一种特高压直流输电系统接地极引线故障监测方法

摘要

本发明公开了一种特高压直流输电系统接地极引线故障监测方法，包括以下步骤：(a)搭建接地极引线故障监测装置硬件结构；(b)向接地极引线注入幅值恒定的高频电流信号；(c)根据检测接地极引线上故障点的电压变化量，判断故障。本发明能够降低辨识方法的复杂性，提高识别的可靠性，避免出现不正确动作的情况。

说明书

技术领域

本发明涉及输电系统领域，具体涉及一种特高压直流输电系统接地极引线 故障监测方法。

背景技术

接地极是特高压直流输电系统中必不可少的设备，主要起到为不平衡电流 提供通路、钳制中性点电压等作用。随着特高压直流工程的快速发展，接地极 址的选择日益困难，为避免直流偏磁对换流站设备产生影响，部分直流工程的 接地极址距离换流站已超过100km。长距离的接地极引线发生故障的概率已不容 忽视，因此接地极引线的故障监测问题越来越引起电力系统运行检修人员的重 视。

目前投运的特高压直流输电工程中，接地极引线主要采用电流不平衡保护原 理，通过检测双回接地极引线的电流不平衡度，对接地极引线故障进行辨识， 具有较高的灵敏度。同时，也有研究提出可利用直流差动保护或过电压保护原 理辨识接地极引线故障，同样取得较好的效果。然而，由于高压直流输电系统 在双极平衡运行或单极—金属回线时接地极引线并无电流流过，故以上策略均 只能在单极—大地回线运行方式时发挥作用。

为解决特高压直流输电系统双极平衡运行或单极—金属回线运行方式下， 接地极引线故障诊断困难的问题，有文献提出了利用行波测距的方法，实现引 线故障辨识，然而该方法硬件要求较高，工程上实施较为困难。另一些文献则 提出了接地极引线阻抗监测原理，通过接地极引线注入高频信号，监测接地极 引线阻抗变化，从而实现故障辨识。然而，高频信号环境下接地极引线参数的 准确性严重影响阻抗监测原理的性能。研究表明，即使参数存在1％的偏差，也 可能导致高频环境下接地极引线测量阻抗出现10％以上的波动，加剧了基于阻 抗监测原理的故障辨识方法的复杂性，降低了方法的可靠性，甚至出现不正确 动作的情况。

发明内容

本发明的目的在于提供一种特高压直流输电系统接地极引线故障监测方 法，解决目前的故障监测方法存在辨识复杂、可靠性不高、甚至是监测出错的 问题。

本发明通过下述技术方案实现：

一种特高压直流输电系统接地极引线故障监测方法，包括以下步骤：

(a)搭建接地极引线故障监测装置硬件结构；

(b)向接地极引线注入幅值恒定的高频电流信号；

(c)根据检测接地极引线上故障点的电压变化量，判断故障。

进一步地，作为优选方案，所述步骤(a)中的故障监测装置硬件结构包括 换流站带通滤波器、信号注入及测量装置、接地极线路以及接地极带通滤波器， 所述换流站带通滤波器的输入端连接到换流站的换流器，换流站带通滤波器的 输出端连接到接地极线路的首端，接地极线路的末端连接到接地极带通滤波器， 信号注入及测量装置连接到接地极线路的首端。

进一步地，作为优选方案，所述接地极带通滤波器的两端并联有一个电阻， 该电阻的阻值与接地极线路的波阻抗相匹配。

进一步地，作为优选方案，所述步骤(c)的具体过程为：

(c1)测量出接地极线路监测装置安装处在某两个时刻的电压值，并计算 出电压变化量；

(c2)设定一个整定值；

(c3)比较电压变化量与整定值的大小，当电压变化量等于或大于整定值 时，则判定接地极线路存在故障，反之则不存在故障。

进一步地，作为优选方案，所述步骤(c1)中两个时刻的间隔为0.1s。

进一步地，作为优选方案，所述步骤(c2)中的整定值为单回线路金属性 故障时接地极电路首端的电压变化量最小值的30％～50％。

进一步地，作为优选方案，还包括步骤(c4)，所述步骤(c4)的具体过程 为：

(c41)得出电压变化量与故障距离之间的关系，其中，故障距离为故障点 到接地极线路的首端的距离；

(c42)当电压变化量随故障距离呈周期性变化，且电压变化量均大于正常 运行时的电压模值时，则可判定故障为双回接地极引线同点接地故障；反之， 则为单回接地极线路接地故障。

本发明与现有技术相比，具有如下的优点和有益效果：

本发明通过向接地极引线注入恒定幅值的高频电流信号，并通过检测监测 装置安装处的高频电压突变对线路故障进行辨识，能够有效地识别接地极线路 故障，具有一定的抗过渡电阻能力，具有较好地应用前景。

附图说明

此处所说明的附图用来提供对本发明实施例的进一步理解，构成本申请的 一部分，并不构成对本发明实施例的限定。在附图中：

图1为本发明的故障监测装置的硬件结构示意图；

图2为接地极线路双回同点接地故障分量网络；

图3为接地极线路单回接地故障分量网络；

图4为f(γ,l_f)模值随故障距离的变化关系；

图5为接地极线路双回同点非金属性接地故障分量网络；

图6为不同过渡电阻情况下f(γ,l_f)模值随故障距离的变化关系；

图7为电容误差对整定值计算误差的影响；

图8为电感误差对整定值误差的影响；

图9为双回接地极引线同点金属性接地；

图10为单回接地极引线金属性接地。

具体实施方式

为使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚明白，下面结合实施例和附 图，对本发明作进一步的详细说明，本发明的示意性实施方式及其说明仅用于 解释本发明，并不作为对本发明的限定。

实施例

本发明所述的一种特高压直流输电系统接地极引线故障监测方法，包括以 下步骤：

(a)搭建接地极引线故障监测装置硬件结构；

(b)向接地极引线注入幅值恒定的高频电流信号；

(c)根据检测接地极引线上故障点的电压变化量，判断故障。

如图1所示，具体地，步骤(a)中的故障监测装置硬件结构包括换流站带 通滤波器、信号注入及测量装置、接地极线路以及接地极带通滤波器，所述换 流站带通滤波器的输入端连接到换流站的换流器，换流站带通滤波器的输出端 连接到接地极线路的首端，接地极线路的末端连接到接地极带通滤波器，信号 注入及测量装置连接到接地极线路的首端。

具体地，接地极带通滤波器的两端并联有一个电阻，该电阻的阻值与接地 极线路的波阻抗相匹配。

具体地，步骤(c)的具体过程为：

(c1)测量出接地极线路监测装置安装处在某两个时刻的电压值，并计算 出电压变化量；

(c2)设定一个整定值；

(c3)比较电压变化量与整定值的大小，当电压变化量等于或大于整定值 时，则判定接地极线路存在故障，反之则不存在故障。

具体地，步骤(c1)中两个时刻的间隔为0.1s。

具体地，步骤(c2)中的整定值为单回线路金属性故障时接地极电路首端 的电压变化量最小值的30％～50％。

具体地，还包括步骤(c4)，所述步骤(c4)的具体过程为：

(c41)得出电压变化量与故障距离之间的关系，其中，故障距离为故障点 到接地极线路的首端的距离；

(c42)当电压变化量随故障距离呈周期性变化，且电压变化量均大于正常 运行时的电压模值时，则可判定故障为双回接地极引线同点接地故障；反之， 则为单回接地极线路接地故障。

下面对本发明的判断原理及过程进行如下阐述：

接地极引线出现倒塔等严重故障时，可能出现双回线路同点接地的情况， 该工况下的故障分量网络如图2所示。图2中，M、N点为接地极引线的首末两 端，F点为故障点，Uz为正常运行时，故障点的运行电压。由于接地极线路末 端电阻与线路波阻抗匹配，因此线路各点电压和电流有效值分别相等。因此， 有

|U_Z|＝|U_{M_nor}|

式中：U_{M_nor}为正常运行时，监测装置安装处的电压。

根据输电线路波传播的微分方程，可以得到图2所示电路中M点与F点之 间的电压、电流满足如下关系：

$\left(\begin{array}{c}\Delta U_M\\ 0\end{array}\right)=\left(\begin{array}{cc}{\mathrm{cosh\gamma l}}_f& Z_c{\mathrm{sinh\gamma l}}_f\\ \frac{1}{Z_c}{\mathrm{sinh\gamma l}}_f& {\mathrm{cosh\gamma l}}_f\end{array}\right)\left(\begin{array}{c}-U_Z\\ \frac{1}{2}{\mathrm{\Delta I}}_F\end{array}\right)$

式中：ΔU_M为故障分量网络中M点的电压变化量；ΔI_F为故障分量网络中M 点、F点的电流变化量；γ为接地极引线的传播系数；Z_c为接地极引线的波阻抗； l_f为故障距离，即M点与F点间的距离。

忽略引线电阻与电导，利用可以得到故障前后监测装置安装处电压变化量 满足：

$\left|{\mathrm{\Delta U}}_M\right|=\left|\frac{-U_Z}{{\mathrm{cos\gamma l}}_f}\right|=\left|\frac{U_{M\_nor}}{{\mathrm{cos\gamma l}}_f}\right|\ge \left|U_{M\_nor}\right|$

由此可见，接地极引线出现双回同点金属性接地故障时，监测装置安装处 的电压变化量与故障距离之间呈周期性变化，且电压变化量均大于正常运行时 电压模值。

接地极线路出现单回线路金属性接地故障时，可以得到故障分量网络如图3 所示。根据输电线路波传播的微分方程，可以得到图3所示电路中M点、N点 与F点之间的电压、电流满足如下关系：

$\left(\begin{array}{c}0\\ \Delta I_f\\ 0\end{array}\right)=J\left(s\right)\left(\begin{array}{c}\Delta U_M\\ -U_Z\\ {\mathrm{\Delta U}}_N\end{array}\right)$

$\left(\begin{array}{c}J\left(s\right)=\\ \left(\begin{array}{ccc}\frac{\coth \gamma l+{\mathrm{coth\gamma l}}_f}{Z_c}& -\frac{1}{Z_c{\mathrm{sinh\gamma l}}_f}& -\frac{1}{Z_c\sinh \gamma l}\\ -\frac{1}{Z_c{\mathrm{sinh\gamma l}}_f}& \frac{{\mathrm{coth\gamma l}}_{NF}+{\mathrm{coth\gamma l}}_f}{Z_c}& -\frac{1}{Z_c{\mathrm{sinh\gamma l}}_{NF}}\\ -\frac{1}{Z_c\sinh \gamma l}& -\frac{1}{Z_c{\mathrm{sinh\gamma l}}_{NF}}& \frac{\coth \gamma l+{\mathrm{coth\gamma l}}_{NF}}{Z_c}+\frac{1}{R_p}\end{array}\right)\end{array}\right)$

式中，ΔU_N为故障分量网络中N点的电压变化量；l为接地极引线全长；l_f 为N点与F点间的距离。

由此可以得到故障前后监测装置安装处电压变化量满足：

|ΔU_M|＝|f(γ,l_f)U_{M_nor}|

由于f(γ,l_f)表达式较为复杂，只能利用数值计算的方法进行求解。图4给出 了一条100km的接地极引线在典型工程参数下，f(γ,l_f)模值随l_f的变化关系。

由图4可知，当接地极线路出现单回金属性接地故障时，监测装置安装处 的电压变化量也随故障距离呈周期性变化，且变化量幅值较双回同点接地时明 显减小，处于正常运行时电压模值的0.23倍～1.03倍之间。

基于高频电压突变量原理的故障监测系统依然利用图1所示系统，向接地 极线路注入恒定的高频电流，利用接地极线路故障前后监测装置安装处的电压 突变量，构造判据，实现接地极故障的判别。具体故障监测判据为：

|U_M(t)-U_M(t-Δt)|≥U_set

式中：U_M(t)与U_M(t-Δt)分别为t时刻与t-Δt时刻，监测装置安装处测得的电 压。U_set为整定值。

为防止雷击等扰动对故障监测产生干扰，判据需要与延时相互配合。由于 接地极引线运行方式极为单一，且采用高频注入的方式进行故障监测，因此电 压突变量不会受到系统振荡以及负荷突变等因素的影响。同时考虑到接地极接 地故障不会导致直流工程异常运行，因此Δt与延时均可取较大的值，以防止暂 态扰动。一般地，可取延时时间为0.05s，而Δt则取为0.1s。

由于高频电流不受特高压直流系统运行方式等影响，高频电压变化量判据 的整定值可考虑选取单回线路金属性故障时M点电压变化量最小值的 30％～50％。

图5所示是接地极引线双回同时出现非金属性故障时的故障分量网络，其 中P点为等效的过渡电阻接地点。

根据输电线路波传播的微分方程，可以得到图3所示电路中M点、N点与 F点之间的电压、电流满足如下关系：

$\left(\begin{array}{c}0\\ 0\\ \Delta I_P\\ 0\end{array}\right)=J^{\prime }\left(s\right)\left(\begin{array}{c}\Delta U_M\\ {\mathrm{\Delta U}}_F\\ -U_Z\\ {\mathrm{\Delta U}}_N\end{array}\right)$

$\left(\begin{array}{c}{J}^{\prime }\left(s\right)=\\ \left(\begin{array}{cccc}\frac{{\mathrm{coth\gamma l}}_f}{Z_c}& -\frac{{\mathrm{sinh\gamma l}}_f}{Z_c}& 0& 0\\ -\frac{{\mathrm{sinh\gamma l}}_f}{Z_c}& \frac{{\mathrm{coth\gamma l}}_f}{Z_c}+\frac{{\mathrm{coth\gamma l}}_{NF}}{Z_c}& -\frac{1}{R_s}& -\frac{{\mathrm{sinh\gamma l}}_{NF}}{Z_c}\\ 0& -\frac{1}{R_s}& \frac{1}{R_s}& 0\\ 0& -\frac{{\mathrm{sinh\gamma l}}_{NF}}{Z_c}& 0& \frac{{\mathrm{coth\gamma l}}_{NF}}{Z_c}+\frac{1}{R_P}\end{array}\right)\end{array}\right)$

式中，ΔU_P、ΔI_P为故障分量网络中P点的电压变化量与电流变化量；R_s为 过渡电阻大小。

同样令故障前后监测装置安装处电压变化量满足：

|ΔU_M|＝|f(γ,l_f)U_{M_nor}|

利用数值求解的方法，根据工程典型参数，图6给出了一条100km的接地 极引线在出现过渡电阻为50Ω、100Ω的非金属性故障时，f(γ,l_f)模值随l_f的变化 关系。为展示清晰，图中只给出了故障距离在0～18km部分，其中，最上层曲线、 中间层曲线、最下层曲线分别表示接地极引线出现金属性故障、过渡电阻为50 Ω、过渡电阻100Ω的非金属故障时，f(γ,l_f)模值随l_f的变化关系。

由图6可知，在非金属性故障情况下，监测装置安装处的电压变化量同样 随故障距离呈周期性变化，变化周期与金属性故障时相同。同时非金属性故障 时，电压变化量幅值较金属性故障时有所下降，但在电压变化量大时下降较多， 而电压变化量小时下降较少，有利于监测装置可靠性的提升。

下面对本发明进行仿真验证：

根据西南—华东某实际工程参数，利用PSCAD软件建立±800kV双极特高压 直流输电系统仿真模型，模型结构如图1所示。直流输电系统额定输送容量 8000MW；输电线路长度1652km。仿真系统中接地极线路采用Bergeron模型， 线路长度101.4km，单位长度参数如表1所示。

表1仿真系统中接地极线路参数

根据阻抗监测原理，可以得到监测装置的动作条件为：

$\left|{\stackrel{·}{Z}}_m-{\stackrel{·}{Z}}_{set1}\right|\ge Z_{set2}$

式中：为测量阻抗，Z_set2为整定阻抗。一般地，设置

式中：为接地极线路正常运行时的阻抗，由于接地极线路运行方式较 为单一，因此该值一般为恒定值，整定前可通过线路实测参数仿真得到。

Z_set2则为动作特性圆的半径，根据运行经验一般取值为30Ω之间。

当阻抗监测装置检测到接地极线路的阻抗值满足所示的条件，并持续一定 时延，则向直流输电控制保护系统发送接地极线路异常信号，并向值班人员报 警或进行相关操作。

整定值Z_set1是关于输电线路单位长度电阻、电感和电容的函数。然而，由于

以下三点原因，通过实测方法获得的线路参数往往存在着误差：

1)输电线路的电容、电感、电阻等物理量属于频变参数，利用低频信号测

得的线路参数直接使用势必带来误差；

2)线路参数测试设备本身存在0.5％～2％的测量误差；

3)随着环境温度、湿度等变化，线路参数也会略有变化。

设定输电线路在13.95kHz信号作用下呈现出的真实参数分别为C_1r、l_1r与 r_1r，而线路实测给出的参数为C_1m、l_1m与r_1m，利用泰勒公式并忽略高阶项，得 到利用线路实测参数算得的线路阻抗与真实阻抗之间的差值为：

$\left(\begin{array}{c}{Z}_{set1}-Z_{normal}=l(r_{1r}-r_{1m})+Z_{normal}(l_{1r},C_{1r})\\ [\frac{\partial }{\partial l_1}(l_{1r}-l_{1m})+\frac{\partial }{\partial l_1}(C_{1r}-C_{1m})]\end{array}\right)$

如图7和图8所示，利用表1参数给出了当线路实测电容、电感存在2％的 误差时，整定值Z_set1与真实Z_normal间的欧式距离。为了与传统工频量保护相对比， 图7、图8中的注入频率分别考虑了13.95kHz与50Hz，实线表示13.95kHz，虚 线表示50Hz。

由图7和图8可知，当注入信号高达13950Hz时，电容参数2％的误差会导 致整定计算误差达到22.49Ω(相对误差8.98％)，而电感参数2％的误差则会导 致整定计算误差达到25.76Ω(相对误差10.3％)。而若采用50Hz电压电流进行 阻抗计算时，线路参数相同误差下仅会导致整定计算最大出现0.7552Ω的误差， 相对误差仅有0.29％。

由此可见，传统保护采用工频量作用动作判据时，线路参数的测量误差对 保护性能的几乎可以忽略。但在传统接地极引线阻抗监测系统(ELIS)中采用 高频信号进行动作判断时，必须考虑线路参数误差的影响。

设定线路参数的真实数值与实测结果如表2所示。为突出特点，设定线路测 量参数中仅有电容存在1％的误差，电感、电阻测量结果则为准确值。

表2仿真系统中接地极线路参数

根据表2所示参数，接地极线路正常运行时监测装置安装处监测到的系统阻 抗Z_normal应为：

Z_normal＝247.326+j7.399Ω

而根据实测参数得到的整定值却为：

Z_set1＝251.482+j17.2853Ω

两者之间的欧式距离达到10.72Ω。

设定接地极线路在4km处出现金属性短路故障，根据仿真结果，该工况下 监测装置安装处检测到的阻抗Z_m为：

Z_m＝249.234+j42.4819Ω

根据上述计算结果，有

|Z_m-Z_normal|＝35.14Ω

|Z_m-Z_set1|＝25.30Ω

由此可见，虽然故障时监测装置检测到的阻抗与正常运行点阻抗间的偏差大 于30Ω，但由于检测阻抗与整定值间偏差小于30Ω，根据传统ELIS的动作特 性，监测装置出现拒动。

大量仿真结果表明，在表1所示参数下，即使是金属性短路，在线路出现 单线接地故障时，出现拒动的范围依然占线路全长的21.9％。

根据故障监测方法整定原则，利用接地极引线实测值计算故障监测整定值 为0.1U_{M_nor}。t＝0.2s时，设置接地极线路在4km处分别出现双回同点金属性接 地以及单回金属性接地两种故障，可以得到高频电压变化量随时间的变化曲线 如图9与图10所示，图中实线表示电压突变量，虚线表示整定值。

由图9和图10可知，当接地极线路正常运行时，监测装置安装处测量到的 电压变化较小，远远小于故障监测定值，因此监测装置可靠不动作。而当接地 极线路出现故障时，监测装置安装处电压则会发生突变，突变量超过了整定值， 监测装置可靠动作。由此可以证明，本方法具备比传统ELIS阻抗监测更强的可 靠性。

同时由图9和图10可知，当接地极引线出现双回同点金属性接地故障时， 监测装置安装处的电压变化量大于正常运行时电压模值，而当接地极线路出现 单回金属性接地故障时，监测装置安装处的电压变化量比双回接地时明显减小。 该结论与前文分析结论相符。

为了验证算法的有效性，表3中分别考虑了接地极线路在5km，20km，50km， 70km以及100km处出现单回接地短路及双回同时接地短路故障的情况。由于接 地极线路电压等级偏低(在5000A电流注入下仅有7.70kV)，出现高过渡电阻 可能性偏低，因此本文中过渡电压仅考虑0Ω，200Ω两种情况。表中“+”表示动 作，“-”表示不动作。

表3故障仿真结果

由表3可知，利用本文提出的故障监测方法及整定策略，当接地极线路出 现过渡电阻小于200Ω以下的接地故障时，均能可靠识别出故障，故障监测范围 达到线路全长。同时值得指出的是，由于仿真模型中未忽略电阻的影响，因此 当故障点据保护安装处101.4km时，双回引线同点接地后电压突变量略小于正 常运行时电压，但依然满足金属性故障比非金属性故障产生的突变量高的特点。

同时大量仿真计算还表明，由于接地极引线两侧装设有阻波装置，因此直 流输电极1、极2操作与故障不会影响接地极引线故障监测效果。同时，由于故 障监测整定中延时与Δt取值较大，因此故障监测算法不会因雷电、操作等过渡 过程的影响而产生误动。

本发明具有如下有益效果：

1)接地极引线在出现金属性接地故障时，线路首端电压会出现突变。接地极 引线出现双回同点金属性接地故障时，监测装置安装处的电压变化量与故障距 离之间呈周期性变化。在忽略电阻的情况下，电压变化量将大于正常运行时电 压模值。而当接地极引线单回接地故障时，监测装置安装处的电压变化量也随 故障距离呈周期性变化，在典型工程阐述下，电压变化量的数值介于0.23U_{M_nor}与1.3U_{M_nor}之间。

2)在非金属性故障情况下，监测装置安装处的电压变化量同样随故障距离 呈周期性变化，变化周期与金属性故障时相同。此时，电压变化量幅值较金属 性故障时有所下降，但在电压变化量大时下降较多，而电压变化量小时下降较 少，有利于故障监测可靠性的提升。

3)本文利用接地极线路故障前后监测装置安装处的电压突变特性，构造判 据，实现了接地极线路的故障监测。仿真结果表明，利用本文提出的故障监测 方法及整定策略，当接地极线路出现过渡电阻小于200Ω以下的接地故障时，故 障监测系统均能可靠辨识故障。

以上所述的具体实施方式，对本发明的目的、技术方案和有益效果进行了 进一步详细说明，所应理解的是，以上所述仅为本发明的具体实施方式而已， 并不用于限定本发明的保护范围，凡在本发明的精神和原则之内，所做的任何 修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。