一次特殊的高壓直流輸電線路故障分析及線路保護優(yōu)化

楊建明, 徐 斌， 王楊正， 陳 樂， 唐 俊, 盧 宇

(南京南瑞繼保電氣有限公司, 江蘇 南京 211102)

·運行分析·

一次特殊的高壓直流輸電線路故障分析及線路保護優(yōu)化

楊建明, 徐 斌， 王楊正， 陳 樂， 唐 俊, 盧 宇

(南京南瑞繼保電氣有限公司, 江蘇 南京 211102)

本文對國內某高壓直流輸電工程極一線路故障的波形進行分析，得出此次直流線路保護動作是雷電引起的結論。在對雷電資料進行檢索和分析的基礎上，對線路重啟過程中極一產(chǎn)生-535 kV電壓可能存在的原因進行逐一排除，最終總結出極一直流線路電壓從+500 kV下降到-535 kV是由于雷電提供了整流側逆變運行所需要的能量導致的。根據(jù)雷電反擊和雷電繞擊特性的不同提出了行波保護和電壓突變量保護的優(yōu)化策略，以防止雷電反擊直流線路時造成行波保護和電壓突變量保護的誤動。

直流線路故障; 雷電反擊；雷電繞擊；行波保護;電壓突變量保護；優(yōu)化策略

0 引言

高壓直流輸電技術因其在長距離、大容量輸電領域的獨特優(yōu)勢，正越來越多地應用于輸電網(wǎng)中。國內的高壓直流工程和特高壓直流輸電工程數(shù)量已達到數(shù)十個。隨著直流工程應用的增多，直流線路故障也越加頻繁。目前典型的直流線路保護有行波保護、電壓突變量保護、線路低電壓保護和線路縱差保護。其中行波保護和電壓突變量保護為主保護，線路低電壓保護和縱差保護為后備保護，在特殊情況下保護的配置則有一些例外[1]。分析特殊的直流線路故障對直流工程運行及檢修有重要的指導意義，通過提出改進措施，對完善直流線路保護也起到一定的推動作用[2]。

1 直流線路保護測點配置

圖1是高壓直流雙極運行時直流線路保護的相關測點。其中，URL1是整流側極一線路電壓；IRL1是整流側極一線路電流；URL2是整流側極二線路電壓；IRL2是整流側極二線路電流；IRE1是整流側接地極線路一電流；IRE2是整流側接地極線路二電流；URL1是逆變側極一線路電壓;IIL1是逆變側極一線路電流；IIL2是逆變側極二線路電壓；IIL2是逆變側極二線路電流；IIE1是逆變側接地極線路一電流；IIE2是逆變側接地極線路二電流。每個站兩極的線路保護獨立配置：電壓突變量保護和線路低電壓保護采集本站本極的直流線路電壓和直流線路電流，線路縱差保護采集本極的直流線路電流和對站相同極的直流線路電流，行波保護利用本極的直流線路電壓和直流線路電流以及接地極的電流和本極中性線的電流來計算行波的線模和地模分量。

圖1 直流線路保護測點配置Fig.1 Measure points of DC line protection

2 直流線路保護原理及故障清除策略

2.1 直流線路保護原理

直流線路保護包含行波保護，電壓突變量保護，線路低電壓保護及線路縱差保護。下面以整流側極一為例來說明直流線路保護的原理。

當直流線路發(fā)生接地故障時，直流線路電壓和電流將以行波的方式從故障點向兩站傳播。以行波幅值比較式方向保護判據(jù)為例[3]，線模分量計算公式如下：

B(t)=ZαIRL1-URL1

(1)

地模分量的計算公式：

G(t)=Z0(IRE1+IRE2+IRN1+IRN2)-URL1-URL2

(2)

其中,IRN1為極一中性線的容性電流;IRN2為極二中性線的容性電流。當?shù)啬：途€模分量滿足下面3個條件時，行波幅值比較式方向保護將動作。

(3)

電壓突變量保護根據(jù)故障位置不同電壓跌落速度也不同進行設計。具體的計算如公式(4)。

(4)

線路縱差保護的計算如公式(5)。

|IRL1-IIL1|>Iset

(5)

線路低電壓保護的計算如公式(6)。

URL1

(6)

2.2 線路保護故障清除策略

整流側線路保護動作后，會將線路保護動作的信號傳遞給控制系統(tǒng)以使能線路故障再啟動策略，逆變側線路保護動作后會將保護動作信號傳給整流側，再由整流側控制系統(tǒng)觸發(fā)線路重啟策略。線路再啟動過程中整流側的觸發(fā)角會迅速達到120°，40 ms之后達到164°，逆變側的觸發(fā)角在經(jīng)歷小幅下降之后，再上升至156°附近，但是整個過程逆變側的觸發(fā)角會在145°之上。當線路重啟的次數(shù)達到設定的重啟次數(shù)后且線路故障依然存在才會閉鎖直流[4,5]。

3 直流線路故障過程

國內某工程此次線路故障只引起了逆變側電壓突變量保護動作，逆變側行波保護和整流側的線路保護都沒有動作。逆變側電壓突變量保護動作后動作信號傳送給整流側控制系統(tǒng)觸發(fā)線路重啟邏輯，由于站間通訊延時幾十毫秒，移相重啟信號比保護動作信號晚，經(jīng)過移相重啟之后極一恢復運行，如圖2所示。

圖2 極一線路故障全過程Fig.2 The full process of the pole 1 line fault

圖3所示為整流側極一波形，故障瞬間整流側直流電壓從+500 kV急劇下降同時直流電流上升，逆變側電壓突變量保護動作并將信號傳遞到整流側，觸發(fā)線路啟動邏輯發(fā)出移相信號。在此過程中，直流電壓迅速恢復到500 kV以上，才開始慢慢往下降直至電壓下降到-535 kV。整流側的觸發(fā)角在164°，此時出現(xiàn)了幾百安培的直流電流和閥側電流，這表明整流側極一工作在逆變狀態(tài)。

圖3 整流側極一故障波形Fig.3 The pole 1 fault wave in the rectifier side

根據(jù)直流電流連續(xù)時，直流電壓Udc和直流空載電壓Udi0的關系式(7)以及當時的直流運行工況，可以大致計算出整流側處于逆變運行所需要的直流電壓Udc約等于-546.5 kV,而當時Udc的最小值是-535 kV。

Udc=2Udi0cosα

(7)

其中Udi0=284.3 kV，α=164°。

可以斷定，正是因為整流側極一工作在逆變狀態(tài)才阻止了極一直流電壓的繼續(xù)下降。

圖4是逆變側極一故障波形，故障期間直流線路電壓的變化趨勢與整流側大致相同，但是在電壓達到-535 kV以后，并沒有出現(xiàn)直流電流和閥側電流。

圖4 逆變側極一故障波形Fig.4 The pole 1 fault wave in the inverter side

4 直流線路故障原因分析

此次線路故障產(chǎn)生一個特殊的現(xiàn)象就是在線路重啟過程中，極一的直流電壓從+500 kV緩慢下降到-535 kV，并且在電壓下降到-535 kV時，整流側極一竟出現(xiàn)了直流電流和閥側換相電流，這表明整流側極一處在逆變工作狀態(tài)。工作在逆變狀態(tài)有兩個必須條件：直流側有電源和交流側有換相電壓。能使整流側極一電壓下降到-535 kV可能的原因有：(1) 極一控制系統(tǒng)的作用；(2) 極二線路對極一線路影響；(3) 與極一交叉運行的交流線路的影響；(4) 雷電。

4.1 極一控制系統(tǒng)分析

綜合圖3和圖4的波形，可以得到以下結論：

(1) 線路再啟動策略發(fā)生作用以后，在圖3時間軸0.225 s處整流側觸發(fā)角迅速移動到120°,造成極一直流電壓開始下降，電流消失，接著在時間軸0.26～0.28 s觸發(fā)角增大到164°，此過程直流電壓從+200 kV變化至-500 kV。在電壓+200～0 kV區(qū)間內，整流側閥組承受反壓而截止，在0～-500 kV區(qū)間內，整流側由于觸發(fā)角太大不滿足逆變工作的條件[8]。當直流電壓下降到-535 kV后，整流側才開始工作在逆變狀態(tài)。由于逆變工作需要外部提供能量，因此整流側控制系統(tǒng)不是產(chǎn)生-535 kV電壓的原因，而是抑制了直流電壓繼續(xù)下降。

(2) 在圖4時間軸0.22～0.28 s區(qū)間內，逆變側的觸發(fā)角始終在145°以上，在直流線路電壓+200～0 kV時，只能工作在逆變狀態(tài)。但是由于直流線路電壓太低，不能運行在145°以上的角度，所以此區(qū)間逆變側換流器處于閉鎖狀態(tài)。在直流線路電壓從0 kV變化到-500 kV過程中，逆變側開始能工作在整流狀態(tài)，因為整流側不能導通，逆變側處于開路試驗狀態(tài)，根據(jù)開路試驗時直流電壓計算公式(8)[6-8]，逆變側在145°以上的角度只能將電壓維持在0 kV附近。

(8)

因此逆變側的控制系統(tǒng)不是產(chǎn)生-535 kV電壓的原因。

4.2 極二線路對極一線路的放電過程分析

如果極二線路對極一線路發(fā)生放電，表面上確實可以滿足整流側極一逆變運行所需要的條件。但是如果真的是極二線路對極一線路放電，放電回路如圖5所示，將導致整流側極二的線路電流與逆變側極二的線路電流不相等。

圖5 極二對極一放電電流回路Fig.5 The current circuit of pole 2 discharging on pole 1

從圖6可以看出，在0.3～0.4 s時間段內，整流側和逆變側極二的電流完全相等，因此可以判定整流側極一逆變運行所需要的能量不是極二提供的。另外極二的直流電壓一直在-500 kV附近，不可能使極一的電壓達到-535 kV。

圖6 整流側和逆變側極二直流線路電流Fig.6 The pole 1 and pole 2 DC line current

4.3 交流線路對極一線路的放電過程分析

假設是交流線路提供了整流側極一逆變運行所需要的能量,則極一的直流電壓必然會含工頻分量，當交流線路電壓變化到正電壓時，直流線路電壓也應隨之變化，整流側極一逆變運行的時間不會持續(xù)60 ms那么長。因此交流線路對極一直流線路放電也不是導致極一電壓下降至-535 kV的原因。

4.4 雷電對極一線路的放電過程分析

根據(jù)雷電放電位置的不同，雷擊輸電線路分為反擊和繞擊，反擊包括雷擊桿塔頂部和雷擊避雷線檔距中央，繞擊是雷電繞過塔頂避雷線直接擊中導線[6]。雷擊輸電線路有3個過程：(1) 雷電擊中線路，并且在短時間內有數(shù)次雷電發(fā)生，甚至會引發(fā)云層持續(xù)向被擊線路放電。(2) 當直流線路電壓超過絕緣子耐受電壓時絕緣子閃絡過程。(3) 雷電消失過程。其中當絕緣子發(fā)生閃絡時才有過程(2)，此時雷擊故障演變?yōu)橹绷骶€路高阻接地故障；當絕緣子未發(fā)生閃絡時就沒有過程(2)，雷擊的直流線路可以正常輸電。

根據(jù)文獻[9]的結論，雷電持續(xù)的時間可以達到幾百毫秒，可以肯定雷電能使極一線路電壓下降到-535 kV，且在擊穿絕緣子發(fā)生閃絡接地故障后能提供整流側極一線路逆變運行所需要的能量及電流回路。

從文獻[10]和圖7中極一直流電壓和極二直流電壓的波形可以得出，此次故障極有可能是雷電繞擊極一直流線路而引起的。

圖7 極一和極二直流線路電壓Fig.7 The pole 1 and pole 2 DC line voltage

根據(jù)圖1所示電流互感器的極性及基爾霍夫定律，在沒有接地故障的情況下，整流側和逆變側接地極電流關系如公式(9)。

IIE2+IIE1=IRE1+IRE2

(9)

圖8給出了故障期間整流側和逆變側的接地極電流差值以及極一線路電流?？梢钥闯鲈跁r間軸0.3 s處，整流側和逆變側的接地極電流有差值，并且其差值與極一的線路電流完全相等。

圖8 兩站接地極電流差值和極一線路電流Fig.8 The electrode current difference of the two station and pole 1 line current

由圖8中兩站接地極電流差值與極一線路電流相等這一關系，再結合公式(9)，可以得出在極一電壓-535 kV期間出現(xiàn)直流電流的時刻，極一線路確實有接地故障；接地故障期間極一直流電壓始終維持在-535 kV，可以斷定極一線路發(fā)生了阻值大約幾千歐姆的高阻接地故障。此高阻接地故障是由于雷電繞擊極一直流線路后造成絕緣子閃絡而引起。當絕緣子閃絡以后，如果雷電持續(xù)對極一線路放電，則當線路電壓下降到整流側極一在觸發(fā)角等于164°期間能發(fā)生逆變側運行時，由于雷電的能量通過整流側極一換流器反饋給交流系統(tǒng)，直流線路的電壓不再下降。具體的電流回路如圖9黑色箭頭所示。

圖9 故障期間電流回路Fig.9 Current circuit when the ground fault happened

在極一絕緣子發(fā)生閃絡以后，極一直流線路、絕緣子閃絡點、大地及整流側換流器之間形成如圖10所示的能量反饋到交流電網(wǎng)的逆變運行回路。

圖10 極一直流線路放電回路Fig.10 The pole 1 and pole 2 DC line voltage

4.5 極一線路故障的原因與過程

在排除了控制保護系統(tǒng)、極二線路對極一線路放電以及交流線路對極一線路放電這些潛在原因之后，再結合雷電極一線路過程分析可以斷定此次線路故障是雷電繞擊極一直流線路形成絕緣子閃絡并持續(xù)對線路放電而造成的。整個極一直流線路故障的過程如下：

(1) 故障開始時刻為圖2時間軸0.2 s處，雷電繞擊直流線路一，造成極一直流電壓下降，極二直流電壓上升，如圖7所示。同時逆變側電壓突變量保護動作，并將線路保護動作信號傳遞至整流側開始線路故障再啟動策略，此時整流側的線路保護并沒有動作。

(2) 第一次雷擊結束，直流電壓開始恢復至+500 kV,后來由于持續(xù)的雷擊提供能量使得直流電壓從+200 kV變化至-500 kV，在此過程中整流側和逆變側都不滿足持續(xù)導通的條件。

(3) 在電壓達到-535 kV處，整流側滿足逆變工作的兩個條件，交流側有換相電壓和直流側出現(xiàn)足夠大的負值電壓。

(4) 當電壓繼續(xù)往下降時，極一線路絕緣子發(fā)生閃絡，整流側和極一線路形成了如圖10所示的放電回路。在電壓達到-535 kV時,雷擊的能量通過整流側反饋給交流系統(tǒng)，所以直流電壓不能繼續(xù)下降。

(5) 雷擊結束，由于提供給整流側極一逆變運行所需要的能源消失導致整流側換流器處于閉鎖狀態(tài)，線路通過自身的電導開始慢慢放電，并且在圖2時間軸0.5 s處還發(fā)生一次雷擊故障，導致了極一直流電壓的再次下降和極一直流電流的上升。

(6) 最后，由于移相持續(xù)的時間達到了保護定值所設定的線路去游離時間，移相命令撤出，極一直流線路恢復送電，如圖2所示。

5 線路保護優(yōu)化

根據(jù)故障分析，這是一起雷擊線路引起線路行波保護和電壓突變量保護誤動的案例。雷電繞擊是由于雷電繞過桿塔地線而擊中直流線路，且有可能造成絕緣子閃絡而引起接地故障，因此可以允許行波保護和電壓突變量保護動作。雷電反擊是雷電擊中桿塔地線或者桿距中央而并未擊中輸電線路，應禁止行波保護和電壓突變量保護動作，防止其對系統(tǒng)造成沖擊。線路縱差保護和線路低電壓保護是用來檢測直流線路高阻接地故障，受雷電的影響不大，因此這兩個保護的邏輯不需要更改。

因為雷電反擊在兩極的直流線路上引起同方向的電壓變化，而雷電繞擊一條線路時，電磁感應的作用會在另外一極的線路上引起相反方向的電壓變化[11-17]。直流線路接地故障時兩極電壓的變化方向同雷電繞擊直流線路。根據(jù)這個原理可以設定邏輯在雷電反擊時閉鎖行波和電壓突變量保護，在雷電繞擊時使能行波和電壓突變量保護，此外由于雷擊直流線路時有直流電壓恢復的過程，因此在閉鎖行波保護和電壓突變量保護的邏輯加上本極直流電壓恢復這一輔助判據(jù)。具體的軟件流程如圖11。

圖11 閉鎖行波保護和電壓突變量保護邏輯Fig.11 Latching logic of traveling wave protection and voltage derivative protection

通過搭建RTDS仿真系統(tǒng)，對上述策略進行了試驗驗證，通過仿真波形圖12可以看出上述策略有效地抑制了雷電反擊情況下的行波保護和電壓突變量保護動作。

圖12 優(yōu)化策略投入后雷電反擊直流線路波形Fig.12 Lightning back flashover waveforms after the optimization strategy is enabled

6 結語

本文分析了國內某直流工程一次線路故障。在分析過程中，通過整流側極一直流電壓從+500 kV反轉至-535 kV以及在-535 kV附近時整流側還能處于逆變狀態(tài)并產(chǎn)生直流電流向交流系統(tǒng)反饋能量，可以推出這不是單純的接地故障。通過分析逐步排除了整流側和逆變側控制系統(tǒng)對直流電壓的影響，極二線路對極一線路放電以及交流線路對極一線路放電的可能性。最后綜合分析得出這次線路故障是雷電繞擊極一直流線路造成絕緣子閃絡，進而引發(fā)線路高阻接地故障，持續(xù)的雷擊提供了整流側極一逆變運行所需要的能量。通過進一步分析雷電故障的類型，提出了在雷電反擊直流線路時閉鎖行波保護和電壓突變量保護的邏輯。這在直流輸電日常的運行檢修工作時對分析處理故障有一定的指導作用。同時通過優(yōu)化線路保護邏輯，可以防止雷電反擊下的電壓突變量保護和行波誤動，為直流系統(tǒng)的正常運行及電力系統(tǒng)的穩(wěn)定提供了保障。

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(編輯陳 娜)

Analysis of an HVDC Transmission Line Fault and Line Protection Optimization

YANG Jianming, XU Bin, WANG Yangzheng, CHEN Le, TANG Jun, LU Yu

(NR Electric Co. Ltd., Nanjing 211102, China)

The DC line fault waveform of a high voltage DC transmission project is analyzed in this paper,and the conclusion that the lightning strike was the action reason of DC line protection is drawn. Based on the retrieval and analysis of lightning data, all the potential causes that can lead the voltage of pole 1 to -535 kV are eliminated one by one. In the meantime, the lightning is also considered to provide the energy which was the reason of voltage variation from +500 kV to -535 kV. At last, optimization strategy of travelling wave protection and voltage derivative protection is proposed based on the characteristics of the lightning back flashover and the lightning shielding failure to prevent the two protection malfunction.

DC line fault; lightning back flashover; lightning shielding failure; traveling wave protection; voltage derivative protection; optimization strategy

楊建明

2017-04-18；

2017-05-29

TM773

：A

：2096-3203(2017)05-0136-07

楊建明(1984—)，男，湖南株洲人，碩士，工程師，從事高壓直流輸電系統(tǒng)繼電保護工作( E-mail：azarias@163.com)；

徐 斌(1977—)，男，江蘇無錫人，碩士，高級工程師，從事高壓直流輸電系統(tǒng)繼電保護工作；

王楊正(1984—)，男，湖北黃梅人，碩士，工程師，從事高壓直流輸電系統(tǒng)繼電保護工作；

陳 樂(1985—)，男，江西景德鎮(zhèn)人，碩士，工程師，從事高壓直流輸電系統(tǒng)繼電保護工作；

唐 俊(1987—)，男，重慶人，碩士，助理工程師，從事高壓直流輸電系統(tǒng)繼電保護工作；

盧 宇(1979—)，男，湖北荊州人，碩士，高級工程師，從事高壓直流輸電系統(tǒng)繼電保護工作。