(I)=49cos2(μVNI+π3) 。

从而将系统的工作点移到了第一、三个响应函数斜率达最大值的87%(零电流时) 且相对变化的位置, 系统的线性也得到显著的改善。然而近来的理论分析表明[17],其响应函数依赖于注入耦合器的光的偏振态。对于无损耗零双折射的系统, 仅当输入光为圆偏振时才能获得相差120°相移的三个响应函数。当输入线偏光或去偏光时, 其相移变成180°并在小信号处产生零斜率。

不仅如此, 两信号还会退化, 使其表现与采用2³2耦合器的系统类似, 从而失去了采用3³3耦合器所预期的优越性。文献[14]在带有3³3光纤耦合器的Sagnac 干涉仪的传感光纤环的两端分别加入一个光纤四分之一波片, 以保证注入圆偏光, 并用仿真方法分析了四分之一波片、传感环中的线性双折射及事先扭转光纤产生的圆双折射的影响。其不带有任何有源或无源温度补偿装置的实验结果显示出优于偏振检测方案或普通Sagnac 干涉仪方案的温度稳定性。Frosio 等人首次提出了一种所谓“串联式Sagnac 干涉仪(in-lineSagnacinterferometer)”方案[18],其实质为半Sagnac 干涉仪方案, 其原理如图2所示。两个互相正交的线偏光注入高双折射光纤的两个双折射轴后, 每个线偏光在往返过程中分别利用了不同的两个光轴, 致使二者总光程完全相同。在经过1/4波片后, 每个线偏光都成为圆偏振光。若在波片与反射镜间存在Faraday 效应, 则圆偏振光间将产生非倒易性相位差。于是经过一次往返之后, 每个输出线偏光都经历了两次Faraday 效应并产生4ΦF 的相移。这里ΦF=VNI为N 圈光纤产生的Faraday 偏转。光纤及光纤元件中的线性双折射的影响则在线偏光往返传输过程中因其具备的倒易性而互相抵消掉。用40A 电流所做的实验获得了0.015A/Hz的噪声电流。该值为理论计算所得散弹噪声值的20倍。该实验也显示了很好的稳定性。作者给出了对此系统的理论分析, 并分别考察了高、低相干光源对系统性能的影响。

Blake 等人则进一步研究了机械振动、环境温度变化、实用偏振调制器的不完备性、四分之一波片的不完备性、传感光纤中双折射等对采用“串联式Sagnac 干涉仪”方案系统的影响及克服的办法。实验结果显示其精度超过0.3%,动态范围大于105, 系统噪声为0.3A/Hz,该值已十分接近Sagnac 干涉仪的散弹噪声限。理论与实验研究的结果表明:该设计除了保持了偏振检测方案及Sagnac 干涉仪方案的共同优点之外, 与Sagnac 干涉仪相比, 其灵敏度增加了一倍、显著地降低了传导光纤对振动与温度变化的敏感程度、并减少了所用的光学元件的数量。与偏振检测方案相比, 其灵敏度为偏振检测方案灵敏度的四倍, 并减小了对元件稳定性的要求。由于该系统采用了带有反射镜的单端传感光纤

设计, 在安装时不必断开载流导线, 利于实用。3 新光纤材料:燧石玻璃光纤 克服线性双折射问题的另一思路是寻找低光-弹性系数的玻璃材料来制作光纤, 从而降低光纤内部的光弹性效应, 以减小线性双折射。燧石玻璃就是一种具有极小光-弹性系数的较理想的玻璃材料。用于840nm 波长的燧石玻璃单模光纤在第九、第十次光纤传感器国际会议上均有报道。实验表明:其内在双折射及弯致双折射均小到可忽略不计。采用此种光纤的电流传感器亦有报道。两年后, 用于1.55μm 的燧石玻璃单模光纤亦见报道。其光-弹系数及菲尔德常数分别为-6³10-15/Pa和3.75³10-6rad/A²turn 。普通石英玻璃的相应系数则分别为3.5³10-11/Pa和4.4³10-6rad/A²turn 。二者相比知燧石玻璃的光-弹系数降低了四个数量级而菲尔德常数则仍在同一量级。在椭圆度为0.4%条件下实验测得的内在线性双折射为1.8°/m;在弯曲半径为30mm 条件下的弯致线性双折射可略而不计。用此种光纤制成的电流传感器其输出线偏光的消光比大于30dB, 测量4300Arms 电流时误差不超过±1%,温度系数约为10-4/°C, 在-20°C ～80°C 范围内误差保持在±0.5%,在108kA 范围内可实现精确测量, 最大可测电流达200kA 。燧石玻璃光纤电流传感器已于1995年投入场试, 至1996年3月仍在正常运行之中[24]。文献[25]则在报道燧石玻璃光纤电流传感器的同时介绍了一些实用化时需采用的技术处理措施。

§1.2.2 新光纤结构

为了减小线性双折射的影响,Takahashi 等人报道了一种用于电流传感的带有双层包层结构光纤[26]。在比较了三种可能的材料的性能后, 他们选择在宽温度范围内具有稳定的杨氏模量的硅材料做第一包层, 考虑到其机械性能比较脆弱, 又选用丙烯酸盐材料做成第二包层对其加以防护。该种光纤可降低振动、温度变化等外界因素对光纤的干扰, 从而提高了系统的稳定性。采用此种光纤作传感元件及单端反射倒易光路的系统的实验第一次获得了满足日本标准JEC1201所有技术要求的结果:测量电流为8000A 时电噪声误差为

3.8Arms, 在-20°C ～90°C 温度范围内灵敏度变化±0.4%,该值与硅材料的菲尔德常数的温度系数相应, 用8g 振动加速度做的振动实验在3.8Arms 背景噪声电平上未见明显响应信号,8h 时间稳定性实验测量精度保持在±0.15%以内。5 对系统性能的专项研究 系统温度稳定性、振动稳定性与抗外部杂散场干扰能力是实现光纤电流传感器实用化必须解决的问题, 也是光纤电流传感技术研究的焦点所在。近年来在这三个方面均有理论或实验研究的报道。

1 温度稳定性研究旋制高线性双折射(SHB)光纤适于用作高灵敏、温度特性稳定的光纤电流传感元件。Laming 等人曾对采用SHB 光纤及不同检测方案的光纤电流传感器作过仿真与实验研究[27]。近来Qian 等人用模式耦合理论研究了SHB 光纤的两个本征模式场及其传输系数, 进而研究了用SHB 光纤作电流传感及其温度补偿的机理, 并导出了灵敏度及温度稳定性与SHB 光纤参数、光源参数间的关系。用部分相干光理论对光源对系统影响的研究结果表明:宽带光源所产生的平均效应可有效地消除温度不稳定性。

2 振动稳定性研究Short 等人对采用退火光纤的不同电流感器做了声振动效应的实验研究, 比较了声振动分别作用于偏振检测方案与“串联式Sagnac

干涉仪”方案的传感光纤环及传导光纤时对系统的影响, 特别比较了“串联式Sagnac 干涉仪”方案的光纤相位延迟线前部与后部对振动敏感性上的区别。实验结果表明:“串联式Sagnac 干涉仪”方案的传感光纤环对声振动具有不敏感性, 但光纤相位延迟线远离传感光纤环的部分(不与传感光纤环直接相连的部分) 却对振动十分敏感; 偏振检测方案的传感光纤环易受振动影响, 但未见对传导光纤的机械应力扰动对系统产生影响。

3 抗外部杂散场干扰能力研究MacDougall 等人采用计算机仿真与实验的方法研究了某些因素对采用偏振检测方案的纯光纤电流传感器的抗外部杂散场干扰能力的影响。实验与仿真均针对传感光纤环的不同部位分段顺序进行。研究结果表明:产生外部杂散场的干扰源的相位与频率对光纤电流传感器输出信号的大小与相位均有影响; 存在于传感光纤环中的线性双折射使系统对外场产生不希望其存在的响应, 此时被光纤环包围在内的载流导体的位置与形状亦应予以考虑。

§1.2.3 其它

近年来, 国内外光纤传感器的研究十分活跃, 研究兴趣已更多地趋向解决实用化过程中遇到的问题。国外已有一些商品化的光纤电流传感器出现在市场上。某些外国公司正试图打进并占领我国市场。我国光纤电流传感技术研究、研制与开发工作已面临激烈的竞争与巨大的压力。随着高压大电流光纤检测技术的日趋实用, 制定相关的行业技术标准的问题已提上有关国际组织的议事日程。各国电力工业行政管理部门也面临制定相应的技术标准及产业政策的问题。这些标准与政策将直接关系到工业用光纤电流传感技术的发展前景。

第二章 光纤电流传感器块状光学玻璃的设计

§3.1概述

ＯＣＴ的原理ＯＣＴ的测量原理见图1所示。

在光学各向同性的透明介质中, 外加磁场可以使在介质中沿磁场方向传播的线偏振光的偏振面发生旋转, 这种现象称之为Ｆａｒａｄａｙ磁光效应。图1中, 根据磁光效应, 一束线偏振光沿磁场方向通过Ｆａｒａｄａｙ材料, 偏振面会发生旋转, 旋转角度θ由下式决定

θ=Ｖ∫ｌＨｄｌ,

式中 Ｖ为磁光材料的Ｖｅｒｄｅｔ系数; ｌ为磁光材料中的通光路径; Ｈ为磁场强度。当磁场Ｈ是由于待测载流导体中电流ｉ产生, 且光行进的路线围绕载流导体闭合时, 由安培环路定律可得

θ=Ｖ²ｉ,

其中 ｉ为载流导体中的电流。可见, 测出角度θ, 即可测出电流ｉ。

通常ＯＣＴ可分为四个类型:全光纤型; 块状光学材料型(块状光学玻璃型); 混合型和磁场传感器型。在这里主要介绍块状光学玻璃型。块状光学玻璃型通常采用高费尔德(Ｖｅｒｄｅｔ) 系数的块状玻璃制成传感头。它不受光纤中存在的本征双折射及弯曲引起的线性双折射的影响, 温度双折射和应力双折射效应也都比较小, 结构较简单, 系统的灵敏度比较高。

§3.2传感头的设计和改进

在块状光学玻璃电流传感器方案中, 传感头由光学玻璃制成, 一般用弱磁性的重火石玻璃为材料, 线偏振光经若干次全反射构成环绕导体的闭合光路。但是, 绝大多数情况下的全反射将造成线偏振光电矢量的水平分量和垂直分量间的位相差, 从而产生椭圆偏振光, 降低了测量灵敏度。理想的传感头应满足:

(1)传感材料的Ｖｅｒｄｅｔ系数大, 受温度影响小。

(2)线偏振光环绕载流导体形成闭合或近似闭合的光路。

(3)材料的双折射小。

(4)闭合环路中的光损耗接近于零, 并且光的线偏振态保持不变。

§3.2.1四角形双层光路块状玻璃电流传感器方案

图2示出了四角形双层光路传感头的设计图。

从图2上可以看出这种设计的缺点是

(1) 光从双层光路的下层入射进传感头, 然后从上层出射, 显然光路不

是完全闭合的(经过六次全反射), 不闭合程度占总光路长的3.7%,因而使得测量易受传感头中心孔中导体的位置变化影响, 并易受另外二相电流产生的磁场影响, 从而降低整个电流传感器的准确度。加之反射面多, 有六个反射面需精加工, 若每个面有同样加工准确度, 整个系统加工误差就将累加六次。在光路调整中不可能使每次全反射都恰为45°, 反射面越多, 误差越大。

(2) (2)一般须在进光和出光面胶合一小块材料, 使得光束能正入射进

入及透射出传感头。这导致光在绕导体一周时两次通过胶合面。由于胶合面用的光学胶的折射率与材料的折射率差异较大, 因而在胶合面上会产生光反射损耗。

基于上述缺点，提出了一种双正交反射方案, 但其存在问题是光路在与载流导体平行面上的投影不闭合, 致使系统对垂直于待测电流的其它外部电流产生的杂散场的抗干扰能力受到影响。为解决这个问题, 提出将原光路设计中第三角上第一次反射的方向由向上改为向下(见图3), 其入射光与出射光的不闭合程度仅为0.6%左右, 使传感头内光路在载流导体平行及垂直的两个平面上的投影均可形成闭合回路, 从而提高了系统抗外场干扰的能力。

§3.2.2光学玻璃电流传感头的尺寸设计

在确定了传感头的基本结构和形状之后，便可以进行尺寸设计。块状单圈传感头如图3-1所示，其尺寸由D ，L ，h ，d ，W 五个参量决定。

图3—1 块状玻璃光学电流传感头的三视图和左视图

(1) 由被测电流的大小确定传感头的中心孔直径D

为了使被测电路导体棒能从OCS 传感头中穿过，传感头中心需钻孔，中心

孔的尺寸由被测电流导体的直径及封装工艺所需尺寸加上适当的裕量来确定。其中电流导体的截面A 主要按产品要求的热稳定电流I th 和短路时热稳定电流密度j s 来计算。当额定电流密度满足需要时，热稳定电流密度也满足要求，故可按下式计算D:

（3-1）

式中m D 为考虑密封及绝热时的直径裕量，m D 一般可取5-20mm 。

(2) 确定反射面的高度h

反射面高度h 与光斑大小有关，由于从准直自聚焦透镜输出的并非理想的平行光，而是带有一定的发散，因而光束经过一段光程后，光斑将逐渐变大，为了使各反射面的光不泄漏出去，一般说来h ≥a ,a为出射光斑直径，与光程有关。

(3)确定传感头的厚度d

(4)确定传感头的宽度W

传感头的宽度W 与中心孔直径D 和传感头厚度d 有关，当D 和d 确定时 W＝d+D+mW (3-2）

(5)确定传感头的长度L

传感头的长度L 与中心孔直径D 和传感头厚度d 有关，当D 和d 确定时， L＝2d+D+mL (3-3）

式中们：为长度裕量，一般取2-3mm 。

从式(3—2) 、(3-3)可以看出，虽然传感头一共有5个尺寸变量，但一旦被

测电流大小确定后，传感头尺寸便只与传感头厚度d 和反射面h 高度有关。因此，块状传感头的尺寸设计主要是确定d ，h 的最佳值。

§3．3 块状单圈传感头的计算及分析

建立坐标系如图3-1，x ，y 轴分别与传感头最前面的棱和最左面的棱在底面的投影重合，z 轴与传感头底面重合，射入射点坐标为r ，0，z 。) ，o (W—x 。

其中x 。为宽度W 与入射点x 坐标的差值，表示入射点离右端面的距离。由于各反射面均为45o 斜角，利用简单的等腰直角三角形的关系，可得各反射点的坐标如下：

（3-4）

由以上各点的坐标表达式，可以得到设计传感头时必须考虑的几个重要指标

(1)总光程长度

令r i [x], r i [y], r i [z]分别表示ri 点的 x，y ，z 坐标，并引入S(ri)=ri[x]+ri[y]+ri[z]表示r i 点的x ，y ，z 坐标之和，由于光线是相互垂直的，因而环状传感头中总光程长度为：

（3-5）

(2)垂直小段的光程之和

（3-6）

(3)不闭合程度

不闭合的间隙长度为：

不闭合程度为

(3-7)

（3-8）

将式(3—2) ，(3-3)代入式(3-6)，可简化为

S=4D+4d+h+2mW +2mL （3-9）

通过计算表明，光程只与传感头尺寸有关，而与入射点无关；而垂直小段光程和及不闭合程度与传感头尺寸何入射点位置均有关。

§3．4传感头尺寸及入射点的优化设计

1. 尺寸优化设计

传感头尺寸优化的目标是光程最短，约束条件为各反射面和通光面的尺寸应大于光斑直径与加工裕量之和。对于块状单圈传感头，上述优化问题可表示为：

（3-10）

式中m h ，为反射面高度加工裕量，a 为出射光斑直径，经过距离为s 的一段光程后，出射光斑直径为：

（3-11）

式中θi 为入射光斑的发散角，R f , R g 分别为入射光纤的纤芯半径和自聚焦透镜的半径，NAg 为自聚焦透镜的数值孔径。由于出射光斑直径a 与光程s 有关，不足固定数值，所以不能直接对上式求解。但用图解法可得到点A 即为最优解，如图3—2所示。

图 3-2 块状传感头尺寸优化图解

此时必有d 二2h ，则光程为：

式(3-11)可简化为：

（3-12）

（3-13）

将式(3-13)代入式(3-12)得：

（3-14）

可算得最优解：

（3-15）

2．入射点的最佳位置

传感头的结构及尺寸确定下来以后，光束的光程及光斑发散大小均为定值，光束在传感头总的行进轨迹主要由入射点的坐标所决定。调整入射点的坐标x 。和z 。，可使垂直段光程及不闭合间隙达到最优。

对于块状传感头，按图3-1所示结构，由r 3点到r 4点，两反射面之间并不是意义对应的，而是局限于一个三角形的反射区域，在该区域以外，光束将泄漏出去。这个区域的一个重要界限是由r 4点所在反射面与h 对应反射面的交线，其直线方程为：

（3-16） 即（3-17）

由上面的讨论及式(3-18)可得调整入射点时的一个重要约束条件：

（3-18）

式中a 为出射光斑的直径，代入r 3点的x ，少坐标，可得：

（3-19）

入射点的优化目标为：闭合性最好，垂直段光程最短。考虑光斑的大小，由不闭合间隙及垂直段光程公式(3-5)、(3-6)，上述优化问题可表示为：

(3-20)

（3-21）

（3-22）

（3-23）

(3—20) 式为闭合性的目标函数，(3—21) 式为垂直小段光程之和的目标函数，由于一段闭合性比垂直段光程最短更为重要，取加权因子分别为0．7，0．3，将上述双目标优化问题转化为单目标问题：

（3-24）

图3-3 块状传感头最优入射点图解

按图(3—3) 所示的图解，可得最优解为：

（3-25）

h,a 的值可由式(3-22)、(3-21)确定。

§3.2.2三角形双层光路块玻璃

图4示出了正三棱镜锥光路走向图。

从图4中可看出, 该模型为一正三棱镜锥, 各侧面Ｓ、Ｐ、Ｑ为等腰三角形, 光线走向可为Ａ→Ｂ→Ｃ→Ｄ→Ｅ→Ａ, 其中全反射的反射面在Ｂ、Ｃ、ＤＥ处。这是一种双层光路四次全反射的传感头, 能减少反射面, 实现光路完全闭合, 提高测量准确度。为了抵消全反射位相差, 只须满足两个条件:(1)两次全反射的入射面相互垂直;(2)两次全反射产生的位相差相等。这样就能通过连续两次全反射补偿位相差, 且使光路闭合。这种结构的传感头与四角形六次全反射传感头相比, 前者光路完全闭合, 仅仅是光出、入射的方向不同, 闭合度为100%,高于后者。前者反射面为四个, 少于后者, 因此测量误差小, 光路调整容易。对于通过相同外径导体的传感头, 前者光路长度小于后者, 光吸收少, 而且光纤耦合效率高。

§3.5 块状光学玻璃型电流传感器的其它一些改进

为提高块状光学玻璃型电流传感器的测量准确度, 除了改进传感头传光路径的设计方案外, 还要进行其它一些改进。

§3.3.1 镀膜保偏方案

在反射表面镀保偏膜是解决反射相移的一种方法。优点是:简化传感头形状易于加工; 光路在任何平面内的投影均极接近完全闭合, 可提高系统抗外场干扰能力; 传感头厚度可减小到双正交反射方案传感头厚度的1/2,从而改善其温度特性。

（1） 多层介质保偏膜 采用多层1/4波长介质薄膜技术及选择适当的反射角

解决反射相移问题, 提出了为了保证光路完全闭合, 采用均匀的各向同性块状光学材料的单块多边形传感头设计方案。由于反射相移对入射角十分敏感, 故对传感头的加工与装配需十分精心。文献[8]利用多层

介质膜保偏, 用钇铝石榴石(简称ＹＩＧ) 作传感材料, 将系统的灵敏度—带宽积提高到350ＭＨｚ²(°)/Ａ。该文献同时给出了反射相移对系统灵敏度影响近似的、但十分接近实际的数学表达式。

（2） 单层介质保偏膜 采用单层介质膜实现保偏全反射的光学玻璃电流传

感头, 该方案的优点在于节省用于膜材料和膜系加工所需费用及时间。该文献是多层介质膜方案的1/(2Ｍ), 这里Ｍ是多层介质膜方案设计中采用的1/4波长介质膜对的数目, 该方案要求在镀膜过程中严格控制膜的厚度, 故提高了对镀膜工艺的要求。

§3.5.2 抑制振动在传导光纤中引入噪声

在块状光学玻璃材料电流传感器中, 从光源到起偏器及从检偏器到探测器都不可避免地要使用光纤来传输光束。由于在单膜光纤中存在线性双折射, 当光束通过单膜光纤后再出射时, 总会显示出某种占主导地位的偏振态且该偏振态会随光纤双折射的变化而改变。特别在由检偏器到探测器的一段光纤中, 其出射光的偏振态将随环境条件变化, 从而影响系统输出信号的稳定性。振动在传导光纤中引入噪声的机理并力图寻求解决办法, 结果表明:利用长多模光纤的消偏与消相干性能, 结合选用低相干光源, 可有效地抑制振动在传导光纤中产生噪声。

第三章 实验以及结果分析

§2.1光学电流传感器的原理

§2．1．1光学电流传感器的调制方式

光学传感器实际就是用外界信号对光进行调制，由于光具有波长、频率、相位、振幅、偏振态等多种性质参数，只要对其中一种或几种进行调制便能构成不同测量原理的光学传感器。一般说来，光学电流传感器主要采用相位调制、偏振态调制及光强调制三种方法。

相位调制是通过电流产生的磁场的作用使处于其中的一段光敏材料中的光发生相位变化；偏振态调制是利用磁场改变光的偏振性，通过检测光的偏振面的旋转程度来检测被测磁场，从而检测电流；而光强调制则是通过电光转换，使光强与电流大小成某种函数关系。

值得注意的是通常用来检测光信号的光电探测器只能探测光的强度，而无法直接检测相位和偏振态的变化，所以对于相位调制和偏振态调制，还必须经过变换，最终变为强度调制，以方便检测。具体说来就是相位调制利用干涉技一束作为基准，另一束束受磁场作用发生相位变化。在干涉区产生后，各点的光强即为

A=A1+A2+2A1A 2cos Δф(2-1)

式中Δф为相位调制造成的两相干光之间的相位差。检测到干涉光强的变化，就可确定Δф（2-1），从而得到被测电流的大小。偏振态调制则根据马吕斯

(Malus)定律，光束通过起偏器、检偏器系统，输出的光强为

P=P0COS 2 Ф (2-2)

式中Ф为起偏器和检偏器透光轴之间的夹角，P 。为Ф=0时的输出光强，在两只偏振器之间放入光学电流传感器探头，设电流引起的法拉第旋转角为θ，则输出光强为

P=P0COS 2 (Ф+θ) (2-3)

光强与被测电流大小有确定的函数关系，检测到光强也就检测到了θ，从而得到被测的电流的大小。

§2．2Feraday 效应及基于Feraday 效应的光学玻璃电流传感头

光学电流传感器是利用Faraday 磁光效应实现的，如图2-5所示。

图2-5 光学电流传感器原理图

当通过传光媒质的线偏振光在同方向的磁场H 作用下，其偏振面旋转角度θ为：

θ=V∫H.dl (2-4)

V 为材料的Verdet 常数。当光路绕载流导体构成闭合环路时，依安培环路定理上式可变为：

θ=Vd .Nl .i (2-5)

i 为载流导体中流过的电流，N l 为光束绕被测电流i 的环路数。当没有电流通过时，调节起偏器和检偏器的透光轴使两者的夹角为45。。通以电流后，偏振面旋转θ，根据马吕斯定律：

I =I0cos 2 (45o -θ) ＝1/2（1+sin2θ）(2-6)

I 。为入射光经过起偏器后的光强。当θ很小时，

I＝1/2（1+sin2θ）=1/2I。（1+2vi）(2-7)

利用电流交、直流分离可得：

I AC =I。vi

I DC =I。/2 (2-8)

取最终输出I=IAC /IDC =Ki, K为比例系数。即可得到被测电流的大小。

§2.2光学器件的选择：

1．光源

OCS对光元的要求主要有以下几点：

²足够大的辐射强度使光信号能被PIN 光电管检测到并具有足够的信噪比；

²合适的波长范围，对传感材料透明，并使Verdet 常数较大；

²使用寿命至少为10年；

²较小的过量噪声。

由于固体材料的Verdet 常数是色散的，并且服从Cauchy 经验公式，即Verdet 常数与波长平方成反比，Verdet 常数随着波长的增大而减小。另一方面，当λ

2．准直自聚焦透镜

准直自聚焦透镜的作用是将光纤输入的光束变为准直平行光束，便于在传感头内传播。这里采用的自聚焦透镜为径向梯度折射率透镜，它的直径很小，可使光学系统的结构趋于微型化。其端部通光面是个平面，便于光学加工，并可与光纤直接以光学粘接，使传感头光路部分牢固、紧凑、安装调试方便。选择准直透镜的基本原则应使其输出的光束准直性好，发散角小，光斑小。我们选用的准直自聚焦透镜直径为2mm ，数值孔径为0．16，节距为0．25。

3．光电探测器

OCS 对光电探测器的要求主要有以下几点：

²相应度高

²暗电流小

²线性度好

光电探测器是利用物质吸收光辐射能量后，其电学性质发生改变来对辐射能流进行检测的，即利用光电效应。它对光波长响应有选择性，响应速度很快。在选用光电探测器时，还要了解探测器的阻抗数值以便与外围电流相匹配；了解探测器的最大允许电流及其动态线性范围，以便安全而正确的使用。

光电倍增管或光电二极管可选作探测器，光电倍增管主要用于实验室，而室外多用光点二极管。实际中，我们采用了PIN 光电探测器。PIN 光敏二极管是在半导体的P 结和N 结的中间加上一层本征型材料，用来增大耗尽层以适当增加接受光照的区域，并且这本征层的厚度可以根据材料的吸收系数加以控制，以达到使入射光子都被吸收的效果，因而比一般PIN 型光敏二极管更有用。其响应时间一般在10-8～10-10S 。所采用的硅PIN 光电二极管在800—900nm 波长范围的效率最高，而这个波段与LED 的工作波段几乎完全一致。另外，硅PIN 管的暗电流较小，响应度高。

4．偏振棱镜

偏振棱镜在OCS 中被用作起偏器和检偏器，分别用来产生和检测线偏振光。选择偏振器的原则应使其通光孔径大于光束的光斑直径，消光比低，透过率高，同时通光面与光束垂直，便于耦合和粘接。我们选用方解石偏振器，其消光比达到十万分之一，可得到纯度较高的线偏振光。 5．耦合自聚焦透镜

耦合透镜的作用是将从偏振起出射的光耦合到输出光纤中去。耦合自聚焦透镜也采用梯度折射率透镜。选择耦合透镜的原则应使透镜的直径大于传感头输出光斑的直径，以免光线射到透镜边缘而损失掉。另外，需耦合的光到达透镜端面后，经过透镜会聚，其会聚点的光斑直径应尽可能小，以便与接收光纤匹配，取得良好的耦合效果。我们选用的耦合自聚焦透镜的直径为5mm ，数值孔径为U ．16，节距为0．25。 6．光缆

选择光缆所依据的主要参数是光缆中光纤的光学参数，即光纤直径、数值孔径、损耗等，如果选择光缆中光纤的芯径越大，数值孔径越大，从LED 耦合出来的光纤光功率越强，但同时从准直自聚焦透镜出来的光束发散角越大，到达耦合自聚焦透镜的光斑直径也越大，因而将此光束耦合进光纤越困难，最后耦合损耗反而增大，一般应综合各项参数进行优化选择。我们选用的光缆的光纤芯径为52．5／μm ，数值孔径为0．2，光缆损耗约为0．5dB ／Km 。

§2.3实验仪器图片：

§2.3温度数据

温度分析。

4 分析与讨论法拉第旋转角的温度依赖性与磁光材料的内禀磁性能有关, 起源于材料饱和磁化强度的温度依赖性。对亚铁磁体石榴石晶体, 晶体净饱和磁化强度为四面体位、八面体位和十二面体位各次晶格饱和磁化强度之和[5～7]MS(T)=|Md(T)-Ma(T)-Mc(T)|,(2)式中d 、a 、c 分别代表晶体的四面体位、八面体位和十二面体位次晶格。根据克罗斯利(Crossley)模型, θF(T)的值与各次晶格的磁化强度有如下的关系[8]θF(T)=AMa(T)+DMd(T)+CMc(T),(3)式中A 、D 、C 是各次晶格的磁光系数。这些磁光系数包含电偶极子与磁偶极子两种跃迁的贡献

D=De+Dm, A=-Ae-Am, C=-Ce-Cm,(4)这里Ae 、De 、Ce 是电偶极子跃迁系数,Am 、Dm 、Cm 磁偶极子跃迁系数。显然可以通过改变各次晶格饱和磁化强度(Ma,Md,Mc)的贡献或者改变替代离子的种类与数量, 即改变晶体的磁光系数(A,C,D),来控制法拉第旋转角对温度的依赖性。人们对各种稀土铁石榴石研究发现, 一些稀土离子铁石榴石, 如Gd3Fe5O12和Yb3Fe5O12等, 其θF 具有正的温度依赖关系; 而另一些稀土离子铁石榴石, 如Ho3Fe5O12、Tb3Fe5O12、Er3Fe5O12和Y3Fe5O12等, 则具有负的温度依赖关系。若将具有相反温度依赖性的稀土铁石榴石复合, 可预期生长出法拉第旋转角随温度变化较小的晶体。基于下述理由, 选择生长了Bi:HoYbIG和Bi:GdYIG两种单晶用于法拉第磁光光纤电流传感器的法拉第转子材料:1)Ho3Fe5O12和Yb3Fe5O12、Gd3Fe5O12和Y3Fe5O12法拉第旋转角具有相反温度依赖性;2)Bi3+能大大提高法拉第旋转角;3)Ho3Fe5O12和Yb3Fe5O12、Gd3Fe5O12和Y3Fe5O12在近红外波段没有明显的吸收带。法拉第电流传感器灵敏度与在外加磁场H 下产生的法拉第旋转角θF 有如下关系[9]S=dθF/dH=θsatF/Hsat,(5)Hsat=NDMsat,(6) 式中ND 为退磁因子,Msat 是材料的饱和磁化强度。从(5)式可以看出, 磁光材料的饱和磁化强度越小则其传感器灵敏度越高。Bi:HoYbIG和Bi:GdYIG晶体的饱和磁化强度都比YIG 要小, 因而灵敏度也比YIG 晶体要高, 用它们来作为法

拉第传感材料的光纤电流传感器也就有更高的精度和分辨率。

磁光玻璃材料温度特性的研究

为满足对磁光玻璃Ｖｅｒｄｅｔ系数要求数值大, 温度影响小的特点, 清华大学就目前八种国产光学玻璃磁光系数(Ｖｅｒｄｅｔ系数) 及温度特性进行测量, 这八种国产光学玻璃是:重火石玻璃ＺＦ6和ＺＦ7、火石玻璃Ｆ8、重钡火石玻璃ＺＢａＦ、重冕玻璃ＺＫ6和ＺＫ10、镧冕玻璃ＬａＫ3及冕牌玻璃Ｆ4等, Ｖ为Ｖｅｒｄｅｔ系数, Ｔ为磁光玻璃的温度。图5为八种国产光学玻璃磁光系数及其温度特性的测量结果。

从温度特性来看, 在-15～80℃的温度范围内, Ｖｅｒｄｅｔ系数温度变化率为0.4%～-0.8%,ＺＦ6最适合ＯＣＴ的要求。确定了Ｖｅｒｄｅｔ系数随温度升高而逐渐减少的特

点。

第四章OCS 的信号检测及误差分析

用于电力系统的OCS ，对测量精度和实时性均要求较高。实际测量范围很宽(几A ～几万A) ，同时传感部分位于户外，易受环境因素影响，针对这些，应采取合适的信号检测和数据处理方法。在实际应用中，OCS 的检测系统位于控制室内，由光电探测器、前置放大、滤波、交流放大、继电保护接口、单片机和上位机组成。OCS 也有两种信号检测方案：单路检测法和双路检测法。

§4.1检测方法分析

为了获得最大的磁光调制幅度，调整起偏器、检偏器的透光轴，使两者的夹角为45o ，根据马吕斯定律，经过传感头进入PIN 光电探测器的光强可表示为：

（4-1）

式中I 。为光源输出的恒定初始光强，θ为被测电流引起的Faraday 旋转角。上式表明探测器的输出不仅与夕有关，还与I 。有关。由于光源波动，光纤传输损耗和传感器损耗均会引起I 。的起伏波动引起测量误差，所以一个良好的检测方案应该是输出信号只与Faraday 旋转角有关，而与I 。无关，同时具有较高的灵敏度和信噪比。 §4．1．1单路检测法

被测电流I 为交流信号，因而θ＝V d .Nl .i亦为交流信号。在信号处理电路中将I 进行交、直流信号分离，可得：

为了消除光功率I 。波动的影响，将I AC 、I DC 相除，则最终输出为：

(4-2)

这样便可求得θ，从而得到被测电流i 的大小。 §4．1．2双路检测法

用一个光源驱动，在传感头输出端采用渥拉斯顿棱镜作检偏器，将输出

光分为两束偏振态互相正交的线偏振光。分别用两个PIN 探测它们的输出光强：

(4-3)

经求差放大器和求和放大器，求得二者的差和和，再将它们相除得到与式(5-2)相同的结果：

(4-4)

§4．1．3两种检测方案的比较

上述两种检测方案的共同点是：检偏器均以相对起偏器的透光轴成45o 夹角放置，以获得最大探测灵敏度；均采用除法来消除初始光强的波动对测量的影响。它们的差异主要有以下几个方面： 1．结构

单路检测系统比双路检测系统结构简单，调整方便，对探测器、放大器不存在特殊要求。在双路检测系统中要求两光电探测器的灵敏度和其他参数一致，要使两路放大器，增益、带宽均一致，因此对器件的选择要求苛刻，成本高。 2．信噪比

单路检测系统的信噪比为：

式中η为PIN 的量子效率；P W =aI。为光功率，a 为PIN 的受光面积；h 为普朗克常数；ν为光源频率；B 。为滤波器的带宽。在双路检测系统中，若两路器件完全对称，则系统的信噪比为：

可见，双路检测系统的信噪比是单路检测系统的二倍。 3．抗干扰能力

被测的电流信号为50Hz 工频，周围环境的干扰是难以消除的。主要存在的是低频干扰，包括温度、振动等环境变化产生的噪声。对于某个频率为f 的干扰可用函数1+N(f)表示，N 为此干扰的调制度，N

上式中后两项为干扰项，因为sin2θ

当此干扰作用于双路检测系统时，系统输出变为：

从而仍有

可见，双路检测方案具有共模抑制作用，抗干扰能力强。

4．测量对象

单路检测方案仅适用于交流电流的测量，双路检测方案既可以用于交流电流测量，也可以用于直流电流测量。

§4．2 OCS的误差分析

1．系统误差

(1) sin2θ的近似误差

在OCS 的信号处理部分，运用了sin2θ≈2θ的前提条件，即在Faraday 旋转角很小的情况下，以所检测到的输出信号sin2θ代替Faraday 旋转角2θ，在额定电流较大时，这种近似会引起系统误差。

(2) 起偏器和检偏器透光轴夹角偏离45o

为了获得最大灵敏度，通常将起偏器和检偏器透光轴之间的夹角定为45

o 。在实际中，起偏器和检偏器透光轴之间的夹角不可能精确调整到45 o，若有一个微小偏角Δф，则输出检偏器光强为：

(4-5)

实际加工中，45 o 角的调整是通过监测光功率的大小来进行的，当出射光功率

o 为入射光功率的一半时，便认为起偏器和检偏器透光轴夹角为45，所用光功

率计的准确度等级为5％，则

则由Δф带来的系统误差为：

(4-6)

(4-7)

当起偏器和检偏器用光学胶粘好固定后， Δф基本不变，则γΔ在定标时可以修正。

2. 随机误差

(1)光路不完全闭合

当光路不完全闭合时，传感头中Faraday 旋转角不仅与穿过传感头的电流有关，还与外磁场有关。由于电站中电磁干扰严重，这将引入随机误差，影响测量精度。要解决这个问题，只有在传感头耦合时尽量找最佳入射点，使光路的不闭合程度最小，或者采用完全闭合的传感头结构。

(2) 传感头不保偏

对于Faraday 效应，法拉第旋转角θ可由式(2-5)表示。但式(2-5)成立是 有条件的，只有当环路中传播的线偏振光的偏振态能够保持不受磁场以外的外界条件的影响，即保持线偏振而不蜕变为椭圆偏振这一条件能被满足时，式(2-5)才能成立。如果这一条件不能满足，则光学玻璃内光学环路的不同部分会具有不同的测量灵敏度，致使传感器总的测量结果受导线在传感元件内部的位置以及由其他电流产生的杂散场的影响，式(2-5)不再严格成立。在OCS 中，以下几个因素可使传感头不保偏：

(i) 条状OCS 利用两次正交双全反射宋消除全反射带来的相位差，但两次正交全反射之间的垂直小段是椭圆偏振态的。

（ii ） 条状OCS 利用两次正交双全反射来消除全反射带来的相位差，但它要求两个反射面互相垂直且入射角为45 o 。当由于加工精度不足，或者耦合时未能使光线正入射于传感头时，这个条件将不成立，从而引入相位差。 由于垂直小段很短，它带来的影响可忽略。但是由于加工误差和耦合误差带来的椭偏却不容忽视，在最严重的情况下，它可以使整条光线均为椭偏，严重影响灵敏度、精度和抗干扰性。而且加工和耦合均是手工操作，有一定的随机性，这将使得生产出来的每个OCS 传感头的灵敏度都不一样。

(3) 光纤的振动

从光源发出的光必须经过光纤传至传感头中，传感头出射的光也需由光纤传 输至检测电路。由于光纤中传送的是光强信号，所以线性双折射的影响可以暂时忽略，但是振动的影响却不容忽视。当光纤受到振动和其他的机械振动时，光强将发生变化，从而引入噪声。虽然可以在检测电路中采用交直

流相除的方法，减小光强波动的影响，但这只适合于缓慢变化，若光强变化很快，则其影响值得注意。因此，在安装时应注意光纤的防震措施。

第六章 光纤电流传感器应用中若干问题的探讨

ＯＣＴ分为两类, 即电光、磁光型ＯＣＴ(亦称Ｐａｓ ｉｖｅＯＣＴ, 简称ＰＯＣＴ) 和辐射内调制型ＯＣＴ(亦称Ａｃ ｉｖｅＯＣＴ, 简称ＡＯＣＴ) 。ＡＯＣＴ是将常规的电磁式互感器感应信号通过光电转换方式传输感应信号至测量和控制端进行二次信号处理, 它因采用发光二极管以获得长期稳定性和低成本等优点亦受到人们的重视, 但因其未从根本上克服传统电磁式电流互感器(ＣＴ) 的缺点, 而只是在高压绝缘性能方面有所改善, 故总体上仍未能摆脱旧式ＣＴ的束缚。本文的讨论重点将放在ＰＯＣＴ方面。基于磁致伸缩原理的光纤电流传感器在一段时间曾受到相当的重视[1],但由于该方法受光纤本身长期性能稳定可靠性及外界干扰等因素的制约比较严重, 这些年来已难于见到有关这方面的报道。因同样原因未能使研究应用得以深入的还有基于热变效应的温度型光纤电流传感器

[2]。目前被广泛研究的ＯＣＴ测量原理是法拉第磁光效应, 即磁场与光相互作用所产生的一种效应:当线偏振光通过处于外磁场中的透明媒质, 且光的传播方向与外磁场方向一致时, 线偏振光的偏振面将会发生旋转, 其物理推导结论是, 线偏振光的旋转角正比于外磁场沿传播路径的线积分, 即: α=υ0∫ｌ 0Ｂ ²ｄｌ (1)式中υ0为透明介质的磁光旋转率, 即Ｖｅｒｄｅｔ常数; α为偏振面旋转的角度; ｌ为光通过的路径; Ｂ为被测电流在ｄｌ处产生的磁场, 其方框图如图1所示(全光纤型ＯＣＴ的起偏器和检偏器分别位于光源之后和光电转换器件之前) 。

基于法拉第效应的传感头可归纳为三种类型:电—光混合(集磁器) 型探头、环形全光玻璃探头和全光纤式探头, 如图2所示。

全光纤传感头的优点是光路简单, 便于加工, 但其输出灵敏度受外界温度、光纤本身的双折射及入射偏振面位置的影响极大, 这主要表现在:(1)双折射使入射线偏振光的两个正交振动分量之间产生额外的相位差, 使输出光变成了椭圆偏振光, 当使用偏振仪进行测量时, 由于椭圆偏振光转角的测量灵敏度比线偏振光的低[3],因此, 整个仪器的测量灵敏度就降低了, 在最不理想情况下, 输出光变成圆偏振光时, 则电流测量的灵敏度为零。(2)对于不同的入射偏振面, 传感器具有不同的测量灵敏度。在光纤电流传感探头中, 由于线性双折射的存在对不同偏振面的入射线偏振光, 双折射引入的位相不同, 因而使整个探头的灵敏度随偏振面方位的改变而周期性变化[4]。(3)测量灵敏度受外界温度的调制。由于应力引入的线性双折射分布是随温度的变化而改变的, 传感器的测量灵敏度将随温度变化而产生漂移, 且沿光路上不同部分的灵敏度逐渐变化, 因而, 在一个封闭的环形光路中灵敏度的分布是非均匀的, 这样, 传感器元件的信号输出不仅会受到被测导体位置的调制, 而且还会受到外界大磁场的干扰[5]。集磁器型ＯＣＴ的特点在于其加工容易但测量受被测物的相对位置影响很大; 闭合光路型ＯＣＴ的特点在于其输出信号值与ＯＣＴ和被测物的相对位置无关, 但其加工难度较大。这两种传感器(统称为非功能型传感器) 虽然不存在全光纤传感头因弯曲引入的双折射, 但其它方面的干扰亦使其应用受到制约:(1)光纤受到振动和其它机械扰动时将在光纤内引入内应力, 产生线性双折射[6]。如在受到环境扰动时, 光纤中传输光的偏振态将因线性双折射随振动、温度等因素而变, 在光学传感头和光电探测器中表现为强度的变化, 从而引入噪声。当光纤引线的输出偏振态与起偏器垂直时, 则无光强信号进入光学传感头和探测器, 这时传感器无法进行工作。(2)用作光学传感头的光学玻璃要求有大的Ｖｅｒｄｅｔ常数, 但通常υ0越大, 温度系数越大, 传感器的灵敏度随温度而变, 这就存在一个温度补偿电路的设计依据(即温度影响模型的确立) 问题。(3)光学玻璃传感头虽不存在全光纤型传感器因弯曲引入的双折射, 但光学玻璃材料本身的剩余应力形成的线性双折射随温度的变化[7]、实际中由于安装装配光路器件(如透镜、偏振器件等) 时引入的附加应力产生的双折射在60℃的温度变化范围内引起的输出漂移也不可忽视[8];另外, 由于外界各种情况引起的振动也等效地引入了应力双折射[9],所有这些不仅将降低电流测量的灵敏度[10],而且使传感信号随振动和温度的变化而变化。

传感器将被测高压电量转换成光信号引入低压端后, 后续信号处理是实现光纤传感器成为ＯＣＴ的关键之所在。按照ＣＴ的定义, 光纤传感器的最终输出必须在信号的输出幅值和相位误差方面达到一定的要求。而光电转换电路存在着各种外部扰动和内部噪声。外部扰动包括辐射源的随机波动和附加的光调制、光路传输介质的湍流和背景起伏、杂散光的入射以及检测电路所受到的电磁干扰等, 这些扰动可以通过稳定辐射光源、遮断杂光、优选偏振面或滤波片以及电气屏蔽、滤波等措施予以解决; 光电检测器件、输入电路和前置放大器等的器件固有噪声则是光电检测电路的内部噪声源, 这部分扰动是随机起伏的, 覆盖在很宽频谱范围内, 它们和有用信号同时存在, 相互混淆, 限制了检测系统分辨率的提高, 因此, 光电检测电路必须考虑噪声影响以确保可靠检测所必需的信噪比。对该部分的基本要求是响应时间快、光谱峰值波长与光源波长接近、光电转换率高、暗电流小、长期工作的可靠性和稳定性高。通常采用具有频带宽(达10ＧＨｚ) 、响应时间短小于10-8ｓ) 、光电线性度好等特点的ＰＩＮ管作为光电转换器件, 处理方法一般是将ＰＩＮ管的光电流信号经过电流电压转换电路变成电压信号后再作进一步的变换处理, 以克服其光电转化率较小的缺点, 并通过严格的电磁屏蔽消除外界高频干扰对前置放大和后续电路的

影响。另一个必须考虑的问题是光源输出功率波动。普遍采用的方法是通过相除的原理消除输出信号对光源输出功率的依赖, 即将经传感器输出的光通过检波器一分为二, 分别用两套相同的光电转换电路进行转换后再利用差动的方法获得被测量的信息。一般的公式为:ｆ(ｘ)=Ｉ1-Ｉ2Ｉ1+Ｉ2(2)其它部分的信号处理方法则因具体的设计条件及设计要求而异, 其原理方框图如图3所示。

该方法的特点在于检测系统有较高的信噪比、较强的抗干扰能力; 其不足之处在于要求两光电探测器的灵敏度和其他参数必须高度匹配, 且要用两套其增益、带宽均相同的放大器, 因此, 对于器件的选择比较严格, 成本较高。另一种光电检测电路为单光路检测电路, 即图3中用于快速继电保护部分。这种检测方法的特点在于结构简单、调整方便, 但其信噪比较双光路法差一倍, 且对于外界的干扰难以消除, 故目前的设计方法基本上是用双光路法实现电流的精确测量, 而用单光路法实现快速测量。全光纤型电流传感器因为光纤受温度、外界振动及各种因素引起的线性双折射等方面的影响较大, 有赖于光纤生产工艺的改进和集成光学的进一步发展。非功能型光纤电流传感器, 即光纤仅仅作为光传输介质, 而用专门的敏感材料做传感头的法拉第效应原理光纤电流传感器的研究及应用则取得了长足进展, 各种不同类型的传感器设计、研究及应用常见诸报道, 虽然真正能够实用、长期单独可靠运行的例子尚未见报道, 但与传统测控装置并联运行的研究论文已有不少[11～14],因此, 该装置最终获得广泛应用只是一个时间问题。下面介绍对这种类型传感器的改进设想。

3 对光纤电流传感器设计改进 的一些设想 非功能型光纤电流互感器的研究以日本为多, 法国、英国、美国及德国等国家亦都有应用的报道。我国于八十年代初开始进行这方面的研究, 但当时主要考虑的是实现电流的测量, 即设计一种光学电流测量仪, 而非电流互感器[15],故对于具体的ＣＴ对信号的要求考虑不周, 研究仅限于如何实现电流与光信号的转换。研究者们更多注意的是其在实验室环境下的电气特性, 因此, 从理论上考虑的较多, 而对于实际长期运行则相对考虑的较少, 如对于光学材料在自然环境条件下长期老化的光学特性的研究、光电子器件在长期老化情况下其性能变化的对比研究等都因时间关系未能得到较好的解决。大量的中外文献报道从一个侧面也证实了这一点, 在ＯＣＴ运行的若干年限里(一般是1～3年), ＯＣＴ的运行情况均能满足实际测量要求的需要, 但这段时间之后的追踪报道则尚未见到, 因此, 为使光学电流互感器能真正应用于电力系统二次回路测控系统中, 本文准备重点考虑解决以下几个方面的问题。(1)在传输光纤的选择

方面, 解决光学传感器在自然环境及长期带电条件下的光信号传输的可靠性分析及研究, 为光学传感器的单独运行提供理论依据。理论分析和实验研究表明:单模光纤中引入的噪声最严重且不能消除; 在高双折射光纤中的振动引入噪声只有在满足使用低相干光源和线偏振光沿光纤的偏振轴输入的条件下, 才能得到抑制; 多模光纤的输出偏振噪声与光源的相干性、光纤的长度及芯径有关, 在使用低相干光源和长光纤的情况下, 振动引入的噪声被大大减少, 并且, 所用的光纤芯径越大、噪声越小[16]。而振动引入的双折射是导致光纤输出偏振噪声的主要原因之一, 因此, 在非功能型ＯＣＴ的设计中尽量考虑采用多模、大芯径的长光纤和低相干性光源, 并通过模拟加速老化试验选择抗老化性能好的纤芯和包层材料构成的光纤。

(2)至于光学传感器的设计, 则必须解决好光学传感头加工及光路耦合工艺(如传感头与光纤间的光耦合损耗大、光路准直与调整十分困难、闭合型传感头要求保偏、低损耗等) 、加工精度要求高、难以批量化生产、光学传感器的温度稳定等问题。其基本设想是在满足实用条件的基础上尽量简化光路设计, 进而提高光路的抗外界振动能力和温度特性, 增强传感器长期工作的可靠性, 文[17]提出的双光路反向型ＯＣＳ传感器, 对于光源的充分利用、外界温度、应力、振动等因素的影响都有极大的改进, 且结构简单、加工较方便、光耦合容易及成本低, 是一种值得推荐的具有较高实用价值的传感器。(3)生产工艺也值得探讨, 其中光学材料的选择将起着比较重要的作用。如由于起偏器、检偏器均为光学晶体元件, 其在不同温度及在强电场条件下工作时的光学特性将受到材料本身的热膨胀系数、电热系数及热磁系数等因素的影响, 光学元件装配组合时所采用的光学胶的长期温度特性及在不同温度下的热膨胀系数的变化情况都对传感器的输入产生影响, 因此, 必须仔细而慎重地选择加工工艺和光学器件以减少因温度变化而产生的各种双折射。(4)在传感器信号处理上, 拟准备解决光学电流互感器与常规电流测控装置的接口问题(如电力系统各种不同类型的测控设备所要求的在电气上相互独立、反应速度和测量精度各异等问题):通过Ｙ型多模光纤使各测控回路之间实现电气隔离; 用电路补偿的方法进一步抑制温度对测量精度的影响, 使计算通道的准确度更高、更可靠; 而对于断电保护用电流互感器, 由于其对信号的要求是在整个测量区段要有几乎相同的测量精度(虽然该精度要求不是很高), 而不是常规测量仪器的0.8ＩＮ～1.2ＩＮ, 且对于被测信号的反应速度的要求很高, 特别是在输变电系统功率越来越大的今天, 因此, 在传感器采用受温度及双折射影响较小的光学材料设计的同时, 欲采用模拟或数字自动量程转换电路克服ＯＣＴ因采用数字式测量而在低量程时受Ａ/Ｄ转换器分辨率的限制及光学材料本身受温度和双折射的影响引起的灵敏度降低且不稳定。

另外, 在转变信号输出方面, 目前几乎所有的ＯＣＴ都未考虑(或考虑不周) 与传统的电力系统设备的兼容问题, 而是着重于传感器输出的精确度, 对于电力系统客观条件的具体要求考虑较少, 因此, 难于与目前的测控装置相配套, 从而也间接地影响了该产品在电力系统的应用。虽然这与光学互感器本身的特性有关, 但不能不说也存在一个探讨如何更好地实现光学互感器与传统电力系统设备兼容的问题, 毕竟不可能在短期内将所有这些目前正在使用的设备装置都淘汰掉, 而且, 光学电量互感器的输出接口没有统一标准、产品的标定尚未规范化也使得各用户难以较好地选择使用, 如频率响应、动态范围、信噪比、波形畸变、稳定性等参数的检验和标定须有特殊规范, 现有比差、角差的定标标准不完全适用于光学互感器, 但这些问题的解决则有赖于国家标准职能部门的深入工作。较合理的方法

应该是电流比较仪法[18]。

4 结 语随着科技的进步、各项基础材料和元器件生产及加工工艺水平的不断提高、计算机在电力系统的日益广泛应用, 传统的测量和控制理论及技术正日益为新的理论和技术所取代。数字化、小功率信号的传感和控制技术愈来愈为众多的用户所接受和欢迎。光学电流互感器以其特有的绝缘结构简单、抗电磁干扰能力强、频带宽、体积小、重量轻、在电力系统故障情况下不会饱和、能真实反映过渡过程中的非周期分量、输出信号可转换为ＴＴＬ电平数字信号、易与计算机基础设备兼容及与电力系统微机保护接口、与未来新型电站兼容等原理及结构优势而获得青睐理所当然, 它势必在未来的电力系统自动化设备中获得广泛应用。