图1 正向故障示意图
Fig.1 Diagram of the forward fault condition
摘要 为提升超高压交流线路出口故障的动作速度，提出一种基于低频电气量的出口故障快速保护方案，该方案由高速方向元件和出口故障快速识别元件构成。其方向元件利用系统等值阻抗上“测量电压降落”和“计算电压降落”的变化趋势确定故障方向；通过比较“故障残压”和“整定电压”在故障后一段时间内绝对值积分，快速判断是否发生出口故障。利用低频电气量降低了对采样率的要求；基于输电线路等传变原理，提出了克服电容式电压互感器暂态传变特性对出口故障快速识别元件影响的方法。仿真分析表明该出口故障快速动作方案能够快速可靠地判断出口近区故障方向，实现出口金属性故障快速切除。
关键词：出口故障 快速保护 低频电气量 时域
距离保护在超高压交流线路中得到广泛应用，基于稳态工频相量的距离保护受到相量提取算法数据窗的限制[1]，动作速度的提升存在瓶颈。为提升距离保护的动作速度，基于解微分方程算法的距离保护受到关注[1-5]。然而基于解微分方程算法的距离保护在交流线路出口近区故障时存在死区，需要配置专门的方向元件。目前，通常采用极化电压与记忆电压比相的方向元件判断故障方向[6]，动作速度可能超过一个工频周期，难以满足超高压交流线路快速隔离故障的需求。
出口近区故障，核心是故障方向的识别。为提升方向元件的动作速度，众多学者开展了大量的研究工作[7-26]，提出了基于故障暂态高频分量[7-16]和故障暂态低频分量[17-26]的快速方向元件。
基于故障暂态分量的行波方向元件所需数据窗短，动作速度快，受到广泛关注[7-10]。主要包括行波极性比较式[7]、行波能量比较式[8]、行波幅值比较式[9]及波阻抗方向继电器[10]等。输电线路发生故障后，产生的故障行波在系统多次折反射会形成高频暂态量[11-13]，利用高频暂态量中丰富的故障信息可以构建高速暂态量方向元件[14-16]。文献[14]通过构造故障分量能量函数判断故障方向；文献[15]采用中值滤波根据前行波与反行波时域能量比确定故障方向；文献[16]利用故障暂态电流能量差异判别故障方向。然而，基于暂态高频分量的方向元件易受到雷电波、操作波等电磁暂态信号影响，同时电容式电压互感器（Capacitor Voltage Transformer, CVT）无法有效传变高频电压信号，因此基于暂态高频分量的方向元件实用化仍面临巨大挑战[7]。
从工程实用化的角度出发，一些学者针对利用低频电气量的高速方向元件展开研究。传统的工频变化量方向元件虽然具有不受负荷状态及系统振荡影响等优点[17-20]，但是其动作速度会受到滤波器延时的影响[23-26]；文献[21-22]提出基于系统参数识别的快速方向元件；文献[23]利用故障前电压和故障分量电流之间的极性关系判别故障方向；文献[24]利用故障前电流和故障分量电流之间的极性关系判别故障方向；文献[25]基于瞬时无功理论提出一种功率方向元件；文献[26]利用故障发生后一段时内保护安装处电压和电流突变量的极性判别故障方向。
上述快速方向元件大多缺乏与之配合的出口近区故障快速识别元件，无法实现出口故障快速动作。针对上述问题，本文提出一种基于低频电气量的交流线路出口故障快速保护方案，利用系统阻抗上“测量电压降落”和“计算电压降落”在正向和反向故障时变化趋势的差异确定故障方向，同时提出一种出口故障快速识别元件，通过方向元件与故障快速识别元件相互配合实现出口故障快速动作。
以图1所示的典型双端电源单相系统为例进行分析。
图1 正向故障示意图
Fig.1 Diagram of the forward fault condition
假设线路M侧发生正向故障，定义M侧保护背侧等值阻抗
上“测量电压降落”
为
（1）式中，T为工频周期，T=20ms；
为故障后M侧等值电源的电压；
为故障后实际测量电压。
定义等值阻抗上“计算电压降落”
为
（2）式中，
为故障后保护安装处的测量电流；L为背侧系统等值阻抗的电感；R为背侧系统等值阻抗的电阻。
式（1）和式（2）均是故障后系统等值阻抗上的电压降落，因此存在
（3）
由式（3）可以看出，发生正向故障时，和故障后完全一致。
虽然M侧电源等值电动势无法直接获得，由于同步机故障后一段时间内（一般40ms内）可视为恒定电势源，故可用M侧电源记忆电动势来代替[17]，即
（4）式中，
为M侧电源的记忆电动势，用故障前一个周波的电压代替，为描述方便以下标j表示，即
。
用保护安装处记忆电压和记忆电流可以获得M侧电源记忆电动势，即
（5）式中，
和
分别为M侧保护安装处记忆电压和记忆电流，保护安装处故障前一个周波测量的电压和电流代替。
将式（4）和式（5）代入式（1）中，可得
（6）以图2所示的典型双端系统为例进行分析。
图2 反向故障示意图
Fig.2 Diagram of the reverse fault condition
假设线路M侧发生反向故障，设流过保护M侧安装处的故障电流为
，定义线路阻抗
和系统等值阻抗
上“测量电压降落”
为
（7）定义线路阻抗和系统等值阻抗上“计算电压降落”
为
（8）
式中，LL和RL分别为线路电感和电阻；LW和RW分别为等值阻抗的电感和电阻；
为故障后保护安装处的测量电流。
式（7）和式（8）均是故障后系统等值阻抗和线路阻抗上的电压降落，则故障后存在
（9）
由式（9）可以看出，发生反向故障时，和故障后完全一致。
同理，故障后N侧电源等值电动势可用故障前记忆电压和记忆电流计算获得，即
将式（10）代入式（7）中，可得
（11）
由式（3）和式（9）可以看出，正向出口故障时，和具有相同的变化趋势；反向出口故障时，和具有相同的变化趋势。因此可以利用该特性构建出口故障方向元件判据。
上述分析是基于单相系统，针对三相系统需要根据线路阻抗矩阵计算对应的“测量电压降落”和“计算电压降落”。针对单相接地故障，采用故障相电压和电流进行计算；针对相间故障，采用相间电压和电流进行计算；针对三相故障，采用相间电压和电流进行计算。
为比较“测量电压降落”和“计算电压降落”的变化特性，引入波形相关系数式（12）。
（12）式中，
为时域波形
在i时刻采样值；
为时域波形
在i时刻采样值；N为数据窗长度；
、
分别为数据窗内的平均值，
，
。
波形相关系数具有以下性质：如果
，其中k为正实数，b为任意实数，则
；如果
，则
。
因此，可根据“测量电压降落”与“计算电压降落”波形相关系数判断故障方向，具体的判据为
（13）式中，
为设定的门槛。考虑测量和计算存在的误差以及可靠系数，设置为0.5。
提出的故障方向判别方法需要系统等值阻抗参数，实际上系统等值阻抗难以准确计算。另外，在实际电网运行过程中，存在运行方式的调整，其对应的等值阻抗参数也会随着系统运行方式调整而发生变化。因此本节将分析所提故障方向判别元件对系统等值阻抗变化的适应性。
以M侧发生正向出口短路故障为例进行分析，设用于计算“测量电压降落”和“计算电压降落”的系统等值阻抗参数分别为Rc和Lc。
设
，
，则计算的“测量电压降落”为
（14）“计算电压降落”为
（15）
根据式（4）和式（5），可得
将式（14）和式（15）代入式（16），可得
（17）
如果计算用的等值阻抗参数与实际系统的等值阻抗参数相同，即
，
，根据式（17）可知，此时。
定义误差电压
为
（18）通常系统电抗远大于系统电阻，故误差电压近似为
（19）
一般认为故障后电流变化率远大于故障前电流，式（19）可近似为
（20）将式（20）代入式（15），可得
（21）
将式（21）代入式（17）可得
（22）由式（22）可知，若
，则
；若
，则
。实际上只要保证
，此时
，就能够保证保护判据不发生误判。计算用的系统等值阻抗可以根据电网最大运行方式下系统等值阻抗
和最小运行方式下系统等值阻抗
综合确定，为保证判据的灵敏度，计算用系统等值阻抗由式（23）确定。
（23）
根据式（23）确定的计算用系统等值阻抗，可以获得变量h的范围为
（24）根据式（12）定义的波形相关系数，当
时，
。虽然系统等值阻抗变化会引起变量h变化，根据式（24）可知此时变量h满足恒大于零的条件，因此不会对判据造成影响。上述分析结论对于反向故障条件下和变化趋势的影响同样适用。
在实际运行过程中，系统等值阻抗变化是有限的，因此系统等值阻抗的变化对提出的判据影响不大，这就意味着提出的出口故障方向元件无需根据系统等值阻抗变化重新设定门槛值，增强了判据的实用性。
为避免所提出的方向元件在正向区外故障时发生误动，需要配置出口故障快速识别元件。以图3所示的典型双端系统进行分析，图中线路MN为被保护线路，以M侧保护为例，出口近区故障保护范围设置为被保护线路全长的30%，如图3中L点和R点。
图3 出口故障识别元件原理示意图
Fig.3 Principle of the auxiliary element
定义“整定电压”
为
（25）式中，l和r分别为被保护线路单位长度的电感和电阻；
为故障后保护安装处测量电流；
设置为被保护线路全长的30%。
定义“故障残压”
为
（26）式中，
为故障后保护安装处测量电压；
为故障点电压。
考虑金属性故障，
，此时存在
（27）式中，
为故障距离。
当出口近区内部发生故障时，如图3a所示，此时
，则的模值大于的模值；当发生非出口近区故障时，如图3b所示，此时
，则的模值小于的模值。
根据上述特点，利用故障后和较短时间内绝对值的积分大小，即可快速判断是否发生出口近区故障。出口故障快速识别元件判据为
（28）式中，t0为故障发生时刻；
为数据窗长度。
目前，超高压交流线路大多采用CVT测量电压，当发生出口近区故障时，CVT暂态过程尤为严重，在CVT暂态过程中式（27）不再成立，因此会影响提出的出口故障识别元件的动作速度。
根据输电线路等传变理论[5]，将计算的电流和故障点电压
均通过虚拟数字CVT传变环节即可有效克服CVT暂态过程的影响。具体分析如下：
故障点电压需要通过虚拟数字CVT处理，实际上由于故障点是未知的，因此需要重新构造故障点电压。考虑出口近区故障，故障前故障点电压与保护安装处电压基本相同，因此用保护安装处的电压代替故障点故障前电压；故障后故障点电压为零，即
（29）将式（29）的重新构造的故障点电压经过虚拟数字CVT处理后，代入式（26）中计算，可得
（30）
式中，下标“cvt”表示经过CVT处理。
根据输电线路等传变理论，此时
可表示为
（31）式中，
为经过虚拟数字CVT处理的电流。
此时将计算“整定电压”的电流经过虚拟数字CVT处理，则式（25）修正为
（32）则
和之间的关系仍满足
（33）
通过上述分析可知，通过对故障点电压重构并经过虚拟数字CVT处理，同时将计算“整定电压”的电流经过虚拟数字CVT处理，式（33）在CVT暂态期间仍保持成立，不影响故障快速识别元件的动作速度。
在PSCAD中搭建如图4所示典型的500kV输电线路，线路长度为150km，M侧系统参数和N侧系统参数见附表1，单位千米线路参数见附表2，CVT结构如附图1所示，参数见附表3。规定电流方向以母线指向线路为正方向。以M侧保护为例，设置反方向出口故障F1，正方向出口故障F2。采样率为5kHz，出口故障识别元件的数据窗长度建议选择为3ms。若保护采样率较低，为提升所提算法的可靠性，出口故障识别元件的数据窗长度的选择应适当增长。考虑CVT传变特性的影响，本文所提算法考虑的电气量频率不超过300Hz。
图4 仿真系统单线图
Fig.4 Single line diagram of simulation system
以0.3s时F2处发生三相短路故障为例，图5给出了出口故障识别元件仿真结果。
图5 出口故障识别元件仿真结果
Fig.5 Simulation results of outgoing fault detection element
从仿真结果中可以看出，未经过等传变处理时，出口故障识别元件受到CVT暂态传变特性的影响，在故障后十几ms内判断结果并不稳定；经过等传变处理后有效减小了CVT暂态传变特性的影响，在故障后3ms可以准确判断是否发生了出口故障。
在距M侧50km处设置三相短路故障，故障时刻设置为0.3s，出口故障识别元件计算结果如图6所示。
图6 50km处故障时出口故障识别元件仿真结果
Fig.6 Simulation results of outgoing fault detection element under the 50km fault length conditions
被保护线路长度为150km，设置出口近区故障保护范围为被保护线路长度的30%，即45km。当50km处发生故障时，出口故障识别元件计算结果判断为非出口近区故障。说明提出的出口故障识别元件能够在故障后3ms内快速识别是否发生出口近区故障。
考虑M侧出口正向和反向故障，即故障点设置在F1和F2处，故障时刻设置为0.3s，故障类型为三相短路故障，ab相间方向元件计算结果如图7所示。
图7 三相故障时方向元件仿真结果
Fig.7 Simulation results of the directional element
由图7可以看出，正向故障时，u1(t)与u2(t)基本一致，u3(t)与u4(t)变化趋势近似相反；反向故障时，u3(t)与u4(t)基本相同，u1(t)与u2(t)变化趋势近似相反。从图中可以看出，u3(t)与u4(t)并非完全一致，这是由于采用输电线路RL模型计算u3(t)和u4(t)，未考虑分布电容电流的影响。从仿真波形可以看出，忽略分布电容电流带来的误差并不影响u3(t)与u4(t)的变化趋势，因此不会影响保护判据。
方向元件判据时间窗选择为3ms，正向故障时u1(t)与u2(t)相关系数为1.00，u3(t)与u4(t)相关系数为-1.00；反向故障时，u1(t)与u2(t)相关系数为-0.972，u3(t)与u4(t)相关系数为0.974。说明本文提出的方向元件利用故障后3ms的数据可快速判别故障方向。结合出口故障识别元件判别结果，可以实现出口近区故障快速切除。
上述仿真结果仅验证了提出的低频量方向元件和出口故障识别元件在三相短路故障条件下的性能，设置不同故障类型进一步验证本文提出的出口故障快速动作方案的性能。
图8和图9分别为A相金属性接地故障时，方向元件和出口故障识别元件的仿真结果，故障时刻设置为0.3s。由图8可以看出，正向故障时u1(t)与u2(t)基本一致，相关系数为1.00；u3(t)与u4(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.967。反向故障时，u3(t)与u4(t)基本相同，相关系数为0.982；u1(t)与u2(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.986。利用故障后3ms的数据即可快速判别故障方向。
图8 单相接地故障时方向元件仿真结果
Fig.8 Simulation results of the directional element under single-phase to earth fault conditions
图9 单相接地故障时出口故障识别元件仿真结果
Fig.9 Simulation results of outgoing fault detection element under single-phase to earth fault conditions
由图9可以看出，发生出口故障后，
绝对值积分远大于
的绝对值积分，在故障后3ms即可快速识别是否发生了出口近区故障。通过方向元件和出口故障识别元件配合，可实现在故障后3ms快速切除出口故障。
图10和图11分别为AB相间短路故障时，方向元件和出口故障识别元件的仿真结果，故障时刻设置为0.3s。由图10可以看出，正向故障时u1(t)与u2(t)基本一致，相关系数为0.999；u3(t)与u4(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.999。反向故障时，u3(t)与u4(t)基本相同，相关系数为0.991；u1(t)与u2(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.990。利用故障后3ms的数据即可快速判别故障方向。
图10 相间故障时方向元件仿真结果
Fig.10 Simulation results of the directional element under phase to phase fault conditions
图11 相间短路故障时出口故障识别元件仿真结果
Fig.11 Simulation results of outgoing fault detection element under phase to phase fault conditions
由图11可以看出，发生出口故障后，
绝对值积分远大于
的绝对值积分，在故障后3ms即可快速识别是否发生了出口近区故障。通过方向元件和出口故障识别元件配合，可实现在故障后3ms快速切除出口故障。
图12和图13分别为BC相间短路故障时，方向元件和出口故障识别元件的仿真结果，故障时刻设置为0.3s。由图12可以看出，正向故障时u1(t)与u2(t)基本一致，相关系数为0.999；u3(t)与u4(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.999。反向故障时，u3(t)与u4(t)基本相同，相关系数为0.992；u1(t)与u2(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.991。利用故障后3ms的数据即可快速判别故障方向。
图12 相间短路故障时方向元件仿真结果
Fig.12 Simulation results of the directional element under double phase to earth fault conditions
图13 相间短路故障时出口故障识别元件仿真结果
Fig.13 Simulation results of outgoing fault detection element under double phase to earth fault conditions
由图13可以看出，发生出口故障后，
绝对值积分远大于
的绝对值积分，在故障后3ms即可快速识别是否发生了出口近区故障。通过方向元件和出口故障识别元件配合，可实现在故障后3ms快速切除出口故障。
仿真分析表明，本文提出的出口故障快速动作方案，利用故障后3ms的数据即可快速判别各种类型的出口近区故障，实现出口近区故障快速跳闸。
电网运行过程中，运行方式会发生变化，系统等值阻抗亦会随之改变。为验证系统等值阻抗变化对保护原理的影响，采用系统真实等值阻抗的0.5倍和2倍分别作为计算用的系统等值阻抗，计算的“测量电压降落”与“计算电压降落”如图14和图15所示。
图14 计算用阻抗为真实阻抗的0.5倍
Fig.14 Calculation impedance with 50% of actual system impedance
图15 计算用阻抗为真实阻抗的2倍
Fig.15 Calculation impedance with 200% of actual system impedance
由图14可以看出，当计算用系统等值阻抗为真实系统阻抗的0.5倍时，正向故障条件下u1(t)的幅值大于u2(t)的幅值，但是u1(t)与u2(t)变化趋势仍相同。根据第2节理论分析，此时
，因此h＞1，则u1(t)幅值大于u2(t)的幅值，与理论分析一致。利用故障后3ms数据，此时正向故障时，u1(t)与u2(t)相关系数为0.999，u3(t)与u4(t)相关系数为-0.999；反向故障时，u1(t)与u2(t)相关系数为-0.994，u3(t)与u4(t)相关系数为0.994。
由图15可以看出，当计算用系统等值阻抗为真实系统阻抗的2倍时，正向故障条件下u2(t)的幅值大于u1(t)的幅值，但是u1(t)与u2(t)变化趋势仍相同。根据第2节理论分析，此时
，但是仍满足
的条件，故u2(t)幅值大于u1(t)的幅值。利用故障后3ms数据，此时正向故障时，u1(t)与u2(t)相关系数为1.00，u3(t)与u4(t)相关系数为-0.999；反向故障时，u1(t)与u2(t)相关系数为-0.993，u3(t)与u4(t)相关系数为0.994。
由图14和图15可以看出，提出的保护判据对系统等值阻抗的变化不敏感，无需根据系统运行方式变化调整计算用系统等值阻抗值，对系统运行方式变化具有一定的适应性。
为进一步验证过渡电阻对所提保护算法的影响，以F2处发生A相接地故障为例进行仿真分析，过渡电阻分别设置为20Ω和50Ω，方向元件和出口故障识别元件的仿真结果分别如图16和图17所示，故障时刻设置为300ms。
图16 过渡电阻为20Ω的仿真结果
Fig.16 Simulation results with 20Ω fault impedance
图17 过渡电阻为50Ω的仿真结果
Fig.17 Simulation results with 50Ω fault impedance
由图16a可以看出，当过渡电阻为20Ω时，在故障后3ms，绝对值积分大于的绝对值积分，出口故障识别元件判断发生了出口近区故障。由图16b可以看出，故障后u1(t)与u2(t)基本一致，相关系数为1.00；u3(t)与u4(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.987。此时方向元件判断发生了正方向故障。
由图17a可以看出，当过渡电阻为50Ω时，在故障后11ms，绝对值积分大于的绝对值积分，此时出口故障识别元件判断发生了出口近区故障。由图17b可以看出，故障后u1(t)与u2(t)基本一致，相关系数为0.995；u3(t)与u4(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.957。利用故障后3ms的数据，方向元件判断发生了正方向故障。
上述仿真说明过渡电阻会影响出口故障识别元件的性能，当过渡电阻较大时，出口故障识别元件动作速度会变慢。实际上，本文提出的算法目的是提升超高压交流线路出口近区这类严重故障的切除速度，当发生过渡电阻较大的出口短路故障时，对故障切除速度的要求相对较低，可由被保护线路配置的其他保护切除。
现有500kV线路长度差异比较大，为进一步验证线路长度对所提保护算法的影响，分别设置50km的较短线路和300km的长线路进行分析。以F2处发生A相接地故障为例，故障时刻设置为0.3s，仿真结果分别如图18和图19所示。
图18 50km线路仿真结果
Fig.18 Simulation results with 50km line length
图19 300km线路仿真结果
Fig.19 Simulation results with 300km line length
由图18a可以看出，当线路长度为50km时，在故障后3ms，绝对值积分远大于的绝对值积分，出口故障识别元件判断发生了出口近区故障。由图18b可以看出，故障后u1(t)与u2(t)基本一致，相关系数为0.989；u3(t)与u4(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.961。此时方向元件判断发生了正方向故障。说明提出的保护算法应用在较短线路中时仍具有较好的性能。
由图19a可以看出，当线路长度为300km时，在故障后3ms，绝对值积分远大于的绝对值积分，出口故障识别元件判断发生了出口近区故障。由图19b可以看出，故障后u1(t)与u2(t)基本一致，相关系数为0.979；u3(t)与u4(t)变化趋势近似相反，相关系数为-0.958。此时方向元件判断发生了正方向故障。说明提出的保护算法应用在较长线路中时仍具有较好的性能。
上述仿真说明，所提保护算法的性能不受线路长度的影响，在较短线路和长线路中均具有较好的性能。
为加速交流线路出口近区故障的切除速度，提出一种基于低频电气量的出口故障快速保护方案。利用系统等值阻抗“测量电压降落”和“计算电压降落”故障后的变化趋势确定故障方向。理论分析表明，保护安装处背侧系统等值阻抗上“测量电压降落”和“计算电压降落”在正向故障时变化趋势相同，在反向故障时变化趋势相反。结合出口故障快速识别元件，实现交流线路出口故障的快速切除。采用低频电气量，可以降低对采样率的要求，同时提升了抗干扰能力。仿真结果表明，提出的出口故障快速动作方案仅利用故障后3ms的数据即可实现出口金属性故障快速切除。
附表1 系统等值电源参数
App.Tab.1 The parameters of the equivalent source
参数数值 M侧系统电动势/kV525∠30° 正序内电阻/W0.42 正序内电感/H0.106 零序内电阻/W0.188 零序内电感/H0.036
（续）
参数数值 N侧系统电动势/kV500∠0° 正序内电阻/W0.63 正序内电感/H0.16 零序内电阻/W0.28 零序内电感/H0.054
附表2 单位千米线路参数
App.Tab.2 Parameters of the transmission line
参数数值 0.021 0.898 0.013 0.115 2.289 0.005
附图1 CVT等效电路
App.Fig.1 Equivalent circuit of CVT
附表3 CVT等效电路参数
App.Tab.3 Equivalent circuits parameters of CVT
参数数值 主电路L1/H142.13 R1/kW1.95 Ce/mF0.078 6 阻尼器Cf/mF0.015 9 Lf/H639.58 rf/kW6.0 Rf/kW131.8 负载和中间变压器Rb/kW1 352.0 Lb/H3 229.3 Rm/kW12 400 Lm/H68 100
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A High Speed Protection Scheme for Outgoing Line Fault of HVAC Transmission Lines Based on Low Frequency Components
Abstract To increase the operation speed of relays under the outgoing line fault conditions, this paper proposed a high-speed operation strategy based on the low-frequency transient component. The proposed method consists of two parts: the high-speed directional element and the fast outgoing line fault detection element. The measurement voltage drop and calculation voltage drop on the system equivalent impedance from relay location to backside equivalent power sources are introduced to detect the fault direction. By comparing the integration of the absolute values of residual voltage and setting voltage during a short time after the fault, the outgoing fault can be detected rapidly. The main advantage of the proposed method is its high reliability, because this method would not be affected by the high-frequency component. To overcome the impact of the capacitor voltage transformer transient characteristics on the outgoing line fault detection element, an effective method based on equal transfer processes is also presented. Finally, an extensive performance evaluation using PSCAD/EMTDC simulation corroborates the effectiveness of the proposed method. Simulation results show that the proposed method has the high operation speed under the outgoing line fault conditions.
keywords：Outgoing line faults, high speed protection, low frequency components, time domain
中图分类号：TM71
DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.190483
国家重点研发计划（2016YFB0900600）和国家自然科学基金（51877090）资助项目。
收稿日期2019-04-25
改稿日期 2020-01-23
陈 玉 男，1990年生，博士，研究方向为输电线路继电保护以及电力电子在电力系统中的应用。E-mail：ChenYu_Huster@hust.edu.cn
王 祯 女，1994年生，博士研究生，研究方向为电力系统继电保护以及电力电子在电力系统中的应用。E-mail：wangzhen2016@hust.edu.cn（通信作者）
（编辑 赫蕾）