串擾是機載設備間互聯線纜干擾耦合的重要因素。以混合模 S 參數為基礎,建立單線 - 雙絞線模型以模擬機載設備之間的動力線纜對信號線產生的串擾耦合。在此模型基礎上提出串擾耦合測試方案,搭建串擾耦合測試系統(tǒng),并根據測試獲得的耦合系數評估單線 - 雙絞線線間串擾耦合強弱。通過測試比較,對影響因素進行分析,結果表明,距地高度對線間串擾影響不大,線間距對線間串擾耦合影響顯著,因此在條件允許下盡可能增加設備間互聯線纜的間距可有效抑制串擾耦合。

      飛機內空間有限，各種機載設備密集分布，設備數量多且密集度高，電磁兼容問題突出。機載設備之間通常由大量線纜連接，線纜是設備間傳遞信號和能量的載體，也是導致飛機電磁兼容問題突出的重要因素。線纜不僅是干擾源和敏感設備之間傳導干擾耦合的途徑，也是強電磁環(huán)境下的電磁輻射發(fā)射和敏感度接收的天線。串擾是一種典型的傳導干擾耦合形式，準確分析串擾的產生以及影響因素，對機載設備間互聯線纜布線進行整改和設計以及傳輸線抗干擾能力的提升具有重要意義。根據傳輸線理論可構建等效電路模型對串擾進行分析，通過傳輸線模型計算線間串擾的方法是準確的，但模型建立的過程極為復雜，不適用于工程領域的研究。較多學者對基于 S 參數測試評估線間串擾開展了研究，傳統(tǒng) S 參數對應的微波網絡是單端不平衡的，混合模 S 參數可更直觀的對差分網絡進行分析，如張華等人利用 ADS 對差分傳輸線的各種不連續(xù)性和差分傳輸線之間的串擾進行數值仿真，得出相應的混合模 S參數 。

       連接機載設備的線纜種類多樣，根據所承載的功能不同呈現不同的形式。傳輸動力的線纜通常是單線或同軸線，其傳輸的是單端信號。傳輸信號的線纜常采用雙絞線的形式，采用差模信號進行數字通信信號傳輸，外界電磁環(huán)境干擾以及導線自身傳輸時產生的電磁場大多會以共模的形式耦合到線纜上，少部分以差模的形式耦合。雙絞線憑借其特別的結構有效抵消共模信號的干擾從而被廣泛用于信號傳輸。本文基于混合模 S 參數，研究傳輸單端信號的單線與傳輸差模信號的雙絞線之間的串擾耦合，并進行串擾影響因素分析，對降低機載設備間互聯線纜的串擾耦合提升信號傳輸線抗干擾能力具有工程指導意義。

一、串擾分析

（1）單線 - 雙絞線模型

圖 1 為單線 - 雙絞線模型，單線為騷擾線，雙絞線為敏感線。單線一端接干擾電壓源，另一端接負載 ；雙絞線兩端均接負載，鄰近干擾電壓源的一端稱為近端，遠離干擾電壓源的一端為遠端。

圖 1? 單線 - 雙絞線模型

       干擾線端接干擾電壓源時，雙絞線的近端和遠端會產生耦合電壓。由于信號傳輸需要一定的時間，因此當連續(xù)波信號在干擾線上傳播時，受擾線近端受到連續(xù)干擾耦合，是“接力"型存在的 ；而遠端串擾是經歷一段時間后干擾信號同時到達終端，是“累加"型存在的，因此在信號完整性分析中，相較于近端串擾，遠端串擾幅值通常較大。但近遠端的差別主要體現在時域上，在頻域上差別不大。

（2）基于混合模 S 參數的串擾耦合

將圖 1 單線 - 雙絞線模型等效為圖 2 所示的不平衡 - 平衡差分二端口網絡，其中不平衡端為單線上干擾電壓源端，平衡端為雙絞線上的串擾耦合端口（近端或遠端），其余兩端口端接負載。

圖 2? 單端 - 平衡差分二端口網絡

       根據混合模 S 參數理論，圖 2 中兩個端口處的入射波 u+、反射波 u- 及 S 參數滿足以下矩陣。

      式中，下標 s 表示單端信號，下標 c 表示共模信號，下標 d 表示差模信號?；旌夏?S 參數矩陣中每個混合模 S參數具有如下定義 ：

      混合模 S 參數 Smm 與傳統(tǒng)模 S 參數 Sstd 之間具有一定的關系，式（3）即為轉換矩陣，兩種模式 S 參數可通過此矩陣實現轉換。

       由于干擾信號只有轉換為差模信號才會對終端負載電壓有影響，因此將串擾耦合系數定義為差模耦合信號與單端輸入信號之比，該模型下串擾耦合系數 k 為雙絞線終端差模耦合電壓響應 ud2 與單線一端輸入電壓us+1之間的比值，見式（4）。由于單線為干擾線，雙絞線為敏感線，當雙絞線終端匹配時，ud+2 = 0。

二、串擾耦合測試方案

（1）測試系統(tǒng)構建

受試線纜的結構尺寸見表 1。通過 TDR 時域反射計獲得雙絞線的差模特性阻抗為 100 Ω，共模特性阻抗為 150 Ω，雙絞線終端設計如圖 3 所示的 π 型負載匹配網絡。差分信號感受到的阻抗為 R1//2R2，共模信號感受到的阻抗為 (1/2)R2。根據測試獲得的差模特性阻抗以及共模特性阻抗值，計算獲得匹配電阻值見表 2。

表 1? 線纜的結構和尺寸參數

圖 3? 雙絞線端接

    表 2? 雙絞線負載值

       由于矢量網絡分析儀的特性阻抗為 50 Ω，僅傳輸單端信號，為了將雙絞線上的差模信號轉換為單端信號并傳輸至矢量網絡分析儀，故在雙絞線終端端接巴倫，根據雙絞線特性阻抗以及巴倫的性能，選擇 ADT2-1T-1P+ 的巴倫，阻抗變換比為 2，工作頻率范圍為 8~600 MHz。為方便測試布置，設計雙絞線端接負載盤和匹配盤。測試時，雙絞線一端接負載盤，另一端接匹配盤，負載盤為雙絞線一端的端接負載，匹配盤內阻抗變換用巴倫。匹配盤一端接雙絞線，另一端為 SMA 連接器，可通過 SMA/N 連接器與矢量網絡分析儀相連。

      實驗測試示意圖如圖 4 所示，矢量網絡分析儀 1端口連接單線，2 端口通過匹配盤連接雙絞線，其余端口接適當的負載或負載盤。單線對雙絞線串擾測試現場布置圖如圖 5 所示，單線的一端連接矢量網絡分析儀 1 端口，另一端連接 50 Ω 負載。雙絞線的一端連接負載盤，另一端連接匹配盤，通過 SMA/N 連接器與矢量網絡分析儀 2 端口相連。

圖 4? 串擾耦合實驗測試示意圖

圖 5? 串擾耦合實測布置圖

       為提高測試的準確度，減少由端接失配引起的反射對測試的影響。雙絞線端接匹配盤和負載盤后所構成的組件的駐波比應較小，駐波比測試曲線如圖 6 所示。由圖可見，在測試頻率范圍內其駐波比小于 2.5，滿足測試要求。

圖 6? 雙絞線駐波比

（2） 耦合系數計算

         圖 4 布置中，矢量網絡分析儀測得的 S21 為匹配盤端口耦合電壓與單線注入電壓間的比值。匹配盤中的巴倫也可等效為一個單端 - 平衡二端口網絡，巴倫端輸出電壓為 ub，單端輸入電壓為 us。式（5）為圖 4 布置中 S21 的表示形式。

        式中，Ssd' 和 Ssc' 分別為巴倫構成的單端 - 平衡二端口網絡中單端轉差模信號和單端轉共模信號的混合模 S 參數，ud+和uc+分別為巴倫構成的單端 - 平衡二端口網絡雙絞線端口的差模入射電壓和共模入射電壓。根據數據手冊，該型號的巴倫工藝性能良好，其 2 dB 帶寬的相位不平衡度為 1°，幅值不平衡性為 0.3 dB，可在頻率范圍內較完整地實現不平衡信號與平衡信號之間的轉換，故Ssd' 約為 1，Ssc' 約為 0，式（5）化簡后可獲得式（6），ud+作為巴倫構成的單端 - 平衡二端口網絡雙絞線端口的差模入射電壓也是單線與雙絞線構成的單端 - 平衡二端口網絡的差模反射電壓ud?2。因此通過二端口網絡測試獲得的 S21 可用作單端 - 雙絞線模型的耦合系數。

三、串擾耦合影響因素分析

（1）距地高度

        由于頻域上近端和遠端串擾耦合差別不大，因此布 置 兩 線 間 距 為 50 mm， 測 試 距 地 高 度 為 50 mm 和100 mm 下的近端串擾。不同距地高度下單線 - 雙絞線串擾模型近端實測對比圖如圖 7 所示，隨著頻率的升高，串擾耦合系數逐漸增加，隨著距地高度的增加，對串擾的影響不大。雖然距地高度增大了被干擾線回路面積，但是對于干擾線而言，干擾線上的信號能量不變，因此對串擾耦合影響不大。

圖 7? 單線 - 雙絞線不同距地高度下近端串擾對比

（2）線間距

保持兩線距地高度為 50 mm，分別測試兩線間距為50 mm、85 mm 和 100 mm 下的近端串擾。不同線間距下單線 - 雙絞線串擾模型近端實測對比圖如圖 8 所示。

圖 8? 單線 - 雙絞線不同線間距下近端串擾對比

        由圖 8 可知，隨著頻率的升高，串擾耦合系數逐漸增加，此外，線間距為 50 mm 相較于線間距為 85 mm和 100 mm 的各頻點上串擾耦合明顯偏大 ；線間距為85 mm 相較于 100 mm 的串擾耦合略微偏大。當線間距離較小時，距離變化對耦合影響較大 ；當線間距離較大時，距離對串擾耦合影響較小。因此，在有限的空間內，適當增大兩線間距是減小串擾耦合的有效形式。

四、結語

       本文對機載線纜間的串擾耦合提出了混合模 S 參數法模型，并進行了雙線間距等因素對線間串擾耦合影響分析，說明了增加線間間距可有效改善線間串擾?；诨旌夏?S 參數構建串擾耦合測試模型可延伸至其他類型線纜間的串擾測試，該方法具有一定工程指導價值，對改進機載設備間互聯線纜布線，提升飛機電磁兼容性能具有重大意義。