趙宏旭，申海洋，陳業(yè)，石旭東

中國民航大學(xué) 電子信息與自動化學(xué)院，天津 300300

民用飛機(jī)逐步向多電乃至全電方向發(fā)展，使用電能替代機(jī)械能可以顯著降低運(yùn)行成本，然而機(jī)上電磁環(huán)境卻隨之變得愈發(fā)復(fù)雜，致使對于機(jī)載設(shè)備電磁防護(hù)能力的要求更加嚴(yán)格[1-3］。機(jī)載線纜是高強(qiáng)度輻射場、雷電間接效應(yīng)等電磁干擾的主要耦合途徑，耦合信號通過線纜傳遞至終端設(shè)備或負(fù)載，極易導(dǎo)致設(shè)備損傷或系統(tǒng)失效等故障。傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)基于大電流注入（BCI）測試方法模擬不同電磁環(huán)境，測試、驗(yàn)證機(jī)載設(shè)備及其連接線纜的電磁屏蔽和抑制能力。RTCA DO-160G、MIL-STD-461G DRAFT、GB/T 30148—2013 等國內(nèi)外標(biāo)準(zhǔn)均對傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)做出了明確要求[4-6］，界定了試驗(yàn)頻段以及場強(qiáng)等級。為了進(jìn)一步提高傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)?zāi)芰蜏y試范圍，研究BCI 測試原理、搭建BCI 模型是本領(lǐng)域內(nèi)的熱點(diǎn)研究問題。

BCI 注入探頭是該測試方法的核心裝置，注入探頭基于互感原理將電磁干擾信號耦合至機(jī)載設(shè)備的互連線纜上，進(jìn)而測試機(jī)載設(shè)備在不同等級電磁干擾下的工作情況。由此可見注入探頭與線纜間的耦合效率對于有效模擬電磁干擾至關(guān)重要，因此研究注入探頭和線纜間的耦合機(jī)理受到了國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注[7-9］。

國外學(xué)者開展此項(xiàng)研究工作較早，在耦合解析模型和數(shù)值仿真模型方面取得了一定突破。文獻(xiàn)[10］提出了一種集總參數(shù)電路的注入探頭等效模型，并基于該模型對非屏蔽線纜傳導(dǎo)抗擾度的耦合機(jī)理等效建模；文獻(xiàn)[11］應(yīng)用電磁仿真軟件CST 分析了注入探頭結(jié)構(gòu)參數(shù)對其輸入阻抗的影響；文獻(xiàn)[12］基于傳輸線理論對雙絞線的傳導(dǎo)抗擾度測試過程開展研究，并建立相應(yīng)的解析模型；文獻(xiàn)[13］依據(jù)多導(dǎo)體傳輸線理論，將注入探頭與非屏蔽線纜的耦合關(guān)系拓展為注入探頭與線束間耦合關(guān)系；文獻(xiàn)[14］應(yīng)用大電流注入法研究射頻干擾對以太網(wǎng)線路信號完整性的影響；文獻(xiàn)[15-17］應(yīng)用電磁仿真軟件CST 建立注入探頭以及線束的三維仿真模型，并基于該三維仿真模型對汽車的控制電路進(jìn)行了傳導(dǎo)抗擾度虛擬測試。國內(nèi)對于大電流注入法的研究起步較晚，主要在國外學(xué)者的研究基礎(chǔ)上補(bǔ)充完善，并且側(cè)重于實(shí)驗(yàn)方法研究。文獻(xiàn)[18-19］基于大電流注入法對雙絞線和平行雙線開展了實(shí)驗(yàn)研究，通過實(shí)驗(yàn)法證明特定條件下大電流注入試驗(yàn)對電磁輻射實(shí)驗(yàn)有一定的替代性；文獻(xiàn)[20］運(yùn)用實(shí)驗(yàn)法分析注入探頭對電磁輻射敏感性實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響；文獻(xiàn)[21］通過理論分析與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究平行雙線作為被測對象時(shí)，大電流注入等效強(qiáng)場電磁輻射的試驗(yàn)方法。綜上所述，目前國內(nèi)外學(xué)者對于BCI 測試機(jī)理及信號注入模型的研究主要集中在非屏蔽線纜和非屏蔽線束方面，針對屏蔽線纜尚未提出完善的BCI 耦合模型。然而屏蔽線纜是民用飛機(jī)為了應(yīng)對電磁干擾所廣泛使用的互連線纜，因此研究注入探頭與屏蔽線纜的耦合機(jī)理具有顯著的科學(xué)及工程價(jià)值。

針對上述問題，本文以BCI 注入探頭與屏蔽線纜的耦合機(jī)理為研究對象，首先結(jié)合實(shí)驗(yàn)測試和理論計(jì)算建立注入探頭集總參數(shù)模型，隨后按照注入探頭與屏蔽線纜的空間結(jié)構(gòu)關(guān)系劃分耦合和非耦合區(qū)間，分別建立鏈路參數(shù)方程并依次進(jìn)行區(qū)間級聯(lián)，最終結(jié)合端接方程形成BCI 注入探頭與屏蔽線纜的耦合解析模型。同時(shí)參考RTCA DO-160G 傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)搭建實(shí)驗(yàn)平臺，通過對比屏蔽線纜的終端耦合電壓驗(yàn)證解析模型準(zhǔn)確性。

1 耦合解析模型構(gòu)建

民機(jī)屏蔽線纜的屏蔽層端接工藝種類多樣，其中代表性工藝為360°端接和引線端接。360°端接工藝一般通過卡箍擠壓或焊接的方式直接將線纜的屏蔽層固定在連接器的金屬殼體上。引線端接則是利用焊接套管將引線連接于屏蔽層和飛機(jī)結(jié)構(gòu)地之間。本文針對使用上述典型端接工藝的屏蔽線纜，建立BCI 耦合解析模型。

使用BCI 探頭對屏蔽線纜進(jìn)行大電流注入時(shí)，注入探頭的近場耦合特性導(dǎo)致被測線纜不同區(qū)間內(nèi)分布參數(shù)存在顯著差異，難以進(jìn)行整體等效建模，因此按照屏蔽線纜與注入探頭的空間結(jié)構(gòu)進(jìn)行分區(qū)間建模是可行的解決方案。如圖1（a）所示，當(dāng)被測線纜采用360°端接工藝時(shí)，線纜長度為BE，耦合現(xiàn)象主要發(fā)生在以注入探頭寬度為邊界的CD區(qū)間，因此將CD區(qū)間定義為耦合區(qū)間，BC和DE區(qū)間定義為非耦合區(qū)間。如圖1（b）所示，當(dāng)被測線纜采用引線端接工藝時(shí)，同理可知區(qū)間CD為耦合區(qū)間，非耦合區(qū)間可進(jìn)一步劃分為屏蔽層覆蓋區(qū)間BC和DE，以及引線端接區(qū)間AB和EF。

1.1 注入探頭集總參數(shù)模型

注入探頭的典型結(jié)構(gòu)為卡鉗樣式，主要由N型連接器、環(huán)形屏蔽殼體、磁芯以及環(huán)繞磁芯的矩形繞組線圈構(gòu)成，本文以FCC F120-6A 注入探頭為研究對象，如圖2 所示。

圖2 F120-6A 注入探頭Fig.2 F120-6A injection probe

FCC F120-6A 注入探頭符合RTCA DO-160G 傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)要求，其帶寬為10 kHz～400 MHz，在1.8～400 MHz 范圍內(nèi)插入損耗＜9 dB，最大輸入功率可達(dá)200 W。依據(jù)RTCA DO-160G 傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)所定義的測試等級可知，使用FCC F120-6A 注入探頭開展測試所需注入信號功率不超過33 W，注入探頭空載情況下激勵(lì)電流不超過1.38 A。

傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)過程中，由探頭N 型連接器注入射頻信號，射頻信號流經(jīng)環(huán)形磁芯上的帶狀繞組線圈（線圈與金屬殼體間距為h），進(jìn)而在內(nèi)部通道中產(chǎn)生交變磁場，被測線纜與結(jié)構(gòu)地所構(gòu)成的閉合區(qū)域在交變磁場作用下感應(yīng)出分布激勵(lì)。依據(jù)注入探頭的工作特性，建立注入探頭的等效集總參數(shù)電路模型，如圖3 所示。圖3 中VRF和RS表示信號源及其內(nèi)阻；LN和CN表示注入探頭N 型連接器的等效電感和電容；LW與CW表示帶狀繞組線圈的寄生電容與寄生電感；RW表示電流通過帶狀繞組線圈時(shí)的阻抗損耗；LPP表示注入探頭主磁通的電磁效應(yīng)所引起的自感。

圖3 注入探頭集總參數(shù)電路Fig.3 Lumped parameter circuit of injection probe

注入探頭鐵磁材料的非線性問題是影響模型精度的因素之一。然而在RTCA DO-160G 傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)等級范圍內(nèi)，注入探頭的輸入功率和激勵(lì)電流不會導(dǎo)致磁芯飽和效應(yīng)，不足以引發(fā)二次側(cè)電流畸變。

N 型連接器等效電感LN和等效電容CN可由矢量網(wǎng)絡(luò)分析儀通過開路短路法測定，開路狀態(tài)下阻抗虛部表示連接器等效電容，短路狀態(tài)下阻抗實(shí)部表示連接器等效電感。繞組線圈的寄生電容CW與寄生電感LW的計(jì)算公式為[22］

式中：μ0為真空中的磁導(dǎo)率常量，取4×10-7H/m；ε0為真空環(huán)境的介電常數(shù)常量，取8.85×10-12F/m；h為繞組線圈與金屬殼體間的間距；a為繞組線圈的寬度；lW為繞組線圈的總長。矩形繞組線圈的阻抗損耗RW為考慮趨膚效應(yīng)的交流阻抗，即

式中：ρ與σ分別為繞組銅線的電阻率和電導(dǎo)率；b為繞組銅線的厚度。

注入探頭自感LPP以及與線纜的互感MP可基于電磁感應(yīng)定律和安培環(huán)路定理進(jìn)行求解，注入探頭磁芯的磁導(dǎo)率以及幾何尺寸與注入探頭頻率特性的關(guān)系為

式中：μr為磁芯的相對導(dǎo)磁率；w為鐵氧體磁環(huán)的寬度；rout為鐵氧體圓環(huán)的外徑；rin為鐵氧體圓環(huán)的內(nèi)徑。

相對磁導(dǎo)率μr為頻率相關(guān)變量，本文通過掃頻測試測量中間變量，并結(jié)合理論計(jì)算求解相對磁導(dǎo)率μr。在注入探頭空載情況下，使用矢量網(wǎng)絡(luò)分析儀測量其反射系數(shù)S11，并計(jì)算輸入阻抗Zin，即

式中：R0為矢量網(wǎng)絡(luò)分析儀端口阻抗。在已知輸入阻抗Zin情況下，計(jì)算LPP，即

對式（4）與式（7）進(jìn)行聯(lián)立，即可求取磁芯的相對磁導(dǎo)率μr。

1.2 注入探頭與360°端接屏蔽線纜耦合模型

1.2.1 耦合區(qū)間鏈路參數(shù)模型

注入探頭與屏蔽線纜耦合過程相對于非屏蔽線纜更為復(fù)雜，由于屏蔽層包裹線芯的結(jié)構(gòu)特征，注入探頭產(chǎn)生的交變磁場首先與線纜屏蔽層耦合，在屏蔽層與結(jié)構(gòu)地所構(gòu)成的環(huán)路上產(chǎn)生感應(yīng)電流，此電流在屏蔽層內(nèi)部空間引發(fā)交變電磁場，并進(jìn)一步與線芯相互耦合產(chǎn)生感應(yīng)電流。屏蔽層的屏蔽效能一般用轉(zhuǎn)移阻抗進(jìn)行量化，其表征了單位長度屏蔽層和線芯之間的差模電壓與屏蔽層表面電流之比。轉(zhuǎn)移阻抗越小表明屏蔽層的屏蔽效能越好，同等電磁干擾下線芯的耦合信號越小。然而引入轉(zhuǎn)移阻抗實(shí)現(xiàn)屏蔽線纜BCI耦合建模，需滿足以下4 個(gè)假設(shè)條件：

1）注入探頭激發(fā)的瞬變電磁場與線纜耦合時(shí)，僅考慮單次耦合作用，即忽略電磁場經(jīng)空間物體多次反射后與線纜的耦合過程。

2）注入探頭與線纜耦合現(xiàn)象只發(fā)生在注入探頭空間結(jié)構(gòu)覆蓋范圍內(nèi)。

3）線芯僅與屏蔽層之間有耦合關(guān)系，與注入探頭之間耦合關(guān)系忽略不計(jì)。

4）線芯電流通過屏蔽層回流，屏蔽層上的電流通過參考地回流。

FCC F120-6A 注入探頭寬度為70 mm，而傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)頻率上限為400 MHz，表明耦合區(qū)間內(nèi)的線纜滿足電短條件，因此可應(yīng)用集總參數(shù)電路進(jìn)行等效建模。注入探頭與屏蔽線纜耦合區(qū)間CD內(nèi)等效集總參數(shù)電路如圖4 所示。

圖4 耦合區(qū)間集總參數(shù)電路Fig.4 Lumped parameter circuit of coupled section

為了便于推導(dǎo)注入探頭與屏蔽線纜的耦合關(guān)系，需要對注入探頭部分參數(shù)進(jìn)行戴維寧等效。注入探頭內(nèi)部連接器與繞組的等效電感、電容、電阻不受屏蔽線纜影響，則由AA′端口得到的戴維寧等效電壓和等效阻抗為

如圖1（a）所示，通過基爾霍夫定律對線芯、屏蔽層、注入探頭進(jìn)行分析，CD區(qū)間電壓、電流滿足

式中：U'sc和U'sd分別表示為耦合區(qū)間C、D端屏蔽層對地電壓；U'ic和U'id分別表示端部線芯與屏蔽層間電壓；I'sc和I'sd為端部屏蔽層電流；I'ic和I'id為端部線芯電流；Li、Ls分別表示線芯和屏蔽層的自感；Ci、Cs分別表示線芯、屏蔽層與參考地之間電容；Mp為屏蔽層與注入探頭之間的互感；ZSH與ZT分別為耦合區(qū)間內(nèi)屏蔽層的表面阻抗與轉(zhuǎn)移阻抗。將式（11）整理得到鏈路參數(shù)方程為

式中：鏈路參數(shù)Φ'PC和Φ'PCF分別為4×4 和4×1矩陣，其元素為

耦合區(qū)間內(nèi)等效電感與等效電容不僅受線纜的結(jié)構(gòu)特性影響，而且與注入探頭有關(guān)。線芯以及屏蔽層的分布參數(shù)的計(jì)算公式為[10-12］

式中：rwi表示線芯半徑；rs表示屏蔽層半徑。為便于鏈路參數(shù)方程間的級聯(lián)，選擇大地作為共同的參考地。若要構(gòu)建以大地為共同參考地的耦合區(qū)間等效模型，需對參考方向進(jìn)行轉(zhuǎn)換，新參考方向與原參考方向電壓、電流滿足

式中：T表示轉(zhuǎn)換矩陣，新參考方向示意圖如圖5所示。

圖5 新參考方向下電壓和電流示意圖Fig.5 Schematic diagram of voltage and current in new reference direction

依據(jù)新參考方向與原參考方向的轉(zhuǎn)換關(guān)系，將式（18）代入式（12）中，鏈路參數(shù)方程變?yōu)?/p>

1.2.2 非耦合區(qū)間鏈路參數(shù)模型

非耦合區(qū)間內(nèi)線纜與注入探頭為弱耦合關(guān)系，建模時(shí)忽略注入探頭對屏蔽線的影響，應(yīng)用傳輸線模型進(jìn)行分析。為引入轉(zhuǎn)移阻抗的概念，假設(shè)線芯電流通過屏蔽層回流，屏蔽層上的電流通過參考地回流，對應(yīng)的傳輸線方程為[23］

式中：li與ls分別表示線芯和屏蔽層的分布自感；ci與cs分別表示線芯和屏蔽層的分布自容；Zsh為屏蔽層單位長度的表面阻抗；Zt為單位長度的轉(zhuǎn)移阻抗。文獻(xiàn)[23］對上述參數(shù)進(jìn)行了詳細(xì)的介紹，本文不再贅述。

為實(shí)現(xiàn)屏蔽層、線芯均以大地為參考地的目標(biāo)，需采用與耦合區(qū)間類似的方法對電壓、電流設(shè)定新參考方向，新參考方向與原參考方向符合[22］：

將式（23）代入式（22）中，則新參考方向下的傳輸線方程變?yōu)閇22］

其中

基于式（24）和式（25），針對圖1 所示非耦合區(qū)間BC 列寫傳輸線方程，即[22］

式中：鏈路參數(shù)ΦC為4×4 矩陣；ΦC11、ΦC12、ΦC21、ΦC22分別為2×2 矩陣[22］，即

式中：L 為非耦合區(qū)間BC 長度。

1.2.3 區(qū)間級聯(lián)模型

已知耦合區(qū)間和非耦合區(qū)間鏈路參數(shù)矩陣，如圖1（a）所示進(jìn)行區(qū)間級聯(lián)，即可獲得整體BE區(qū)間內(nèi)鏈路參數(shù)方程，即

為了求解屏蔽線纜終端響應(yīng)電壓與電流，需考慮線纜終端負(fù)載，引入線纜端接方程，即

式中：Zb和Ze分別為屏蔽線纜B、E 端負(fù)載。聯(lián)立求解式（28）和式（29），即可獲得BCI 注入探頭耦合作用下屏蔽線纜終端電壓及電流。

1.3 注入探頭與引線端接屏蔽線纜耦合模型

如圖1（a）和圖1（b）所示，引線端接情況下，耦合區(qū)間以及屏蔽層覆蓋的非耦合區(qū)間模型與360°端接情況一致，區(qū)別在于需額外考慮引線對屏蔽層線芯的干擾。因此下文僅對引線區(qū)間模型進(jìn)行補(bǔ)充。由于引線區(qū)間AB內(nèi)屏蔽層被剝除，線芯與引線之間將直接產(chǎn)生電磁耦合。參考傳輸線理論，將其等效建模為多導(dǎo)體傳輸線[23］，其鏈路參數(shù)形式的傳輸線方程為

式中：鏈路參數(shù)ΦP為4×4 矩陣；ΦP11、ΦP12、ΦP21、ΦP22分別為2×2 矩陣，即

式中：LP為引線區(qū)間AB長度。

依據(jù)圖1（b）所示區(qū)間級聯(lián)關(guān)系，結(jié)合前文所獲得ΦPC、ΦPCF和ΦP，即可獲得整體AF區(qū)間內(nèi)鏈路參數(shù)方程

結(jié)合端接方程并聯(lián)立求解，即可獲得引線端接屏蔽線纜在BCI 注入探頭耦合作用下的終端電壓及電流。

2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 實(shí)驗(yàn)平臺

本文參考RTCA DO-160G 傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)搭建實(shí)驗(yàn)平臺，采用間接測試法驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性。實(shí)驗(yàn)平臺如圖6 所示，由矢量網(wǎng)絡(luò)分析儀、注入探頭、屏蔽線纜、銅板和固定角片組成。注入探頭選用FCC F120-6A，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 注入探頭結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Parameters of injection probe

圖6 實(shí)驗(yàn)平臺Fig.6 Test platform

基于注入探頭結(jié)構(gòu)參數(shù)，結(jié)合理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測試確定模型參數(shù)，CN=4 pF，LN=3 nH，Cw=2 pF，Lw=24 nH，Rs=50 Ω，相對磁導(dǎo)率μr頻率特性如圖7 所示。

圖7 磁芯相對磁導(dǎo)率Fig.7 Relative permeability of ferrite core

屏蔽線纜選用RG316，包含360°端接和引線端接2 種，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2 所示。

表2 屏蔽線纜結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Parameters of shielded cable

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

本文按照圖8 所示實(shí)驗(yàn)場景開展實(shí)驗(yàn)，分別驗(yàn)證注入探頭模型和注入探頭與屏蔽線纜耦合模型的準(zhǔn)確性。

如圖8（a）所示，在注入探頭空載條件下使用矢量網(wǎng)絡(luò)分析儀進(jìn)行單端口測試，基于反射系數(shù)獲取輸入阻抗實(shí)驗(yàn)值，如式（3）所示。同時(shí)基于圖3 所示注入探頭集總參數(shù)模型，建立輸入阻抗解析方程

式中：相關(guān)電感、電容、阻抗變量由結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行求解，如式（1）～式（5）所示，對比結(jié)果如圖9所示。

如圖9 所示，輸入阻抗解析值與實(shí)驗(yàn)值具有較高的一致性，證明注入探頭集總參數(shù)模型的結(jié)構(gòu)和參數(shù)取值有效且準(zhǔn)確。

圖9 輸入阻抗對比Fig.9 Comparison of input impedance

如圖8（b）所示，借助矢量網(wǎng)絡(luò)分析儀測量注入探頭與屏蔽線纜構(gòu)成的三端口網(wǎng)絡(luò)參數(shù)S，并將其導(dǎo)入CST 平臺的Schematic 路仿真模塊中，在注入探頭端口配置幅值為1 V，內(nèi)阻為50 Ω 的交流電壓源，同時(shí)在屏蔽線纜雙端分別設(shè)置1 Ω、50 Ω、100 Ω 負(fù)載，通過在100 kHz～400 MHz 范圍內(nèi)進(jìn)行掃頻解算，獲得屏蔽線纜終端電壓的頻率特性。同時(shí)依據(jù)前文所述BCI 注入探頭與屏蔽線纜的耦合模型，引入實(shí)驗(yàn)中設(shè)置的電壓和負(fù)載情況，從而求解終端電壓理論值。分別針對360°端接線纜和引線端接線纜開展上述實(shí)驗(yàn)和理論計(jì)算，實(shí)驗(yàn)測試與理論計(jì)算結(jié)果對比如圖10所示。

圖8 實(shí)驗(yàn)場景Fig.8 Test configuration

圖10 不同負(fù)載下終端電壓對比Fig.10 Comparison of terminal voltages under different loads

觀察對比結(jié)果可知，實(shí)驗(yàn)測試與理論計(jì)算結(jié)果體現(xiàn)出較好的一致性。當(dāng)頻率＜100 MHz 時(shí)，兩者相對誤差在3 dB 以內(nèi)；當(dāng)頻率接近100 MHz時(shí)，線纜出現(xiàn)諧振現(xiàn)象，由于實(shí)驗(yàn)裝置的加工工藝以及模型對實(shí)驗(yàn)裝置的仿真精度有限，導(dǎo)致兩者相對誤差較大。例如，線纜與連接器連接時(shí)會引入插針的額外長度；對屏蔽層剝線處理時(shí)，會導(dǎo)致屏蔽層的破損與變形將導(dǎo)致分布參數(shù)發(fā)生較大的變化；接地引線與線芯的間距難以在模型中精確的復(fù)現(xiàn)，因此高頻階段的頻率響應(yīng)在趨勢上基本相同，細(xì)節(jié)上存在一定的差異。

3 結(jié) 論

本文建立了注入探頭等效模型以及注入探頭與屏蔽線纜間耦合解析模型，并基于實(shí)驗(yàn)平臺對模型準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)論如下：

1） 借助矢量網(wǎng)絡(luò)分析儀測量注入探頭空載情況下的反射系數(shù)，從而獲得注入探頭輸入阻抗，并與解析模型求解值進(jìn)行對比驗(yàn)證，結(jié)果表明輸入阻抗解析值與實(shí)驗(yàn)值的仿真曲線吻合度良好。

2） 對注入探頭與屏蔽線纜所組成三端口網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行散射參數(shù)測試，并將結(jié)果導(dǎo)入仿真平臺求取線纜終端響應(yīng)，與耦合解析模型計(jì)算結(jié)果對比顯示誤差＜3 dB，證明本文所提出的耦合解析模型有效。

3） 本文所建模型一方面可為傳導(dǎo)抗擾度試驗(yàn)的優(yōu)化拓展工作提供理論基礎(chǔ)，同時(shí)可以為機(jī)載設(shè)備傳導(dǎo)抗擾度預(yù)試驗(yàn)工作提供技術(shù)支撐。