第29卷 第7期 中 国 电 机 工 程 学 报 Vol.29 No.7 Mar. 5, 2009 2009年3月5日 Proceedings of the CSEE 2009 Chin.Soc.for Elec.Eng. 13
(2009) 07-0013-07 中图分类号：TM 773 文献标志码：A 学科分类号：470·40 文章编号：0258-8013
±800kV 直流输电线路雷电绕击与反击的识别方法
束洪春1，张广斌1，孙士云2，王永治3，朱子钊1，朱盛强1
(1．昆明理工大学电力工程学院，云南省 昆明市 650051；2．哈尔滨工业大学电气工程与自动化学院，
黑龙江省 哈尔滨市 150001；3．华能澜沧江水电有限公司，云南省 昆明市 650214)
Identification of Shielding Failure and Back Striking
in UHVDC Transmission Lines
SHU Hong-chun1, ZHANG Guang-bin1, SUN Shi-yun2, WANG Yong-zhi3, ZHU Zi-zhao1, ZHU Sheng-qiang1
(1.Faculty of Electric Power Engineering, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650051, Yunnan Province, China; 2. School of Electrical Engineering and Automation, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, Heilongjiang Province,
China; 3. Huaneng Lancang River Hydropower Co., Ltd, Kunming 650214, Yunnan Province, China) ABSTRACT: In this paper, the mechanisms of back striking and shielding failure in ±800kV UHVDC transmission lines were investigated, and the equivalent circuit models were formed. Analysis and simulations show that there are two processes, lightning current grounding and insulator flashover caused by the increasing voltage of tower, when back striking occurs because of the existence of grounding resistance. The directions of zero modal currents are opposed during two processes, which make zero modal voltage alternately change of positive and negative. Besides there is only one direction of zero modal current when shielding failure occurs, which makes zero modal voltage increases monotonically. Zero modal voltages of the two kinds of surges are quite different in time-domain. According to this feature, from the perspective of protective relaying, an identification method for shielding failure and back striking in ±800kV UHVDC transmission lines based on wavelet transform is presented. All signals can be acquired from high speed protection device. The EMTDC simulation results show that the proposed method can effectively identify shielding failure and back striking in the whole UHVDC transmission lines, and not affected by various wave shapes of lightning current.
KEY WORDS: UHVDC; electromagnetic transient; shielding failure; back striking; wavelet transform; modulus maxima 摘要：研究±800 kV 直流输电线路雷电绕击和反击故障的机
基金项目：国家自然科学基金项目(50847043，90610024，50467002，50347026) ；云南省科技攻关项目(2003GG10)；云南省自然科学基金项目(2005F0005Z)；国家发明专利([1**********]6.5)。
Project Supported by National Natural Science Foundation of China (50847043，90610024，50467002，50347026) ．
理，建立了绕击和反击的等值电路模型。分析和仿真表明：若发生反击故障，由于杆塔接地电阻的作用，反击故障将包括雷电流入地和随之而来的塔顶电位(绝对值) 骤增造成的绝缘子闪络2个过程，对应地，在这2个过程中零模电流的方向相反，使得故障后瞬间保护安装处零模电压出现正负交替；若发生绕击故障，零模电流只沿一个方向，使保护安装处零模电压在故障后一段时间内呈现单调变化。在绕击与反击故障下于保护安装处所观测的零模电压时域特征存在显著差异，在此基础上，从继电保护的角度出发，提出了一种基于小波变换的特高压直流输电线路雷电绕击与反击故障的识别方法，EMTDC 仿真表明该方法能对特高压直流全线雷电绕击与反击故障进行识别，且不受雷电流波形的影响。 关键词：特高压直流输电；电磁暂态；雷电绕击；雷电反击；小波变换；模极大值
0 引言
国内外运行经验表明，直击雷是造成高压输电线路跳闸的主要原因，它分为绕击和反击2类，绕击与反击故障的机理及过程不同，防护措施也不同，反击主要与杆塔接地电阻和线路绝缘强度有关；绕击主要与保护角有关[1]。如能对线路绕击与反击进行正确判断，线路防雷就能有的放矢、事半功倍。
然而，对于输电线路绕击、反击故障的辨别十分困难。对绕击、反击的研究大多集中在线路设计阶段：对于反击，大多数采用电磁暂态仿真分析；对于绕击，大多数采用电气几何模型法或改进电气几何模型法进行分析[2]。而线路投运后，绕击、反击故障的区分多是根据雷电流大小并结合绝缘子闪络情况由工程人员的经验判定[3-4]，其主观性强、
14 中 国 电 机 工 程 学 报 第29卷
可信性差。为获取雷电流参数，先后出现了磁钢棒法、磁带式和罗果夫斯基线圈加光纤等主流技术[5-7]
，长期以来，对雷电基础数据的获得起到了较好的作用。然而，从继电保护角度，基于线路雷击闪络性质的反击与绕击识别方法尚未见报道。
在对±800 kV 直流输电线路雷击故障与短路故障正确识别的基础上，本文尝试从继电保护的角度出发，以云广特高压直流输电工程为背景[8]，研究输电线路雷电绕击和反击故障的机理，对雷击输电线路引起绕击、反击故障的暂态特征进行分析和对比，提出了基于小波变换的±800 kV 直流输电线路雷电绕击与反击的识别方法。对雷电绕击、反击故障进行区分，为线路防雷提供重要数据支撑，为线路的运行与维护提供参考。
22(a) 彼德逊等值电路(b) 简化电路
图2 雷电放电计算模型
Fig. 2 Calculation circuit model of lightning discharge
1 输电线路的雷击电磁暂态
1.1 雷击仿真模型
分析雷击线路引起的绕击、反击故障需要建立雷电放电的计算模型[1]。以负极性雷电流为例，雷击地面由先导放电发展为主放电的过程，犹如开关S 突然闭合，如图1(a)所示，先导放电阶段相当于开关S 闭合之前，由于它发展速度相对较低，可以忽略地面上被感应电荷的移动速度，认为点A 仍保持零电位。图1中Z 为被击物体与大地(零电位) 之间的阻抗。主放电开始相当于开关S 突然闭合，如图1(b)所示。此时，将有大量电荷沿先导通道逆向运动。并使得来自雷云的负电荷中和，这表现为有幅值甚高的主放电电流(即雷电流) i 通过阻抗Z ，点A 电位u A 上升至iZ 。
主放电过程可视为自天空向地面传来的前行波i 0沿波阻抗为Z 0的无限长雷电通道到达点A 的过程，图1(b)中点A 实质为Z 与Z 0的并联节点，可得图2(a)所示彼德逊等值电路，通常Z 0取300 Ω，Z
2i 0，如图
−−−−
(b) 主放电
(a) 先导放电发展
图1 雷电放电模型
Fig. 1 Model of lightning discharge
2(b)所示。
1.2 输电线路的绕击与反击
雷电冲击作用于输电线路，根据过电压的形成过程可分为感应雷和直击雷2大类。由于感应雷不直接作用于线路，对于绝缘水平高的110 kV 及以上线路一般认为不会引起绝缘子闪络[9]。直击雷则是导致特高压线路绝缘子闪络的重要原因，对于直击雷引起的雷电干扰和雷击故障的识别，文献[10-13]已作了详细分析，本文仅对直击雷引起的故障跳闸进行识别。直击雷引起的跳闸分为绕击和反击2类：雷击塔顶或避雷线时，雷电流沿杆塔和避雷线流入大地，杆塔、避雷线的波阻抗和接地电阻的存在，将使杆顶的暂态电位(绝对值) 骤升，当绝缘子两端压差超过其耐受电压时发生闪络，导致反击；雷电流绕过避雷线直接击中导线，使之形成雷电过电压，该过程称为绕击，当绝缘子两端压差超过其耐受电压时，也将发生闪络。降低雷击引起的反击跳闸率的方法主要有：减小杆塔接地电阻；加装耦合地线；提高线路绝缘强度。减小绕击闪络率的主要方法是减小保护角或采用负的保护角[1]。正确区分绕击与反击可为线路防雷提供基础数据支持。 1.3 特高压直流线路的绕击和反击特性
负极性的雷云带有大量负电荷，对于绕击，通常只会导致正极绝缘子闪络；对于反击，负极性雷落在UHVDC 线路杆塔或避雷线上，由于避雷线、杆塔波阻抗和接地电阻的存在，塔顶将产生很高的暂态负电位，承受电压较高的正极绝缘子将首先闪络[14]。同理，反之亦然。由于雷电放电多为负极性，正极绝缘相对薄弱[15]，本文以负极性雷击引起的闪络为例，分析反击与绕击的物理过程，如图3所示。
将杆塔波阻抗、避雷线波阻抗和杆塔接地电阻等值为Z ，导线波阻抗为Z c ，i 表示雷电流，雷电通道波阻抗为Z 0，U DC 表示直流线路电压，绝缘子闪络用理想开关S 近似描述。绕击的等值电路如图4所示，雷击导线初始阶段，绝缘子未闪络，S 处于断开状态，如图4(a)所示，雷电绕击线路中间区
第7期
束洪春等： ±800 kV 直流输电线路雷电绕击与反击的识别方法 15
暂态分量) 在2个过程中的流向相反，使零模电压(故障电压暂态分量) 呈现正负交替变化。
可见，相对于交流线路，UHVDC
线路由于正
常运行时线路电压恒定不变，其遭受直击雷时，会
呈现下列特点：
1）绕击与反击时闪络极与雷电流的极性密切相关，雷电放电多为负极性，正极绝缘相对薄弱。
2）对于负极性雷击导致的正极闪络，由绕击绕击
(a) 反击 (b)
图3 雷击直流线路示意图 引起时，零模电压在故障后一段时间呈现单调变
Fig. 3 Drawing of lightning stroke occurring on DC lines 化，由反击引起时，包括首次雷击和导体反击2个
过程，零模电压在故障后瞬间呈现正负交替变化。
3）绕击与反击故障最终都将呈现单极接地的
故障特征。 (a) 首次雷击
(b) 绝缘子闪络
2 雷击特高压直流线路的电磁暂态仿真
2.1 特高压直流线路雷击的电磁暂态仿真模型
本文应用电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC对UHVDC 线路的绕击、反击过程进行仿真计算，直流输电线路长度取1 000 km ，电压等级±800 kV 。由于本文研究的线路雷击故障，属于行波过程，控制系统未来得及动作，因此可忽略控制系统，用直流电压源代替换流器的输出，保留平波电抗器、直流滤波器和避雷器，构成如图6所示的双极直流输电模型。
图4 绕击等值电路
Fig. 4 Equivalent circuit model of shielding failure
域(除首、末端之外) ，雷电流从雷击点注入线路，并向线路两侧传播，则Z c ' = Z c /2；闪络发生后，如图4(b)所示，S 闭合，电流i s 沿线路波阻抗Z c 及杆塔波阻抗和接地电阻Z 入地，呈现接地故障特征，零模电流(故障电流暂态分量) 在故障后一段时间内呈现单调变化，由于波阻抗的存在，零模电压(故 障电压暂态分量) 在故障后一段时间内也呈现单调变化。
忽略导体与避雷线之间的杆塔波阻抗，反击的等值电路如图5所示，其中U T 为塔顶电位。雷击初始阶段，绝缘子未闪络，如图5(a)所示，S 处于断开状态，先导通道及雷云中的负电荷与大地感应出的正电荷迅速中和，相当于有正极性的电流i b 从大地沿杆塔和避雷线向外流出，由于杆塔波阻抗和接地电阻的存在，使塔顶建立负电位，当正极导体绝缘子两端电压超过其耐受电压时发生闪络，进入故障阶段，如图5(b)所示，S 闭合，正极性电流流入大地，呈现接地故障特征。即发生反击时，包括首次雷击和导体闪络2个过程，零模电流(故障电流
(a) 雷电流入地
(b) 绝缘子闪络
−
图6 UHVDC线路雷击电磁暂态仿真模型 Fig. 6 Electromagnetic transient simulation model for
lightning stroke in UHVDC transmission lines
线路采用频率相关模型，雷电流选用2.6/50 µs 双指数波，针对绕击和反击故障，雷电流的幅值分别取40 kA 和180 kA ，避雷器采用金属氧化物模型，绝缘子采用压控开关实现，其50%放电电压U 50% (kV)由以下经验公式[8]确定
U 50% = 533L x + 132 (1)
式中L x 为绝缘子串长度，m 。杆塔采用多波阻抗模型[16]，如图7所示，其中，Z T 为主支架波阻抗，Z L 为支架波阻抗，Z A 为横担波阻抗，R g 为杆塔接地电阻。线路档距为500 m ，为考虑避雷线的影响[17]，计算时避雷线不做消去处理，为提高计算速度，在雷击处设置3塔，其余仍采用频率相关线路模型等
图5 反击等值电路
Fig. 5 Equivalent circuit model of back striking
16 中 国 电 机 工 程 学 报 第29卷
400
U /k V
值[18]。采样间隔为1 µs ，选取整流侧保护安装处的双极直流电压信号进行分析，采用Karenbauer 变换矩阵解耦线路之间的电磁联系[19]，如式(2)所示
11⎤⎡U +(t ) ⎤⎡U 0(t ) ⎤−1⎡U +(t ) ⎤=S =⎢U (t ) ⎥⎢U (t ) ⎥⎥ (2)
⎥⎢
1−1⎦⎣U −(t ) ⎦⎣1⎦⎣−⎦
U /k V
1000−100−200
200
−
200
① ②
−300−
400
0.10150.10200.10250.103 0 0.101 5 0.1020.102 0 0.10350
t /s t
/s
(a) 绕击(b)
反击
①
②
①—首次雷击产生的浪涌；②—绝缘子闪络产生的浪涌。
200W M U
图9 绕击和反击故障后零模电压局部放大 Fig. 9 Zoom of zero modal voltage of shielding failure and back striking
300W M U
1000−100
100−100
−200−3000.10150.10200.10250.103 0 0.1020.1015 0.1020 0.10350
t /s t /s (a) 绕击(b) 反击
图10 绕击和反击故障零模电压小波变换模极大值
Fig. 10 Modulus maxima of zero modal voltage caused by
shielding failure and back striking
图7 杆塔结构尺寸及其模型
Fig. 7 Geometry and dimensions of tower and
its model for simulation
2.2 UHVDC线路绕击和反击的特征分析
本文对0.1 s 在UHVDC 线路500 km
处分别发
生绕击、反击导致正极闪络进行仿真，仿真中考虑
了在雷击点发生闪络故障和雷击点与闪络点不同
2
种情况(
受篇幅所限，略去故障分量网络图
)
，应用
Karenbauer
变换对整流侧保护安装处测得的直流电压信号进行相模变换，得到故障后暂态零模电压波形如图8 (在雷击点发生闪络) 所示。可以看出，输电线路遭受雷击后，无论绕击还是反击，其故障后暂态零模电压均会出现明显振荡过程(长时窗观测) ，但其初始行波存在显著差异，如图9所示，采用三次B 样条小波分别对其进行小波变换[20]，取模极大值W MU ，结果如图10所示。可以看出，每个浪涌对应一对正负交替的模极大值，为准确获得浪涌极性，将模极大值与原始零模电压的极性进行同或运算后的结果作为浪涌提取逻辑，如图11所示，
图11 浪涌提取运算示意图
Fig. 11 Sketch of the capturing wave operation
对应的结果∂ 如图12所示，再与模极大值相乘，最终得到的浪涌提取结果∂WM 如图13所示。
结合图9、图13可以看出，发生绕击故障时，零模电压在故障后一段时间内呈现单调变化，雷电
2
21
∂
1
000.10150.10200.10250.1030 0.1020.1015 0.1020 0.10350
t /s t /s (a) 绕击(b) 反击
图12 绕击和反击故障的浪涌提取符号运算结果
Fig. 12 Results of symbol operation of capturing wave
caused by shielding failure and back striking
250
15050
U /k V
100−
100−200
U /k V
400200
∂W M
−200
−100
−300−400
0.100 0.105 0.110
0.100 0.105
t
/s
t /s (a) 绕击 (b) 反击
0.110
−200−500.10150.10200.10250.103 0 0.1020.1015 0.1020 0.10350
t /s t /s (a) 绕击(b) 反击
图8 绕击和反击故障后的零模电压波形
Fig. 8 Zero modal voltage of shielding failure and
back striking 图13 绕击和反击故障提取的浪涌模极大值
Fig.13 Modulus maxima of capturing wave caused by
shielding failure and back striking
∂W M
∂
第7期
束洪春等： ±800 kV 直流输电线路雷电绕击与反击的识别方法 17
由上文分析与仿真计算可知，发生绕击故障时，零模电压在故障后一段时间呈现单调变化；发生反击故障时，零模电压在故障后瞬间呈现正负交替变化。藉此，形成UHVDC 线路雷电绕击与反击性，相应地，小波变换模极大值表现为一正一负。
故障的识别方法步骤为： 此外，2种故障后的零模电压波形除行波到达时刻
1）当电压变化率d u /dt 大于整定值时，采样频外的变化趋势一致，说明反击、绕击故障都将呈现
率为1MHz 的高速数据采集与录波装置启动并记接地故障特征。
录故障后5ms 的电压行波波形。 定义模极大值比为
2）对电压进行相模变换，对模量电压进行小M 1
ρ= (3) 波变换，求取模极大值。 M 2
3）使用双端法进行行波测距。 式中：M 1、M 2分别为零模电压初始浪涌的模极大
4）采用文献[13]所提方法对故障性质进行 相应的绕击、值与零模电压第2个浪涌的模极大值，
判定。 反击故障时的计算结果如表1所示。
5）当判定为普通短路故障或雷电干扰时，转
表1 绕击和反击故障零模电压模极大值及极大值比
入步骤9）。 Tab. 1 Modulus maxima and its ratio of
shielding failure and back striking 6）当判定为雷击故障时，将零模电压模极大
类型 M 1 M 2 ρ 值与原始电压信号的极性进行同或运算后再与零绕击 −154.77 −20.82 7.43
模电压模极大值相乘，得到各浪涌所对应的模极大反击 213.55 −27.61 −7.73
值M i 。 综合表1和图13可以看出，发生负极性的雷
7）计算模极大值比ρ。 电绕击故障时，首次雷击和线路闪络引起的零模电
8）若满足ρ >1，则判断为雷电绕击故障；若压浪涌极性相同，模极大值比大于1；发生负极性
满足ρ
9）记录故障(或干扰) 位置及类型。 于−1。此外，由于雷电流幅值差异很大，当雷电流
实际中，同时使用线路两侧保护安装处高速采较小时，雷电流在雷击点未造成闪络，而是沿线路
集装置获得的信号进行绕击与反击故障的辩识以传播一段距离后，在绝缘薄弱处闪络[21]，在此情况
克服雷击线路两端时，由于受采样率限制，仅利用下，只会增加首次雷击引起的零模电压浪涌与线路
近端信号无法判别的缺陷。 绝缘子闪络引起的零模电压浪涌之间的时间间隔，不会影响浪涌极性，绕击与反击故障下的零模电压
浪涌极性仍满足上述特征，仿真波形如图14所示。
正极性雷击极少(约占10%)，本文对其引起的绕击、反击故障也进行仿真，其零模电压浪涌极性
流沿线路分布电容注入大地产生的浪涌(图9(a)中波形①) 和绝缘子闪络产生的浪涌(图9(a)中波形②) 同极性，相应地，小波变换模极大值表现为极性相同。发生反击故障时，零模电压初始行波出现正负交替变化，首次雷击产生的浪涌(图9(b)中波形①) 和绝缘子闪络产生的浪涌(图9(b)中波形②) 反极
同样呈现上述特征。
3 雷电绕击与反击的识别方法
4 仿真验证
本文作者研制的XB2010行波分析与故障测距系统集故障录波、故障定位、雷电干扰与故障识别于一体，在直流输电线路配置如图15所示。
对图6所示的±800 kV 直流输电系统进行大量EMTDC 仿真，以验证所提判据的有效性。仿真中考虑了不同雷击点、不同雷电流波形、不同杆塔接地电阻条件下的线路雷电绕击与反击情况，部分仿真识别结果如表2所示。其中L 为雷击点距整流站的距离，R g 为杆塔接地电阻。
由表2可以看出，本文所提方法对±800 kV 直流输电系统全线的雷电绕击与反击故障能够正确识别，且不受雷电流波形的影响。本文作者还对
U /k V
6004000
200
−100
−200−200−300 −400
0.1015 0.102 0 0.1030.102 5 0.1010 5 0.102 0 0.1030.10250
t /s t /s (a) 绕击 (b) 反击
U /k V
100
图14 雷击点与短路点位置不一致时 绕击和反击故障后零模电压局部放大
Fig.14 Zoom of zero modal voltage of shielding failure and back striking when striking position differs from
flashover location
18 中 国 电 机 工 程 学 报 第29卷
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图15 组网示意图
Fig. 15 Schematic diagram of network
表2 雷电绕击与反击识别结果
Tab. 2 Identification results between shielding failure and
back striking
类别
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条件
M 1
L =100km 226.48
2.6/50µs 反击 L =500km 213.55
L = 900 km 185.99
L = 100 km L = 900 km
−83.34−60.08
2.6/50 µs 绕击 L = 500 km −154.77
R g = 5 Ω 213.34
2.6/50 µs 反击 R g = 10 Ω 213.55R g = 15 Ω 213.34R g = 5 Ω
−154.75−154.77−154.77−149.11
2.6/50 µs 绕击 1.2/50 µs 反击 1.2/50 µs 绕击
R g = 10 Ω R g = 15 Ω R g = 10 Ω
R g = 10 Ω 211.52
ρ 判别结果
−70.30 −3.22 反击 −27.61 −7.73 反击 −14.87 −12.50 反击 −61.22 1.36 绕击 −20.82 7.43 绕击 −22.98 2.61 绕击 −25.59 −8.34 反击 −27.61 −7.73 反击 −25.84 −8.26 反击 −20.56 7.53 绕击 −20.82 7.43 绕击 −20.82 7.43 绕击 −39.79 −5.32 反击 −19.19 7.77 绕击 M 2
±500 kV 直流输电线路进行了仿真验证(受篇幅所限，略去仿真结果) ，表明本文所提方法对±500kV 直流输电线路同样适用。
5 结论
1）特高压直流输电线路绕击与反击故障时的闪络极与雷电流的极性密切相关，绕击与反击故障最终都将呈现单极接地的故障特征。
2）当特高压直流输电线路发生绕击故障时，首次雷击和线路闪络引起的零模电压浪涌极性相同；当发生反击故障时，两者极性相反。
3）利用小波变换，根据故障后零模电压前2个浪涌的极性可对绕击、反击故障进行正确识别。
4）该方法所需测量信号均从高速暂态保护安装处获得，无需附加装置，大量电磁暂态仿真表明该方法能对全线雷击故障进行可靠识别，且不受雷电流波形的影响。
第7期
束洪春等： ±800 kV 直流输电线路雷电绕击与反击的识别方法 19
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收稿日期：2008-12-02。 作者简介：
束洪春(1961—) ，男，博士后，教授，院长，博士生导师，从事电力系统新型继电保护与故障测距、故障录波、数字信号处理及DSP 应用等方面的教研工作，kmshc@sina.com.cn；
束洪春
张广斌(1985—) ，男，硕士研究生，研究方向为新型继电保护与故障测距；
孙士云(1980—) ，女，博士研究生，研究方向为电力系统保护与控制；
王永治(1979—) ，男，硕士，研究方向为继电保护与自动化；
朱子钊(1985—) ，男，硕士研究生，研究方向为新型继电保护与故障测距；
朱盛强(1984—) ，男，硕士研究生，研究方向为新型继电保护与故障测距。
(责任编辑 马晓华)