許 飛,董新洲,王 賓,施慎行
(清華大學(xué) 電機(jī)系 電力系統(tǒng)及發(fā)電設(shè)備控制和仿真國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100084)
故障錄波與測(cè)距裝置實(shí)時(shí)監(jiān)視電網(wǎng)運(yùn)行工況,高壓輸電線路發(fā)生故障后,迅速準(zhǔn)確地確定故障點(diǎn),利于及時(shí)修復(fù)線路,保證供電可靠性,對(duì)電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定和經(jīng)濟(jì)運(yùn)行有重要的作用。故障測(cè)距從所使用的測(cè)量信息角度,可以分為單端法與雙端法2種,雙端測(cè)距法對(duì)線路兩端變電站之間的通信設(shè)備要求較高,并且需要兩端測(cè)量裝置的數(shù)據(jù)之間滿足嚴(yán)格同步的要求,因此研究和發(fā)展基于單端電氣量的故障測(cè)距算法對(duì)于電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定性的提高和建設(shè)成本的降低都有必要的意義。
基于單端電氣量的故障測(cè)距算法,又可以分為基于行波波頭時(shí)間差的行波測(cè)距方法以及基于線路電壓電流阻抗關(guān)系的故障分析法。經(jīng)過(guò)許多學(xué)者的研究和現(xiàn)場(chǎng)反饋[1],目前單獨(dú)基于行波的測(cè)距法測(cè)距精度較高,但受到高頻干擾以及過(guò)零點(diǎn)故障等因素的影響,穩(wěn)定性較差;而故障分析法主要基于故障后穩(wěn)態(tài)過(guò)程的工頻電氣量分析,故障測(cè)距穩(wěn)定,但是受到單端電氣量阻抗方法原理上的限制,在各種近似計(jì)算中,不可避免地產(chǎn)生了種種誤差,因此測(cè)距精度不高。鑒于此,有學(xué)者提出了將2種方法進(jìn)行結(jié)合的組合測(cè)距算法[1-4],并基于此研制出了硬件平臺(tái)[2]。本文利用改進(jìn)的阻抗測(cè)距算法構(gòu)建新型的單端電氣量組合測(cè)距方法,并利用硬件平臺(tái)裝置進(jìn)行了實(shí)現(xiàn);進(jìn)而搭建了完整的仿真測(cè)試模型以及測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行了整體試驗(yàn),測(cè)試結(jié)果驗(yàn)證了該算法。
經(jīng)典阻抗法[5]基于阻抗繼電器原理,己廣泛用作各種電壓等級(jí)的高壓輸電線路主保護(hù)或后備保護(hù),也被實(shí)質(zhì)性地應(yīng)用于所有的故障測(cè)距中。但是受過(guò)渡電阻、電流互感器飽和等因素的影響,阻抗法從理論上不可能取得很高的測(cè)距精度。為了提高該方法的精度,許多修正算法被提出,但是這些方法都是針對(duì)具體的情況提出的,在某些故障情況下可以取得令人滿意的結(jié)果,但在其他情況下可能給出錯(cuò)誤測(cè)距結(jié)果。因此,具有較高精度,且不受過(guò)渡電阻和系統(tǒng)運(yùn)行方式影響的行波測(cè)距方法得到了越來(lái)越多的應(yīng)用和關(guān)注。在20世紀(jì)40年代末就有學(xué)者提出了A型、B型、C型、D型這4種行波測(cè)距方法并研制出了相應(yīng)的裝置[6-7]。隨著微機(jī)技術(shù)的成熟,在1996年,文獻(xiàn)[8]首次提出了利用小波變換的方法進(jìn)行行波分析與波頭提取,并成功應(yīng)用于輸電線路行波故障測(cè)距中。但是單純的行波測(cè)距仍然存在可靠性和穩(wěn)定性不足的問(wèn)題[3,9-11]。
針對(duì)此問(wèn)題,出現(xiàn)了同時(shí)利用單端阻抗法和單端行波法的組合故障測(cè)距算法。傳統(tǒng)的單端量組合測(cè)距方法利用經(jīng)典阻抗測(cè)距法以及單端行波測(cè)距方法進(jìn)行故障點(diǎn)定位。在這一算法中,利用阻抗法測(cè)距的穩(wěn)定性和魯棒性[12]對(duì)故障區(qū)間進(jìn)行定位,再利用行波法進(jìn)行精確測(cè)距,最終的測(cè)距結(jié)果是阻抗法和行波法綜合的結(jié)果。組合法中所利用的傳統(tǒng)單端阻抗算法原理簡(jiǎn)述如下[5]。
以雙電源供電單相電路短路故障為例進(jìn)行說(shuō)明,如圖1所示。圖中,Um為m側(cè)母線測(cè)量電壓相量;Un為n側(cè)母線測(cè)量電壓相量;F為故障點(diǎn);RF為故障點(diǎn)過(guò)渡電阻;DmF為故障點(diǎn)距m端測(cè)量端故障距離;Z為線路單位長(zhǎng)度阻抗;zms、zns分別為m、n側(cè)母線背側(cè)系統(tǒng)阻抗;IF為故障支路電流相量;Im為m端測(cè)量電流相量;In為n端測(cè)量電流相量。
圖1 單相電路接地故障示意圖Fig.1 Schematic diagram of single-phase grounding fault
由于故障支路電流未知,通常利用測(cè)量端故障電流分量代替,可得m端測(cè)量阻抗表達(dá)式為:
其中,Zm為m端測(cè)量阻抗;Img為m端測(cè)量電流故障分量;Cm為故障電流分布系數(shù)實(shí)數(shù)部分;故障電流分布系數(shù)的角度γm由故障點(diǎn)兩側(cè)的綜合阻抗角決定,在計(jì)算中近似取為0°。將式(1)分解實(shí)部、虛部,并利用線路阻抗角φL已知的條件,取虛部等式,可以得到:
其中,x為單位長(zhǎng)度電抗;Xm為測(cè)量電抗;Rm為測(cè)量電阻;φL為線路阻抗角;DmF即為所求的故障距離。
傳統(tǒng)組合測(cè)距法中的單端行波測(cè)距原理為利用故障后的初始行波波頭和故障點(diǎn)反射波波頭時(shí)間差進(jìn)行測(cè)距[13],故障測(cè)距表達(dá)式為:
其中,D′mF為行波故障測(cè)距結(jié)果;v 為波速;t1、t2分別為初始波頭、故障點(diǎn)反射波頭到達(dá)測(cè)量點(diǎn)的絕對(duì)時(shí)間。
從上述原理中可以看出以下2點(diǎn)。
a.在上述的阻抗測(cè)距算法中有很多近似環(huán)節(jié)。例如對(duì)于特高壓長(zhǎng)距離輸電線路,分布電容不可以忽略;上述算法中電流分布系數(shù)的角度近似取為0°,而實(shí)際情況下其并不等于0°,因此這種近似也會(huì)產(chǎn)生誤差;在故障點(diǎn)過(guò)渡電阻較大的情況下,該算法的故障測(cè)距精度也將受到嚴(yán)重影響。
b.在組合測(cè)距方法中,由于故障點(diǎn)反射波頭位置受到線路系統(tǒng)結(jié)構(gòu)以及線路傳播特性的影響,在傳統(tǒng)阻抗測(cè)距方法確定的故障誤差范圍內(nèi),可能出現(xiàn)多個(gè)行波測(cè)距結(jié)果,導(dǎo)致高精度組合測(cè)距法失效。造成這種情況的主要原因在于傳統(tǒng)阻抗測(cè)距法精度較低,基于此確定的故障范圍過(guò)大。故嘗試采用改進(jìn)的單端阻抗測(cè)距方法與行波法結(jié)合,利用更加穩(wěn)定和精確的阻抗測(cè)距方法對(duì)行波測(cè)距結(jié)果進(jìn)行更有效的選擇。
為了進(jìn)一步提高阻抗法測(cè)距的可靠性、穩(wěn)定性以及測(cè)距精度,采用基于分布參數(shù)模型的改進(jìn)阻抗測(cè)距算法,以單相接地為例,簡(jiǎn)單介紹該算法如下[14-15,17]。
圖2為特高壓交流輸電線路單相接地故障和短路故障示意圖。
圖2 特高壓交流輸電線路單相接地故障示意圖Fig.2 Schematic diagram of single-phase grounding fault in UHVAC transmission system
采用分布參數(shù)模型分析故障,N點(diǎn)發(fā)生A相接地故障時(shí)邊界條件為:其中,IN0、IN1、IN2分別為故障點(diǎn)電流零序、正序、負(fù)序分量;UN0、UN1、UN2分別為故障點(diǎn) N 的電壓零序、正序、負(fù)序分量;Rg為故障點(diǎn)過(guò)渡電阻;UNA為A相故障點(diǎn)電壓。通過(guò)故障點(diǎn)邊界條件式(4)以及基于分布參數(shù)模型下,線路上任意兩點(diǎn)間電壓、電流關(guān)系,可以得到A相電壓測(cè)量相量為:
依據(jù)文獻(xiàn)[16]可知:
其中,IN0、IN2、IM2和 φN0、φN2、φM2分別為對(duì)應(yīng)電流的幅值、相角;UMA為A相測(cè)量電壓;r1為線路正序傳播常數(shù);r0為線路的零序傳播常數(shù);l為故障距離;Zc0為零序阻抗;Zc1為正序阻抗;UM0、IM0分別為母線零序電壓、電流;IM2為測(cè)量端負(fù)序電流。
當(dāng)測(cè)量點(diǎn)負(fù)序電流過(guò)零時(shí),式(5)中瞬時(shí)UMA中含過(guò)渡電阻的項(xiàng)為0,可采用搜索法計(jì)算式(5)中的(IMA+PIM0)Zc1th r1l的瞬時(shí)值,與 UMA最接近的 l即為故障距離。針對(duì)相間故障的情況下,故障點(diǎn)邊界條件與單相接地故障不同,但推導(dǎo)與計(jì)算故障距離的方法相同,最終的表達(dá)式類似,這里不再贅述。
該方法基于分布參數(shù)線路模型,并利用觀測(cè)點(diǎn)處的負(fù)序電流代替零序電流相位的方法,首先避免了基于集中參數(shù)模型的方法中,由于忽略分布電容電流所造成的影響;其次由于單相接地故障時(shí),其零序故障附加網(wǎng)絡(luò)中零序電流在線路-大地回路中傳播,當(dāng)考慮超高壓長(zhǎng)距離輸電線路時(shí),零序分量回路由于受到大地電阻率的影響,會(huì)有較大的畸變和衰減,而負(fù)序分量回路是相間回路,因此,理論上可以通過(guò)測(cè)量端的負(fù)序電流相位估計(jì)故障支路中的負(fù)序電流的相位。通過(guò)仿真表明這種估計(jì)方法是合理的[16-17]。因此這種方法能夠有效地避免故障點(diǎn)過(guò)渡電阻的影響,其測(cè)距精度和穩(wěn)定性比傳統(tǒng)的測(cè)距方法都要有所提升[16]。利用這一改進(jìn)的阻抗測(cè)距算法與單端行波測(cè)距方法構(gòu)成新的單端電氣量組合測(cè)距方法,將提高單端組合法測(cè)距的穩(wěn)定性和精確性。下文將介紹該算法在硬件平臺(tái)中的實(shí)現(xiàn)以及利用測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行測(cè)試與驗(yàn)證的結(jié)果。
利用自主研發(fā)的故障錄波與測(cè)距硬件平臺(tái)實(shí)現(xiàn)所提出的新型單端電氣量組合測(cè)距算法。下面對(duì)該裝置進(jìn)行簡(jiǎn)要介紹。測(cè)距系統(tǒng)裝置硬件主要有前置機(jī)、后臺(tái)工控機(jī)、電力系統(tǒng)同步時(shí)鐘、打印機(jī)等幾個(gè)部分。其中前置機(jī)是主要的功能模塊,實(shí)現(xiàn)故障監(jiān)測(cè)、啟動(dòng)錄波以及上傳錄波數(shù)據(jù)等重要功能。前置機(jī)內(nèi)包括穩(wěn)態(tài)/暫態(tài)電流互感器和電壓互感器板卡、穩(wěn)態(tài)電壓/電流采集板卡、暫態(tài)電壓/電流采集板卡等,可以實(shí)現(xiàn)工頻電壓、電流數(shù)據(jù)1~5 kHz采樣錄波,暫態(tài)電壓、電流量1 MHz采樣錄波。后臺(tái)工控機(jī)用于故障數(shù)據(jù)分析和處理。裝置整體結(jié)構(gòu)如圖3所示。
圖3 高精度故障錄波與測(cè)距系統(tǒng)裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of high-precision fault recording and locating system
前置機(jī)中工頻采集板卡工作流程如圖4所示,行波采集板卡工作流程如圖5所示,后臺(tái)軟件處理流程圖如圖6所示。
依據(jù)電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)[18],首先利用RTDS針對(duì)改進(jìn)單端量工頻測(cè)距算法進(jìn)行了試驗(yàn)。進(jìn)一步利用暫態(tài)行波保護(hù)測(cè)試儀[19]與功放系統(tǒng)提供的行波測(cè)試平臺(tái),對(duì)包含行波測(cè)距算法的新型單端電氣量組合測(cè)距方法進(jìn)行了測(cè)距的可靠性和準(zhǔn)確性的驗(yàn)證。下面簡(jiǎn)單介紹暫態(tài)行波測(cè)試儀。
圖4 暫態(tài)行波采集板主程序流程Fig.4 Flowchart of main program of traveling-wave acquisition board
圖5 工頻板主程序及采樣中斷流程圖Fig.5 Flowchart of main program and sampling interrupt of power-frequency board
圖6 后臺(tái)處理軟件流程圖Fig.6 Flowchart of background processing software
暫態(tài)行波保護(hù)測(cè)試儀主要包括運(yùn)行在PC機(jī)上的高性能數(shù)字仿真器以及與之相連接的信號(hào)轉(zhuǎn)換與接口裝置。數(shù)字仿真系統(tǒng)由計(jì)算機(jī)和相應(yīng)的分析計(jì)算、控制管理程序構(gòu)成,其作用是進(jìn)行暫態(tài)計(jì)算、對(duì)整套裝置的轉(zhuǎn)換和試驗(yàn)進(jìn)行控制。信號(hào)轉(zhuǎn)換與接口單元主要由高速數(shù)模轉(zhuǎn)換電路、繼電器測(cè)試電路與裝置保護(hù)電路、功率放大電路三部分硬件組成。
仿真計(jì)算上位機(jī)、測(cè)試儀信號(hào)系統(tǒng)和功率放大系統(tǒng)組成的測(cè)試平臺(tái)系統(tǒng)示意圖如圖7所示。
上位機(jī)采用數(shù)字技術(shù),利用通用電磁暫態(tài)仿真程序(EMTP/ATP)模擬計(jì)算電力系統(tǒng)故障暫態(tài)過(guò)程并生成電力系統(tǒng)故障數(shù)據(jù)。通過(guò)數(shù)模轉(zhuǎn)換電路以及功率放大系統(tǒng)輸入被測(cè)試裝置。具體仿真模型見(jiàn)2.3節(jié)。
圖7 暫態(tài)行波保護(hù)測(cè)試儀測(cè)試系統(tǒng)整體示意圖Fig.7 Overall diagram of test system for transient traveling-wave based protections
對(duì)于改進(jìn)的工頻測(cè)距方法,首先利用RTDS測(cè)試平臺(tái)對(duì)改進(jìn)的工頻測(cè)距算法進(jìn)行測(cè)試。建立RTDS/RSCAD模型,模型的結(jié)構(gòu)與參數(shù)按照電力行業(yè)測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)[20],采用的模擬系統(tǒng)為500 kV雙側(cè)電源系統(tǒng),輸電線長(zhǎng)度為400 km。分別針對(duì)末端、中點(diǎn)、首端故障,以及純金屬性接地和經(jīng)過(guò)過(guò)渡電阻接地等不同情況下,對(duì)新算法和原有算法進(jìn)行了測(cè)試比較。仿真模型結(jié)構(gòu)如圖8所示,被測(cè)裝置裝于L側(cè)。故障點(diǎn) K1、K2、K3分別對(duì)應(yīng)末端(故障距離 400 km)、中點(diǎn)故障(故障距離200 km)、首端故障(故障距離0 km),模型參數(shù)如表1所示。
圖8 DL/T663—1999標(biāo)準(zhǔn)輸電線路故障測(cè)距RTDS模型Fig.8 RTDS model of transmission line proposed by DL/T663-1999 standard for fault location
表1 標(biāo)準(zhǔn)模型線路參數(shù)Tab.1 Line parameters of standard model
利用上述硬件平臺(tái)針對(duì)RTDS實(shí)驗(yàn)的各種故障情況進(jìn)行錄波和測(cè)距,得到改進(jìn)阻抗測(cè)距試驗(yàn)結(jié)果如表2—4所示。
通過(guò)比較可以看出,采用改進(jìn)的阻抗測(cè)距算法,相比較原始的阻抗測(cè)距算法,在測(cè)距精度、測(cè)距穩(wěn)定性和魯棒性等方面都有了提高。利用暫態(tài)行波保護(hù)測(cè)試儀與功放輸出系統(tǒng),對(duì)新的組合測(cè)距方法進(jìn)行了試驗(yàn),針對(duì)上述的模型,在故障距離分別為50 km、75 km、100 km、150 km、175 km 以及 200 km 處的情況進(jìn)行了仿真以及測(cè)試,幾組具有代表性的試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表5。
根據(jù)上面的試驗(yàn)結(jié)果可以看出,改進(jìn)阻抗方法的測(cè)距精度和穩(wěn)定性相比傳統(tǒng)阻抗測(cè)距方法都有所提高,因此在新的測(cè)距方法中,由新阻抗測(cè)距方法確定的測(cè)距范圍內(nèi),通過(guò)行波測(cè)距方法可以更加唯一和準(zhǔn)確地定位故障距離。通過(guò)表5可以看出,在幾種典型的故障距離、故障方式和過(guò)渡電阻的情況下,新的單端量組合測(cè)距方法基本不受影響,誤差分析保持在0.2%以下,誤差距離小于100 m。
表2 K1點(diǎn)故障Tab.2 Fault at K1
表3 K2點(diǎn)故障Tab.3 Fault at K2
表4 K3點(diǎn)故障Tab.4 Fault at K3
表5 新型組合測(cè)距法測(cè)距結(jié)果Tab.5 Results of fault location by proposed method
下面從算法原理和實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的角度分析其中存在誤差的幾點(diǎn)原因。
(1)在所采用的新型阻抗測(cè)距算法中,利用的是故障后負(fù)序故障分量網(wǎng)絡(luò)中的負(fù)序電流相位對(duì)故障支路電流相位進(jìn)行估算,但由于故障附加電流中包含有高次諧波以及明顯的非周期分量,因此在故障發(fā)生后的2~3個(gè)周期之內(nèi),相位的估算法存在誤差,尤其是在近端故障情況下(如表4所示)。
(2)在母線出口發(fā)生短路故障的情況下,由于在測(cè)距裝置安裝處受到系統(tǒng)運(yùn)行方式的影響,當(dāng)短路電流過(guò)大時(shí),會(huì)導(dǎo)致裝置出現(xiàn)電流互感器飽和,此時(shí)會(huì)影響測(cè)距,尤其是工頻測(cè)距方法。
(3)新型單端組合測(cè)距算法測(cè)距精度取決于單端行波測(cè)距法的結(jié)果,而暫態(tài)行波保護(hù)測(cè)試系統(tǒng)中,從測(cè)試儀本體到功率放大裝置都存在一定的誤差環(huán)節(jié),對(duì)于測(cè)試儀本體部分以及功放部分,輸出的信號(hào)誤差原因有以下幾方面。
a.在電路部分,參考電壓的穩(wěn)定性、運(yùn)算放大器可能存在的零點(diǎn)漂移、電路中模擬開(kāi)關(guān)的導(dǎo)通內(nèi)阻以及導(dǎo)通壓降、所使用的電阻網(wǎng)絡(luò)中電阻阻值的不精確、所用三極管之間特性的不一致等,都會(huì)影響模擬信號(hào)輸出幅值的精度。
b.輸出頻率誤差產(chǎn)生的原因?yàn)閿?shù)模轉(zhuǎn)換器以及外部運(yùn)算放大器需要建立時(shí)間,印制電路板設(shè)計(jì)中的電磁兼容問(wèn)題也會(huì)產(chǎn)生誤差。
c.將小信號(hào)放大的電流功放裝置的放大倍數(shù)也并不是絕對(duì)穩(wěn)定的。為了提高輸出的高頻信號(hào)的質(zhì)量,功放裝置采用了特殊的放大電路,雖然提高了高頻大功率器件的頻率響應(yīng)特性,但是仍然會(huì)存在一定的誤差。
但是上述問(wèn)題并不會(huì)影響暫態(tài)行波測(cè)試儀的輸出行波信號(hào)的有效性,因?yàn)榭紤]測(cè)距裝置硬件平臺(tái)的采樣率和計(jì)算精度,上述誤差處于可以接受的范圍內(nèi)。
a.提出了將優(yōu)化單端工頻阻抗測(cè)距算法與單端行波測(cè)距算法結(jié)合的新型輸電線路單端電氣量組合故障測(cè)距算法。
b.將該算法在自主研發(fā)的故障錄波與測(cè)距系統(tǒng)平臺(tái)上實(shí)現(xiàn),并驗(yàn)證了該算法與硬件平臺(tái)的兼容性。
c.利用RTDS對(duì)新型阻抗測(cè)距算法進(jìn)行了完整系統(tǒng)的試驗(yàn)測(cè)試,結(jié)果表明改進(jìn)工頻算法的精確度和魯棒性均有明顯提高,并且基本不受分布電容電流和過(guò)渡電阻的影響,尤其適用于長(zhǎng)距離輸電線路。
d.利用暫態(tài)行波保護(hù)測(cè)試儀與功放系統(tǒng)等搭建了完整的行波測(cè)試平臺(tái),對(duì)新型單端電氣量組合測(cè)距算法進(jìn)行了測(cè)試,證明了該方法在過(guò)渡電阻以及長(zhǎng)距離輸電線路分布電容影響下,仍然具有較高的精度和穩(wěn)定性。這說(shuō)明新型單端電氣量組合測(cè)距方法比傳統(tǒng)組合測(cè)距法以及單獨(dú)的行波測(cè)距算法具有更大的優(yōu)勢(shì)。