低通道依赖的变电站动力电缆漏电流监测方法

陈 昊，沙浩源，钱其隆，任旭超，刘怀宇，徐伟伦

（1. 国网江苏省电力有限公司超高压分公司，江苏南京 211102；2. 国网江苏省电力有限公司南京供电分公司，江苏南京 210019）

0 引言

“十四五”电力行业工作要求将电网安全稳定运行摆在了至关重要的位置，其中超高压变电站作为电网的枢纽节点，其变电运维水平是安全工作提质增效的关键。在变电站的日常运维过程中，站内设备的漏电状态监测是最重要的工作之一［1-4］。跨接交流室和开关场的长段动力电缆是变电站站用负荷的主要电力传输媒介，其长度长、易发生绝缘损坏的环节多，是漏电安全保护的重点对象，因此，亟需对长段动力电缆进行漏电流监测，准确分析相关数据，及时有效地排查漏电故障隐患，以避免安全事故的发生。

在已有研究中，对于漏电故障的判断大多基于对漏电流的监测与分析［5-6］。文献［7-8］阐述了漏电流监测技术在低压配电网实际监测中的应用，并对漏电流监测过程中的误差产生原因进行了分析。文献［9］分析了脉冲宽度调制（pulse width modulation，PWM）电机系统因绝缘老化而出现的漏电故障点及故障电流特征，并通过模拟老化实验对故障点处的剩余电流特征进行了分析验证。文献［10］以交联聚乙烯电缆为分析对象，与文献［9］类似，该文献模拟了电缆线路绝缘老化、表面划伤损坏等局部缺陷，分析了电缆线路漏电故障下剩余电流的特征。上述研究较好地分析了配电网、电气设备在绝缘缺陷情况下的漏电特性，但并未针对长段动力电缆的漏电状态监测与分析提供思路，缺少对漏电流计算误差影响因素及相应处理方法的研究。

另外，在漏电流监测信息通信的研究中，文献［11］提出了基于电力载波通信的方法向远端传输漏电流监测数据，该方法在装设中需要用到载波器、耦合电容等设备，安装工作量大，实施难度较高。为解决该问题，文献［12］采用物联网技术实现了低压配电网中的多个漏电流监测终端的互联互通。在此基础上，文献［13］基于Zig Bee无线传感器网络技术建立了矿井高压电网漏电定位系统，在提高数据传输精度的同时，有效降低了传统物联网技术造成的通信延迟。以上方法较好地实现了监测信息的远端通信，但并未讨论当系统出现信号丢失的极端通信情况时，漏电流监测系统应如何维持正常的漏电故障判断。事实上，在变电站实际运行中，现场环境复杂，电磁干扰严重［14-15］，监测系统易出现信道不稳定或信号丢失的情况，已有的变电站电缆漏电分析方法仅能够在理想通信情况下分析电缆的漏电状态，而对于两端信号存在不同延时，甚至一端信号或两端信号丢失的恶劣通信情况缺乏有效的应对机制，为变电站的安全运行埋下了严重的故障隐患。

基于此，本文提出了一种低通道依赖的变电站动力电缆漏电流监测方法。首先，在信号同步方法的研究中，对传统的参考相量法进行改进，解决负荷波动问题对双端信号同步对比基准计算造成误差的问题。然后，针对系统可能出现的未采集到对比基准的情况，本文提出基于电流差动原理的复合漏电流判据，以提高系统在监测信息完整情况下漏电判断的准确性。同时，考虑变电站实际运行中漏电流监测系统可能出现的非理想通信情况，对正常、首端信号丢失、末端信号丢失及双端信号均丢失这4 种状态进行了讨论，建立了对应的漏电判断模式及相应的漏电判断方法，实现了在监测信息不全情况下的动力电缆漏电状态监测，有效提高了监测算法的准确性及可靠性。通过仿真及江苏某500 kV 变电站实际案例验证了本文所提方法的有效性与优越性，该方法可为变电站中动力电缆漏电状态的准确监测与分析提供有益借鉴。

1 变电站动力电缆漏电流监测及布点

1.1 基于剩余电流的电缆漏电流监测原理

对设备运行过程中剩余电流大小进行监测是判断设备漏电状态的主要手段［16-17］，剩余电流的采集原理如图1 所示。图中，A、B、C 相电缆芯和三相四线制中心线（N）的电缆芯穿过漏电流互感器（residual current transformer，RCT），剩余电流的大小为4 根电缆芯中的电流相量和的有效值［18-19］。

图1 剩余电流采集示意图Fig.1 Schematic diagram of residual current collection

当该交流支路处于正常情况时，穿过剩余电流监测回路的电流相量和与磁芯中的磁通矢量和均为0，即：

式中：IA、IB、IC为三相电流相量；IN为三相四线制中性线电流相量；ϕA、ϕB、ϕC、ϕN分别为IA、IB、IC、IN产生的磁通矢量。由于穿过RCT 中的电流与磁通均为0且不变，因此RCT线圈不产生感应电压。

若线路中出现漏电流，则穿过剩余电流监测回路的电流相量IRCT通过对地等效电阻进入大地，此时穿过剩余电流监测回路的电流相量和与磁芯中的磁通矢量和均不为0，即：

式中：ϕRCT为穿过剩余电流监测回路的磁通矢量。由于穿过剩余电流监测回路的电流与磁通发生了变化，因此RCT 线圈会产生感应电压，当其超过漏电告警阈值时，相应的监测装置会报警、动作。

1.2 变电站动力电缆漏电流监测布点

为不失一般性，考虑变电站内的典型长段动力电缆（从交流室到开关场）的监测点位设置情况如图2 所示。长段动力电缆M端和N端分别靠近交流室侧（电源侧）和开关场侧（负载侧）。监测所需的电气量采集单元包括电流互感器和电压互感器。在M端的A、B、C、N 四线整体安装漏电流互感器RCT1，在M端的A 相首端加装电流互感器TA1，通过RCT1和TA1分别采集长段动力电缆M端的剩余电流和A相负荷电流；在M端安装电压互感器TV1，通过TV1采集长段动力电缆的首端母线电压。在N端的A、B、C、N四线整体安装漏电流互感器RCT2，在N端的A 相末端加装电流互感器TA2，通过RCT2和TA2分别采集长段动力电缆N端的剩余电流和A 相负荷电流；在N端安装电压互感器TV2，通过TV2采集长段动力电缆的末端负荷侧电压。

图2 电气量采集布点示意图Fig.2 Schematic diagram of electrical quantity collection point layout

最终将长段动力电缆两端的电气量信息同时输入漏电判断计算终端，基于漏电判据输出结果得到相应的运检策略。

2 变电站动力电缆漏电判断方法

2.1 基于改进参考相量的漏电流监测信号同步法

在实际漏电监测处理中，基于图2 中两端RCT测量的剩余电流进行差流计算往往会因为两端信号间的相位不同步而产生较大的误差，轻则造成监测到的差流过大，重则造成误报警，从而影响变电站的正常运行。因此，为减少相位不同步对差流计算结果的影响，可考虑采用参考相量法对信号进行修正，其原理是将电源侧的电压折算到负荷侧，并与负荷侧的测量电压进行比较后得到相位差，该相位差对应于两端采样时刻的延时。根据该相位差建立动力电缆两端的对比基准，调整采样延时，从而实现两端电气量信号同步。

参考相量同步修正原理如图3 所示。图中：Us为电源电压；Zs为电源内阻抗；ILM为流过节点M的线路电流；Z1为线路阻抗；C1为线路对地等效电容；ILN为流过N端（负荷侧）的线路电流；ZL为负载等效阻抗。电源侧（M端）的电压采样序列为｛uM(m1)，uM(m2)，…，uM(mk)｝，通过离散傅里叶变换（discrete Fourier transform，DFT）得到对应的电压相量序列为｛UM(m1)，UM(m2)，…，UM(mk)｝。同理可得，N端（负荷侧）电压相量序列为｛UN(n1)，UN(n2)，…，UN(nk)｝，则mk对应时刻的负荷侧电压相量UN(mk)为：

图3 参考相量同步修正原理Fig.3 Principle of reference vector synchronization correction

利用mk、nk对应时刻的负荷侧电压相位差，可计算得到两端采样延时产生的相位差Δφ为：

利用Δφ修正后的负荷侧剩余电流相量I′LN为：

由此可知，上述传统的参考相量法所取的相位差为两端监测点的电压相位差，然而当负荷波动时，负荷侧电压的相位差不仅受到两端信号采样延时的影响，也会受到负荷波动的影响。基于此，本文对传统的参考相量法进行改进，利用mk、nk对应时刻的电源相位差代替两端监测点的相位差，电源相位Us(mk)、Us(nk)如式（8）所示。

由于理想电源的相位差仅与采样时刻差有关，与负荷波动无关，因此该方法可避免因负荷波动带来的同步对时误差。计算mk和nk对应时刻的电源相位差即可得到2 次采样时间对应的相位差，如（9）所示。

利用比对基准，对M、N端的电气量信号进行修正，即可大幅降低电缆漏电状态分析中因监测信号相位差导致的计算误差。

2.2 基于电流差动原理的复合漏电流判据

在实际的电气量采集过程中，可能出现监测系统无法采集到对比基准的情况。因此，本文对采集到对比基准和未采集到对比基准的2 种情况分别进行讨论，并提出相应的漏电判断方法。

2.2.1 采集到对比基准情况下的漏电判断方法

当系统采集到对比基准时，两端信号可根据对比基准进行相位调整，以获得准确的计算结果。将图2 中M端的剩余电流（固有剩余电流补偿后）记为IM，N端的剩余电流记为IN，根据对比基准调整后的IN记为I′N，则基于差动原理的电缆漏电状态判据如式（10）所示。

式中：IT为漏电判断门槛值，理想情况下取值为10 mA。当剩余电流差流超过门槛值时，即可判断为动力电缆漏电。

2.2.2 未采集到对比基准情况下的漏电判断方法

当系统未采集到对比基准时，为保证变电站中漏电监测系统具有足够的鲁棒性和可靠性，需及时采取相应的补偿措施来辅助系统对漏电情况的判断。

本文采取对通道要求和相位差敏感度相对较低的电流幅值差动方法对两端剩余电流进行分析，则基于剩余电流幅值差动原理的电缆漏电状态判据如式（11）所示。

本文将上述2 种情况下的漏电状态判据进行结合，构成复合差流漏电判据，以该判据的计算结果作为漏电监测信息完整的情况下，长段动力电缆漏电告警的动作依据。

3 低通道依赖的动力电缆漏电判断机制

针对变电站内动力电缆漏电流监测系统可能出现的通信信号丢失问题，本文根据现场不同的实际情况划分为4 种状态，如图4 所示。图中，对于可正常获取的漏电流信号进行高亮表示（例如状态1中的“IM正常”和“IN正常”）；对于丢失的信号，采用暗纹填充的方式对该信号位进行隐藏（例如状态2中的“IM正常”）。下面分别对状态1—4 进行具体说明。

图4 长段动力电缆漏电判断机制框图Fig.4 Block diagram of current leakage judgment mechanism for long power cable

1）状态1为首、末端监测点均正常运行，IM、IN均可正常获取。在该状态下，长段动力电缆监测模式切换为测量模式，电缆漏电情况可依据2.2节提出的复合差动判据来进行判断。

2）状态2 为长段动力电缆首端监测点出现异常，无法正常获取IM。在该状态下，发出首端电流互感器异常报警信号后，长段动力电缆监测模式切换为负荷漏电模式，通过比较电缆末端剩余电流与预设的末端剩余电流阈值判断交流负荷是否发生漏电，若电缆末端剩余电流超过阈值，则长段动力电缆发生漏电。

3）状态3 为长段动力电缆末端监测点出现异常，无法正常获取IN。在该状态下，发出末端电流互感器异常报警信号后，长段动力电缆监测模式切换为全支路漏电模式，通过比较电缆首端剩余电流与预设的首端剩余电流阈值判断包含电缆和负荷的全支路是否发生漏电，若电缆首端漏电流超过阈值时，则该支路发生漏电。

状态2、3 下的判断方法均为阈值比较法，其作为本文所提复合差动判据的补充方法，可应对监测电气量丢失的恶劣实际情况。

4）状态4 为在漏电流判断过程中首、末端电气量均未能够有效获取，该状态下系统判断为动力电缆监测出现异常，需安排二次运检人员处理故障。

由图4 可见，整体的动力电缆漏电判断机制共分为3 个层次：第1 层是对电气量采集状态的划分；第2层是监测系统根据第1层显示的不同状态，切换与之相对应的判断模式；第3 层则根据判断模式进行判据计算，以得到最终的执行决策。上述整体漏电判断机制充分考虑了实际运行中可能出现的信息监测条件，解决了工程实际中长段动力电缆漏电判断对两端信道完整性高度依赖的问题，有效提高了长段动力电缆漏电流监测系统的可靠性。

4 仿真分析

针对500 kV 变电站中对主变冷却系统供电的长段动力电缆搭建了仿真模型，如附录A图A1所示。所用变0.4 kV 低压侧负载短路损耗Pd=18.1 kW，短路电压百分比Ud%=6%，所用变低压侧进线母线铜排（缆）参数为RL0=21.42 mΩ，XL0=19.62 mΩ，动力电缆型号为ZC-YJV22-0.6 kV／1 kV 四芯铠装电缆，长度设为250 m。主变运行时，各冷却器的工作状态可分为工作、辅助、备用3 种，以750 MV·A 主变为例，其一般配置60 kW 的强迫油循环风冷系统［20-21］，包括6 组冷却器，每组冷却器包含1 台潜油泵以及3台风扇，工作状态一般设置为：2 组投入工作，2 组投入辅助，2 组投入备用（其他冷却器故障时投入）。冷却器的投入与切除根据主变油温和负荷电流的监测参数进行自动控制，具体控制模式可分为油温控制、负荷过流控制、绕组温度控制和故障控制，当温度超过某个定值时可分阶段进行冷却器投切控制，本文将投切控制分为3 个阶段：阶段1 为2 组投入，阶段2 为3 组投入，阶段3 为4 组投入。每个阶段的功率因数均控制在0.9以上。参考文献［22］，本文以A 相高阻接地故障模拟电缆A 相漏电，电源相位设置为29.40°。假设以M端信号为时间基准，N端信号接收延时设为5 ms，且监测系统采集到对比基准。为模拟现场剩余电流计算情况，本文在M、N端的剩余电流信号中均加入了35 dB 的高斯白噪声。电源侧、M端、N端的A相电压相位差如附录A图A2—A4所示，具体的A相电压相位测量结果如表1所示。

由表1 可见，当负荷发生波动时，M、N端的A 相电压相位均发生了变化，而电源侧A 相电压相位保持不变；由于M端与电源侧电气距离较近，其A相电压相位也更接近电源侧；由于N端信号接收延时的缘故，N端相位需在原相位的基础上增加90°（对应5 ms）的相位延迟。

表1 不同阶段下的A相电压相位Table 1 Phase angle of phase-A voltage at different stages

在延时过程中发生负荷波动的条件下，分别基于无对时修正法（方法1）、传统参考相量法（方法2）和本文所提方法（方法3）对阶段1 至阶段2、阶段2至阶段3 这2 种负荷波动情况下的M、N端剩余电流差值进行计算，结果如附录A 图A5 所示，剩余电流差值的最大值如图5所示，图5中的理论结果为漏电流的幅值。

图5 M、N端剩余电流最大差值Fig.5 Maximum difference between residual current on Terminal M and N

由计算结果可知：方法1 未进行信号同步，其差流计算结果与理论结果相差最大；方法2 中由于未考虑负荷波动的影响，其差流计算误差高于方法3；方法3 的剩余电流差值计算结果与理论结果最为接近。由此可知，本文所提方法能够很好地解决采集延时及负荷波形影响下的双端信号同步问题，其所得结果与理论计算结果之间的误差主要来自于噪声影响。

5 应用实例

5.1 500 kV变电站的漏电流监测系统运行情况

自2019 年起，为结合变电站智能运维建设，江苏省内多座500 kV 变电站安装了漏电流监测系统。本文以2021 年12 月某500 kV 变电站2 条长段动力电缆的漏电流监测数据为例对本文所提方法进行有效性分析。变电站长段动力电缆的漏电监测拓扑如附录A 图A6 所示。针对图中的测试支路1 的漏电流监测系统误告警情况对比如表2所示。

由表2可见：由于方法1未考虑两端电气量存在的相位差，其剩余电流的计算结果误差较大，共发生误告警14次；方法2纠正了两端信号的相位差，实现了对时修正，计算精度相对方法1 有了大幅的提高，但该方法易受到负荷波动的影响，无法满足单相漏电判断对于差流计算精确度的要求，最终出现了2次单相漏电误告警；本文所提改进参考相量同步法建立了更为准确的对比基准，弥补了传统参考相量同步方法的缺陷，降低了交流负荷波动对同步相位差计算的影响，3 种误告警的发生次数均为0，修正效果达到最佳。

表2 漏电流监测系统的误告警情况结果对比Table 2 Comparison of false alert of leakage current monitoring system

需要指出的是，为保证漏电判断具有足够的灵敏性，本文将IT设置得较小，这也使得在此门槛值下，系统并未发生漏告警的情况。

5.2 具体案例分析

进一步地，对图A6 中测试支路1 的一段监测数据及差流计算结果进行分析，相关数据见附录A 表A1，表中Questionable表示“两端电流信号存在，对比基准异常”。由表可见，通道状态为Questionable，因相位差导致两端差流增大，在该情况下，传统无对时修正方法将判断为两端剩余电流差值越界而误发告警，而采用本文方法进行修正后，判断端剩余电流差值数值正常，从而避免了误告警。

最后，对测试支路1、2 在一个月内漏电监测系统执行的模式切换及漏电判断情况进行统计，结果如表3 所示，表中给出了在图4 所示的4 种状态下的漏电判断模式切换情况。

表3 测试支路的模式切换及漏电判断情况Table 3 Mode switching and leakage current judgment of two test branches

对表3进行分析，可得到以下结论。

1）2 条测试支路由于通信延时、通信信号丢失等原因，在测试期内分别发生十余次模式切换。

2）由方法1 的潜在告警次数可知，本文所提方法在测试支路1、2 上分别减少了漏电流越限的误报警11、12次。

3）在测试期内分别发生了8 次单端信号丢失，其中4 次为负荷侧信号丢失，4 次为电源侧信号丢失。针对以上8 次信号丢失的情况，漏电判断系统均相应地进行了监测模式切换，并通过阈值补充判据完成了漏电情况的判断，有效缓解了由单端信号丢失导致的漏电监测系统失效的问题。

4）对于监测异常的情况，系统也及时发出了告警提示，为二次运检人员的检修工作提供了明确的指导方向。

6 结论

本文提出了一种低通道依赖的漏电流监测方法。该方法在信号同步计算中减轻了负荷波动对对比基准计算的影响，提高了剩余电流差值计算的准确性。同时，对于变电站内漏电监测系统可能出现的非理想监测状态，如单端信号丢失或双端信号均丢失的情况，该方法能够根据不同的信号接收状态，切换对应的漏电判断模式，即常规测量模式、负荷漏电模式、全支路漏电模式、故障处理模式，并给出准确的漏电状态判断结果。

通过仿真算例及江苏某500 kV 变电站漏电监测数据的分析对本文所提方法的准确性进行了验证，结果表明，本文所提方法的判断准确度相比传统方法有了较大的提高，可有效避免三相、单相及其他漏电故障误报，解决了工程实际中电缆漏电判断对监测信息完整性高度依赖的问题，有效提高了长段动力电缆漏电监测系统的可靠性，提升了变电站长段动力电缆绝缘状况的监测水平。

附录见本刊网络版（http：//www.epae.cn）。