可以表示[25]为摘要 随着城市电力线路缆化率的提高，提升配电电缆接头局部放电检测水平意义重大。声发射法具有良好的抗电磁干扰能力，是现场常用的放电检测手段。近年来，基于光纤干涉传感的声发射法屡见报道，但均是将传感光纤预先植入电缆接头中，如何考虑真实电缆接头结构，设计非侵入式且能满足检测灵敏度要求的光纤干涉传感器件尚无参考依据。为此，该文首先建立基于Mach-Zehnder光纤干涉的声发射传感系统，依据弹性力学理论构建了芯轴型光纤传感单元的动态声压灵敏度数值模型，并对数值模型的准确性进行实验验证；其次分析了芯轴尺寸、材质对传感单元灵敏度频域特性的影响规律，基于共振增敏原则提出适用于电缆接头局部放电非侵入式检测的光纤传感单元设计方案；最后，依据10 kV电缆接头构造半导电断口台阶与应力锥错位两种典型缺陷，并开展局部放电检测实验。实验结果表明：该光纤传感系统可以通过非侵入式方式检测到电缆接头半导电断口台阶缺陷和应力锥错位缺陷产生的放电信号，可测局部放电量达到300余pC。
关键词：配电电缆 局部放电 光纤干涉传感 声发射
近年来，城市配电网络的缆化率日益提高，配电电缆已成为电力配送网络的重要组成部分[1]。电缆接头作为电缆线路的关键连接点，因制造工艺、安装质量或老化等原因，易出现绝缘缺陷[2-3]。在电、热应力耦合作用下，这些缺陷处常出现局部放电（Partial Discharge, PD），继而引发绝缘故障，对电网供电可靠性构成威胁。随着新型电力系统建设的推进，加强配电电缆接头局部放电检测，对提升配电系统主动运维水平具有重要意义。
然而，目前业界对于配电电缆接头局部放电问题的关注不够，主要沿用了高压电缆领域的相关检测手段，如特高频（Ultra-High Frequency, UHF）法、高频电流（High-Frequency Current Transformer, HFCT）法[4-5]。这些电学类检测方法具有较高的灵敏度，但在现场复杂的电磁环境中易受到干扰。特别是在配电通道中，由于对放电的管控水平远不及高压电缆严格，放电背景噪声问题突出。此外，基于压电陶瓷（Lead Zirconate Titanate, PZT）的声发射法亦可用于配电电缆接头的局部放电检测[6]。利用其抗电磁干扰能力强的优势，可作为一种可靠的辅助放电检测手段。但在实际运用中，此方法存在如下问题：①放电声信号在电缆内部的传播衰减很大，在一个接头处通常需要布置多个传感器，而PZT传感器无法复用，每个传感器都需要通过一条同轴电缆连接监测主机，并占用一个采集通道，检测成本高；②电缆空间尺度大，接头间距常达数百米，PZT输出信号经过数百米同轴电缆线的传输，波形衰减、畸变严重，不利于放电检测；③配电电缆通道空间狭小，多个PZT传感器通过并联式布局接入同一台主机，使得现场安装工作难度较大。
近年来，随着光电子技术的飞速发展，基于光纤干涉的声发射传感器以其良好的复用性、无信号传输畸变问题、灵活多变的传感结构[7]等特点，有望取代PZT传感器，为电力设备局部放电声发射检测提供创新性解决方案[8-13]。例如，Ma Guoming等[14]研制了基于Michelson干涉的光纤声发射传感系统，实现了气体绝缘开关设备（Gas-Insulated Switchgear, GIS）局部放电信号的检测。Qian Sen[15]、Song Yu[16]等基于Sagnac干涉结构设计环形光纤传感器，将其植入电力设备内部实现了局部放电超声信号的高灵敏检测。不过，现有研究多集中于GIS、变压器等设备[17-19]，针对配电电缆接头局部放电检测的研究相对较少。
目前，主要有华南理工大学研究团队[20-22]开展了基于Mach-Zehnder光纤干涉的配电电缆附件放电声学检测方法研究。此外，陈浩[23]、Qin Weiqi[24]等将光时域反射与光纤干涉相融合，探索了电缆接头局部放电的分布式光纤检测方法。不过在上述研究中，为了提高检测灵敏度，均将光纤预先植入电缆附件中。例如，文献[22]将传感光纤绕制于10 kV电缆终端接头的应力锥内部，文献[23]将传感光纤布置于10 kV电缆中间接头的屏蔽网外部，文献[24]则将传感光纤布置于应力锥表面，但均未构造防水层、填充物、外护套及铠装层。显然，上述研究结果难以指导存量配电电缆接头的放电检测。如何考虑真实电缆接头结构，设计出非侵入式且能满足检测灵敏度要求的光纤干涉传感器尚无参考依据。
针对上述问题，本文建立了基于Mach-Zehnder光纤干涉的声发射传感系统，根据弹性力学理论构建了芯轴型光纤传感单元的动态声压灵敏度数值模型，并通过数值模拟和实验测试相结合，基于共振增敏原则提出用于接头局部放电非侵入式检测的光纤干涉传感单元设计方案。此外，基于真型10 kV电缆接头开展半导电断口台阶缺陷和应力锥错位缺陷放电检测实验，测试基于Mach-Zehnder光纤干涉的非侵入式声发射传感系统性能。
基于Mach-Zehnder光纤干涉的声发射传感系统通过相位调制来实现外界声信号的感知。该系统基本结构如图1所示。
该系统的工作原理如下：超窄线宽激光器（线宽＜3 kHz）发出波长为1 550 nm的激光，经隔离器后在耦合器1处被均分为两束光，一束进入传感光纤，另一束进入参考光纤后由声光调制器（Acousto-Optic Modulator, AOM）进行移频。两束光在耦合器2处发生干涉后由光电探测器进行光-电信号转换，输出的干涉光信号的交流分量可以表示[25]为
图1 基于Mach-Zehnder光纤干涉的声发射传感系统基本结构
Fig.1 Basic structure of a sensing system based on a fiber-optic Mach–Zehnder interferometric system
（1）
式中，
为干涉光信号的交流分量幅值；
为声光调制器的移频量，本文中=40 MHz；
为由传感光纤的长度、折射率以及光纤直径的变化所引起的干涉光相位的变化量；
为干涉光信号的初始相位。
对于声发射检测而言，传感光纤折射率和直径变化通常较小，干涉光相位变化主要由光纤长度变化所引起，故可以表示为
（2）
式中，
为光波长；
为传感光纤与参考光纤之间的长度差变化量。由于参考光纤的长度保持恒定，因此，也可以表示为传感光纤长度的变化量。
当金属微粒缺陷放电产生的声信号作用于传感光纤时，会引起变化，将导致发生改变。通过对干涉光信号相位进行解调即可反映金属微粒缺陷放电情况。本文采用IQ解调（In phase and Quadrature demodution）法进行相位解调。具体流程如下：
生成一组与干涉光信号的交流分量U同频的正交参考信号
和
，并将U分别与和相乘后再通过截止频率
的低通滤波器（本文中
= 1 MHz），滤除高频分量，得到两组基带信号分别为
（3）
（4）
对两组基带信号进行微分-交叉相乘运算后做差可得
（5）
为了消除信号幅值的影响，将
除以
和
的二次方和，可得
（6）
假设保持不变，对式（6）进行积分运算，可得干涉光相位变化量为
（7）
式中，T为信号持续时间。
由于干涉光相位变化与缺陷放电产生的声信号存在映射关系，通过即可获知放电情况。
由第1节所述原理可知，传感光纤用于感测声发射信号，是Mach-Zehnder光纤干涉传感系统中的核心部件。为了增大干涉光相位变化量，通常将一段较长的传感光纤以圆环方式绕制于电缆接头内部。本文考虑现场安装需求，提出芯轴型光纤传感单元设计方案。光纤传感单元基本结构如图2所示，将一段传感光纤绕制于一个圆柱形芯轴上，构成传感单元。芯轴型设计有利于传感光纤与电缆接头的融合安装。进行缺陷检测时，只需将芯轴底部与接头铠装层外部紧密接触，放电产生的声信号即可作用于芯轴并间接调制传感光纤中的光场，从而实现对电缆接头放电声信号的非侵入式检测。显然，芯轴对于干涉光相位调制的影响很大。因此，如何通过芯轴调控传感单元的频率响应特性，使其在电缆局部放电声信号集中的频段获得更佳的灵敏度以实现共振增敏是本文要解决的重点问题。
图2 光纤传感单元基本结构
Fig.2 Basic structure of the fiber optic sensing unit
如图2所示的圆柱形传感光纤单元，其在轴向压力p作用下会产生径向形变
。对于芯轴而言，可将其径向形变量视为两部分：一部分是轴向压力直接作用于芯轴所引起的
；另一部分是受光纤层约束力产生的
。同理，对于光纤层，其径向形变量亦可视为轴向压力作用于光纤所引起的
与芯轴反约束力产生的
。假设芯轴与光纤层间紧密粘接，则二者交界面处的协调方程可表示为
（8）
芯轴通常为弹性材料，根据胡克定律，其轴向应变
可表示为
（9）
式中，
为芯轴的弹性模量。则径向应变
可表示为
（10）
式中，
为芯轴的泊松比。因此，在交界面处，由轴向压力引起的芯轴径向形变量可表示为
（11）
式中，d为芯轴直径。
假设芯轴受光纤层的约束力为
，则芯轴对于光纤层的反作用力亦为。若将光纤层看作一个薄壁型的圆筒，并假设该圆筒内半径为a，外半径为b，由Lame方程[26]可得
（12）
（13）
式中，
与
分别为光纤层（圆筒）所受的应力和应变；
为光纤层的泊松比；
为光纤层的弹性模量；
为径向坐标。
在芯轴与光纤层的交界面处，有
（14）
式中，w为光纤层的厚度。将式（14）代入式（13）中可得
（15）
同理，若将芯轴看作一个厚壁圆筒，假设圆筒内半径为0，外半径为d/2，外壁均匀受到光纤层约束力的作用，根据Lame方程可解得
（16）
对于本文所研究的光纤传感单元，为了保护光纤，通常会避免轴向压力直接作用于光纤层，因此有
（17）
将式（11）、式（15）～式（17）代入式（8）中，可得
（18）
将式（18）代入式（16），得
（19）
因此可知芯轴与光纤层交界面处的径向形变量为
（20）
若传感光纤的总长度为L，光纤直径为D，芯轴高度为h，则绕制成光纤层的光纤匝数N可近似表示为
（21）
由于光纤层很薄，可假设光纤层的径向形变处处相同，则总的传感光纤长度变化量ΔL为
（22）
将式（20）、式（21）代入式（22），可得
（23）
将式（23）代入式（2），可得
（24）
式中，
为传感光纤单元的静态声压灵敏度。在此基础上，本文可进一步分析传感光纤单元的动态响应特性。
圆柱形传感光纤单元存在多种振型和相应的谐振频率，其主要的基频振型包括轴向振动振型、径向振动振型和径向伸缩振型。由于声压灵敏度主要依赖单元径向伸缩引起的光纤长度变化，故在分析传感光纤单元的动态响应特性时主要考虑径向伸缩振型。因此，本文将传感光纤单元视为一阶振动系统，传感光纤单元的动态声压灵敏度
[27]为
（25）
式中，
为传感光纤单元的振动阻尼；
为激励信号频率；
为传感光纤单元径向伸缩谐振频率，有
（26）
式中，
为传感光纤单元的等效刚度系数；
为传感光纤单元的等效质量。对于圆柱形传感光纤单元，可视为芯轴质量与光纤层质量之和，有
（27）
式中，
为芯轴密度；
为传感光纤密度。
等效刚度系数则可通过胡克定律推导，有
（28）
式中，
为轴向压力作用下单元的轴向形变量，其可通过Lame位移方程求得，有
（29）
将式（18）代入式（29），可得
（30）
将式（30）代入式（28），得
（31）
由此可以通过上述数值模型，分析光纤传感系统的频率响应特性。
为了进一步说明光纤传感系统的动态灵敏度模型，本文以聚四氟乙烯芯轴为例，假设L=50 m的传感光纤均匀绕制于芯轴构成传感光纤单元。将表1中的传感光纤单元的几何参数和物性参数代入上述模型中进行仿真计算。本文参考标准JJF 1856—2020《局部放电测试仪校准规范第1部分：超声波法局部放电测试仪》和Q/GDW 11061—2017《局部放电超声波检测仪技术规范》[28-29]，将分析频率范围设定为5～200 kHz。
表1 传感光纤单元的物性参数[30]
Tab.1 Physical parameters of the fiber sensing unit[30]
参数数值 光纤直径D/m0.25×10-3 光纤泊松比v20.17 光纤弹性模量E2/GPa73 光纤密度ρ2/(kg/m3)2 650 光波长λ/nm1 550 芯轴弹性模量E1/GPa0.53 芯轴泊松比v10.42 芯轴密度ρ1/(kg/m3)1 620 振动阻尼ξ11
当芯轴高度h=30 mm时，不同芯轴直径下的传感系统声压灵敏度（归一化）计算结果如图3所示。当芯轴直径d=30 mm时，不同芯轴高度下的传感系统声压灵敏度（归一化）计算结果如图4所示。
图3 h=30 mm时不同芯轴直径下光纤传感系统声压灵敏度（归一化）计算结果
Fig.3 Normalized acoustic pressure sensitivity of the fiber-optic system at different mandrel diameters with h=30 mm
由图3与图4可以看出，光纤传感系统的声压灵敏度峰值随芯轴直径的增大而减小。当芯轴高度h=30 mm时，直径为50 mm的峰值灵敏度仅为直径30 mm的36.5%。而光纤传感系统的谐振频率随着芯轴直径的增大而减小。比如，当h=30 mm、d= 30 mm时，传感系统的谐振频率为37 kHz；当h=30 mm、d=50 mm时，谐振频率降为23 kHz；若h=50 mm、d=30 mm，谐振频率则降为17.5 kHz。综上所述，为了实现对高频段信号的高灵敏度检测，宜选用高度和直径较小的芯轴构造传感光纤单元。
图4 d=30 mm时不同芯轴高度下光纤传感系统声压灵敏度（归一化）计算结果
Fig.4 Normalized acoustic pressure sensitivity of the fiber-optic system at different mandrel heights with d=30 mm
为了验证数值模型的准确性，本文将L=50 m的单模光纤（Corning G657.A2）绕制于圆柱形聚四氟乙烯芯轴上，构成传感光纤单元，并进行封装以提高长期可靠性。光纤由法兰接头引出。不同尺寸的传感光纤单元实物图如图5所示。
图5 不同尺寸的传感光纤单元实物图
Fig.5 Physical drawings of fiber-optic sensing units of various sizes
此外，本文参考声发射传感器校验标准[31]搭建传感光纤单元频率响应测试平台，如图6所示。该平台主体是一个直径为400 mm、高度为300 mm的圆柱形钢块。测试时将已知灵敏度的标准PZT传感器（Physical Acoustics, R15a）和待测传感光纤单元两端接入图1所示系统后放置于钢块表面，并通过压接杆固定，确保两个元件到钢块表面中心点的距离相同。在钢块表面中心点放置一个压电陶瓷振子，其可由信号发生器驱动产生声信号。
本文采用扫频法进行频率响应测试，即在5～200 kHz范围内，以2.5 kHz为步长，令压电陶瓷振子产生相应频率的声信号。采用示波器记录标准传感器的响应幅值
，同时由图1所示系统解调相位
，再按式（32）计算即可得到光纤传感系统的声压灵敏度。不同芯轴直径的光纤传感系统声压灵敏度实测结果如图7所示。
图6 光纤传感单元频率响应测试平台
Fig.6 Frequency response test platform for fiber-optic sensor unit
（32）
式中，
为标准PZT传感器的灵敏度。
图7 不同芯轴直径的光纤传感系统声压灵敏度实测结果
Fig.7 Normalized measured acoustic pressure sensitivity of fiber-optic system for different mandrel diameters
由图7可以看出，光纤传感系统的声压灵敏度峰值随芯轴直径的增大而减小，与计算结果相同。当芯轴高度h=30 mm时，直径为40 mm和50 mm的光纤传感系统峰值灵敏度分别为直径30 mm的58.5%和35.7%，这与计算结果的相对偏差仅为1.8和0.8个百分点。此外，实验结果亦表明光纤传感系统的谐振频率会随着芯轴直径的增大而减小。图7中，直径为30、40和50 mm的谐振频率分别为37.5、27.5和22.5 kHz，与计算结果的偏差分别仅为0.5、1.0和0.5 kHz。
综上所述，计算结果与实验结果基本吻合，2.1节所述光纤传感系统动态声压灵敏度模型是准确的。
由2.1节和2.2节分析可知，光纤传感系统的灵敏度与单元几何参数和材料参数（弹性模量、密度、泊松比）密切相关。为了尽可能地实现电缆接头局部放电的高灵敏度感知，需对传感光纤单元进行设计，使得传感单元的谐振频率与电缆接头局部放电声信号集中的频段相吻合，以此实现共振增敏。但由于参数众多且存在相互耦合影响，出于简化研究考虑，本文首先需确定几何参数。因此，根据2.1节的研究结论（宜采用高度和直径较小的芯轴），并考虑光纤环的绕制工艺要求，最终选择h=20 mm、d=30 mm的芯轴，G657.A2型光纤总长度L=50 m。在此基础上，本文对不同材料参数下的峰值灵敏度和谐振频率进行计算，结果如图8、图9所示。
图8 芯轴物性参数对传感单元峰值灵敏度（归一化）的影响
Fig.8 Influence of mandrel material parameters on the normalized peak sensitivity of the fiber-optic sensing unit
图9 芯轴物性参数对传感单元谐振频率的影响
Fig.9 Influence of mandrel material parameters on the resonance frequency of the fiber-optic sensing unit
由图8可以看出，传感光纤单元的峰值灵敏度与芯轴的弹性模量及泊松比均存在强相关性。芯轴的泊松比越大，传感光纤单元的峰值灵敏度越高；弹性模量越小，峰值灵敏度越高。密度对于传感单元的峰值灵敏度影响很小，当密度在1 000～3 000 kg/m3范围内变化时，峰值灵敏度几乎不变。显然，在构造传感光纤单元时，宜选择弹性模量小、泊松比大的芯轴材料。
此外，由图9可以看出，芯轴的弹性模量、密度及泊松比均会影响传感光纤单元的谐振频率。谐振频率随着芯轴弹性模量的增大而变大，随着密度的增大而减小，同时会随着泊松比的增大而减小。此外，计算结果表明：当芯轴的弹性模量较小（≤1 GPa）且泊松比较大（≥0.4）时，传感单元的谐振频率位于40 kHz以内，这与电力电缆接头局部放电声信号集中的频段（15～35 kHz）[32]较为吻合。
基于上述计算结果，本文综合考虑经济性和可操作性，从常规聚合物材料中选择质地较“软”的硅橡胶（弹性模量为0.15 GPa，密度为1 230 kg/m3，泊松比为0.46）作为芯轴。将50 m长的光纤绕制于h=20 mm、d=30 mm的硅橡胶芯轴上构造传感光纤单元。
本文将2.3节所研制的传感光纤单元接入图1所示系统中，并基于图6所示实验平台对接入设计传感单元后的系统的灵敏度进行标定，结果如图10所示。图中，灵敏度参考基准为0 dB=1 rad/(m/s)。
图10 所设计的传感系统灵敏度
Fig.10 Sensitivity of the designed sensing system
由图10可以看出，所设计的光纤传感系统峰值灵敏度为70.1 dB，谐振频率为40 kHz。由于光纤与PZT的灵敏度量纲不同，难以直接比较优劣。本文选择目前现场常用的一款PZT传感器（Qing Cheng Ltd, G40）作为参照，基于图6所示平台进一步对光纤传感系统的信噪比进行对比分析。为了更严格地评价光纤传感系统的性能，本文考虑现场运维实际情况，对PZT传感器输出信号进行了40 dB的放大。在频率为40 kHz的同一信号作用下，光纤传感系统和PZT传感系统输出信号的功率密度谱如图11所示。图中，功率谱密度计算参考基准为0 dB=1 V/Hz0.5。
图11 40 kHz激励信号下PZT与光纤传感系统响应信号的功率密度谱
Fig.11 Power spectral density of the response signals from the PZT and fiber-optic sensing systems under a 40 kHz excitation signal
由图11可以看出，在20～200 kHz频段内，PZT传感系统的背景噪声水平明显高于光纤传感系统。在40 kHz激励信号作用下，光纤传感系统的信噪比为60.1 dB，进行40 dB信号增益的PZT传感系统信噪比为54.1 dB，前者仍高出6.0 dB。由此可推测，光纤传感系统对于微弱信号的检测水平更高，有望实现对电缆接头局部放电声发射信号的非侵入式检测。
为验证所研光纤传感系统对于真型配电电缆接头局部放电的检测水平，本文在10 kV电缆接头制作过程中人为引入半导电断口台阶缺陷和应力锥错位缺陷，如图12所示，分别构造可产生局部放电的配电电缆接头，并据此搭建电缆接头局部放电检测试验平台。
该平台中，在预制缺陷的电缆接头端部安装屏蔽罩，并将传感光纤单元底面涂抹凡士林后通过绝缘胶带固定安装于电缆接头铠装层外表面。将工频试验变压器输出端子经保护电阻与电缆接头一端的线芯相连。此外，采用局部放电检测仪量化放电水平。电缆接头局部放电检测实验平台示意图如图13所示。
图12 电缆接头局部放电缺陷实物图
Fig.12 Actual picture of partial discharge defect in cable joint
图13 电缆接头局部放电检测实验平台示意图
Fig.13 Schematic diagram of cable joint partial discharge detection test platform
实验时，采用升压法（步长为1 kV）逐步提高电缆接头内部线芯上的电压，实验结果如下：
对于半导电断口台阶缺陷，当实验电压升高至16.1 kV时开始出现局部放电，但此时放电量较小、频次较低，光纤传感系统未能检测到放电声信号。当实验电压升高至23.0 kV时，放电量明显增大，局部放电仪测得视在放电量约为314 pC。此时光纤传感系统检测到半导电断口台阶缺陷产生的放电声信号如图14所示。
图14 半导电断口台阶缺陷产生的放电声信号
Fig.14 Discharge acoustic signal generated by step defects at the fracture surface of semiconductors
对于应力锥错位缺陷，当实验电压升高至9.1 kV时开始出现局部放电，此时光纤传感系统未能检测到放电声信号。当实验电压升高至13.2 kV时产生明显放电，由局部放电测量仪测得的视在放电量约为290 pC。此时光纤传感系统检测到的应力锥错位缺陷产生的放电声信号如图15所示。
图15 应力锥错位缺陷产生的放电声信号
Fig.15 Discharge acoustic signal induced by misalignment defects of the stress cone
由图14与图15可以看出，所研光纤传感系统可以通过非侵入式方式检测到电缆接头典型缺陷产生的放电信号，可测放电水平达到300余pC。根据国家电网公司企业标准对于10 kV电缆接头局部放电允许值为300 pC的规定[33]，所研光纤传感系统性能可满足配电电缆日常运检需求。
本文基于Mach-Zehnder干涉原理搭建了光纤声发射传感系统，用于配电电缆接头局部放电缺陷检测，通过研究得到以下结论：
1）基于弹性力学理论构建了芯轴型传感光纤单元的动态声压灵敏度模型，并通过实验验证了模型的准确性。在此基础上，揭示了芯轴几何参数（直径、高度）与材料参数（弹性模量、泊松比、密度）对传感单元频响特性的影响规律。分析结果表明，在构造传感光纤单元时，宜选择尺寸小、弹性模量小、泊松比大的芯轴材料。
2）本文综合考虑经济性和可操作性，从常规聚合物材料中选择质地较“软”的硅橡胶（弹性模量为0.15 GPa，密度为1 230 kg/m3，泊松比为0.46）作为芯轴。将50 m长的光纤绕制于高度为20 mm、直径为30 mm的硅橡胶芯轴上构成传感光纤单元，谐振频率为40 kHz。在40 kHz的激励信号下，光纤传感系统的信噪比PZT高6.0 dB。
3）本文基于10 kV电缆接头构造半导电断口台阶与应力锥错位两种典型缺陷，并开展局部放电检测实验。实验结果表明，所研光纤传感系统可以通过非侵入式方式检测到电缆接头典型缺陷产生的放电信号，可测局部放电量达到300余pC。
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Abstract Strengthening partial discharge (PD) detection in distribution cable joints is vital for new power systems. Among current methods, the acoustic emission (AE) technique, employing piezoelectric (PZT) sensors, offers strong immunity to electromagnetic interference and is a reliable option. However, PZT-based AE faces several practical challenges: (1) high costs due to difficulties in distributed applications; (2) severe signal attenuation and distortion over long coaxial cables; and (3) complex multi-point installation in confined cable channels. Recently, fiber-optic interferometric AE sensors have gained interest, with many studies on cable PD detection. Yet, existing research typically embeds fibers inside cables, limiting their use for existing joints. Consequently, designing non-intrusive fiber-optic interferometric sensors that meet sensitivity needs while considering actual cable joint structures remains a challenge.
To address these problems, an acoustic emission sensing system based on a Mach-Zehnder optical fiber interferometer was developed. On this basis, this paper introduces the following work.
Firstly, a numerical model for the dynamic acoustic pressure sensitivity of a mandrel-type optical fiber sensing unit was constructed based on elastic mechanics theory. This model simulated and analyzed how the mandrel’s geometric parameters (diameter, height) and material properties (elastic modulus, Poisson’s ratio, density) influence the sensing unit’s resonant frequency and peak sensitivity. Simulation results indicate that reducing the mandrel’s elastic modulus and increasing its Poisson’s ratio significantly improve peak sensitivity. To match the sensing unit’s resonant frequency with the 15～35 kHz frequency band of power cable joint partial discharge acoustic signals, smaller geometric dimensions (height=20 mm, diameter=30 mm) were selected. Silicone rubber with low elastic modulus (0.15 GPa), high Poisson’s ratio (0.46), and a density of 1 230 kg/m3 was chosen as the mandrel material. A 50 m long G657.A2 single-mode optical fiber was then wound onto this mandrel to construct the fiber optic sensing unit.
Secondly, a frequency response test platform was established for the optical fiber sensing unit. Performance calibration results for the developed unit showed a resonant frequency of 40 kHz and a peak sensitivity of 70.1 dB. In comparative tests against a commonly used PZT sensor (Qing Cheng Ltd, G40), the developed optical fiber sensing system achieved a signal-to-noise ratio (SNR) 6.0 dB higher at 40 kHz excitation, even after the PZT signal was amplified by 40 dB.
Finally, to verify the developed optical fiber sensing system’s PD detection capability in real distribution cable joints, two typical defects—a semi-conductive layer step discontinuity and a stress cone misalignment—were created in a 10 kV cable joint for detection experiments. Experimental results confirm the system effectively detects acoustic emission signals from both defects. For the semi-conductive layer step discontinuity, acoustic pulses were detected when the experimental voltage reached 23.0 kV (approx. 314 pC apparent discharge). For the stress cone misalignment, detection occurred at 13.2 kV (approx. 290 pC apparent discharge).
In summary, the developed Mach-Zehnder optical fiber interferometric acoustic emission sensing system can non-intrusively detect discharge signals from typical cable joint defects. With a measurable discharge level around 300 pC, its performance meets the State Grid Corporation of China’s enterprise standard for 10 kV cable joint PD, fulfilling daily operation and maintenance needs.
keywords：Distribution cables, partial discharge, optical fiber interferometry, acoustic emission
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.250708
中图分类号：TM84
国家自然科学基金青年科学基金项目（52107155）和福建省中青年教师教育科研项目（JAT220335）资助。
收稿日期 2025-04-28
改稿日期 2025-06-23
周宏扬 男，1991年生，副教授，硕士生导师，研究方向为电气设备绝缘优化、电力设备状态监测等。E-mail：eleczhy@gmail.com（通信作者）
任政宇 男，2001年生，硕士研究生，研究方向为电力设备状态监测技术。E-mail：rzyaio@163.com
（编辑 李 冰）