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第三章田林212馈线串联电容补偿装置及相关设备参数┄┄┄10

3.1田林变电所内的串联电容补偿装置┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄10

3.2装设于潞城站区间的串联电容补偿┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄11

3.3接触网类型┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄12

3.4变电所所内设备┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄12

第四章串补对接触网的影响┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄13

4.1装设串补装置后造成接触网硬点产生，易产生大电流和电弧┄13

4.2串联电容补偿装置可能造成谐振┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄13

4.3增加了对串联电容补偿装置的维修、管理的不方便┄┄┄┄13

第五章串补对牵引变电所保护装置的影响┄┄┄┄┄┄┄┄┄14

5.1串联电容补偿装置造成馈线保护装置拒动┄┄┄┄┄┄┄┄14

5.1.1牵引变电所馈线保护装置WKH—3A的工作原理┄┄┄┄┄┄┄┄14

5.1.2串联电容补偿装置造成馈线保护装置拒动┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄14

5.2串联电容补偿装置造成故障测距装置错误┄┄┄┄┄┄┄┄┄17

第六章改进措施┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄17

6.1主接线的改进┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄17

6.2变电所保护装置的改进┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄18

6.2.1馈线保护改进算法┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄18

6.2.2扩展馈线阻抗保护的保护范围┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄18

6.2.3使用辅助参数对故测距离进行判断┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄18

第七章结论┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄┄19

第一章摘要

本文通过对具有代表性的田林变电所211馈线上的串联补偿装置的工作原理、主接线、控制回路等进行研究，分析串联补偿装置对接触网、电力机车、牵引变电所的影响，并提出通过修改串联电容补偿装置的主接线、修改保护装置整定值和应用新技术等综合措施，在保证提高接触网电压效果不变的情况下，使串联电容补偿装置的不良影响降到最小。

关键词串联电容；

提高网压；

综合措施

引言

南昆铁路于1997年11月30日全线开通投入运营，属于国家Ⅰ级电气化铁道干线，是西南地区货物出海的大通道，开通以来，运输的货物呈翻倍递增，客货运量增长速度较预期快很多。

随着列车对数、运行速度和牵引吨数的提高，使得南昆线原有的设计已不能满足运输增长的需要，牵引供电系统作为电气化铁路主要组成部分，随着列车密度的增加、牵引吨位的提高，牵引供电系统在设计中存在的问题就突现出来，成为了限制南昆线运输能力的主要“瓶颈”，由于南昆线地处山区、坡度大的特点，线上列车密度增加、牵引吨位提高后，接触网网压过低尤为明显，多次造成列车坡停事故，根据存在的这一主要问题，1999年，铁路局进行了南昆线牵引供电系统扩能工程改造，采取了更换大容量主变压器、载流承力索以及在馈线上增加串联电容补偿装置等一系列措施。

改造之后，确实解决了南昆线运能这一主要矛盾，但是由于安装了串联电容补偿装置，出现的这样的问题：

其主要表现为容易烧断接触网分段处导线和引起分段器击穿、影响牵引变电所馈线阻抗保护和故测仪精度、使机车承受过高电压、增加了维修、管理的不方便等几方面。

由于这些影响往往伴随着牵引供电系统故障（如接触网短路）的出现，往往被归结为故障造成的影响，而没有对串联电容补偿装置在其中发挥的作用进行综合分析。

本文针对这些问题并通过长期在串联电容补偿装置运行方面进行研究，以比较具有代表性的田林变电所211馈线串联电容补偿装置为例，对串联电容补偿装置产生的影响及如何减少影响的若干问题专门作了探讨。

第二章串联电容补偿装置的工作原理

供电系统由于阻抗及负荷而导致供电电压降低，其降低的数值称为电压损失。

牵引系统的电压损失主要由两部分组成：

牵引变电所的电压损失和牵引网的电压损失。

牵引变电所的电压损失主要为主变的绕组上的电压降和一、二次电磁互感产生的能量损失，当二次侧负荷达到额定时，由于电流的增大，在主变二次侧绕组产生的压降就更加大，随着南昆线运能不断增加，牵引负荷已达到或超过的牵引主变的额定容量，因此路局在1999年的扩能改造中，把南昆线9个变电所的主变更换到大容量、节能型变压器，这是减少牵引变电所电压损失的主要措施。

牵引网的电压损失主要受接触网材质、悬挂方式，供电臂长度、列车密度的影响。

当供电臂长度、接触网材质、悬挂方式一定时，牵引网电压损失随着牵引负荷的增大而增大。

现实中的运量增长使牵引负荷的增大和电力系统供电电压的不稳定，在实际运行中常常可能出现牵引网电压低于电力机车最低允许电压的情况，机车不能运行，尤其在百色以西下行方向，由于上坡，往往造成机车坡停。

2.1基本原理

我国电气化铁道运行经验证明，必要时在牵引变电所二次馈线上串联电容补偿是改善牵引网电压行之有效的方法，这是由于牵引负荷造成的电压损失主要是电感性的，所以，若在供电臂的始端或中间串入集中式电容器，就可以减少电压损失，达到提高供电臂电压水平的目的。

为了便于分析，设牵引变电所装设单相接线牵引变压器，则牵引供电系统的等效电路如图1.1所示。

图1.1牵引供电系统等值电路图

其中，R＋jX为牵引网阻抗，XT为牵引变压器电抗，XC为串联补偿电容器组电抗，I为牵引负荷电流，功率因数为cosφ。

未投入串补时，牵引供电系统的电压损失为

ΔU=I[Rcosφ+（XT+X）sinφ]（V）（1－1）

补偿后，牵引供电系统的电压损失为

ΔU′=I[Rcosφ+（XT+X－XC）sinφ]（V）（1－2）

由式（1-2）减式（1-1），可得牵引负荷电流通过串联电容器组时的电压损失为

ΔUc=ΔU′－ΔU=－IXcsinφ（V）（1－3）

串联电容器组的补偿作用如图1.2所示。

图1.2串联电容器组的补偿作用

通过分析式（1-3）可知，由于容抗Xc的符号与感抗XT、X相反，抵消XT、X中的一部分，使得牵引网总的电抗值变小，由电抗造成的电压损失也相应减小，故牵引网电压的提高。

由图可看出，装设串联于供电臂的电容器补偿的电压在安装处提高了ΔUc值。

由式（1-3）可知，牵引负荷电流I通过电容器组时产生的电压损失ΔU为负值，也表明在牵引馈线中串联电容器组之后，供电臂电压得到补偿，并且与馈线电流成正比。

馈线电流（机车取流）越大，补偿越多；

馈线电流越小，补偿越少；

馈线电流等于0，补偿为0（不补偿）实现无惯性补偿电压。

这正是改善供电臂电压水平所需要的特性，亦即串联电容补偿的突出优点。

2.2主接线

串联电容补偿装置的容抗与牵引网的感抗串联，虽然能够使牵引网电压得到补偿，但也使牵引网短路时回路总阻抗减小。

因此，如果不对串补电容补偿装置采取必要的措施，那么牵引网短路电流稳态值可能很大。

当该短路电流流经串联补偿电容时，电容器上的电压可能升高到危及极板间绝缘的数值。

所以，必须针对这种情况采用适当的保护措施，以便在串联补偿电容器上将要出现危险过电压时，能够瞬时地把串联补偿电容器组旁路，撤出短路电流回路。

串联电容补偿装置的主接线方式，必须满足上述保护措施的要求；

同时还必须满足便于电容器组的投入、撤出运行以及试验、维护的安全要求。

可满足上述要求的串联电容补偿装置的典型主接线方式如图2.1所示。

图2.1

主要由串联补偿电容器组C、隔离开关G1、G2、G3、保护间隙JX、旁路断路器DL、阻尼电阻R、阻尼电抗器L和电流互感器LH等组成。

当串联补偿电容器组C撤出运行时，G1、DL闭合，G2、G3断开，牵引供电臂中无串联电容补偿；

当投入C运行时，G2、G3闭合，G1、DL断开，牵引供电臂中有串联电容补偿。

2.3串联电容补偿装置的保护

在串联补偿电容器组C投入运行的情况下，当牵引网或电力机车短路时，只要电容器组的电压升高到一定值，保护间隙JX就被击穿，给短路电流形成一个旁路回路。

如果是电力机车内部短路，机车主断路器跳闸后，牵引变电所馈线断路器可能不跳闸，保护间隙的电弧将由其他电力机车的负荷电流维持，这将导致保护间隙故障。

为避免这种情况，串联电容补偿装置要加装旁路断路器。

只要保护间隙回路存在电流，该断路器就能合闸。

电容器上经常出现过电压会使其寿命缩短。

因此，应适当降低保护间隙的整定值，使它不超过3倍电容器额定电压。

保护间隙的整定电压值也不能小于一定数值，以免击穿次数过多，引起电容器组频繁放电。

一般取保护间隙整定电压值不小于2.5倍电容器额定电压。

这样整定后，保护间隙将在该供电臂发生短路的第一个四分之一周期内击穿。

此时电容器组先是被击穿的保护间隙随后改由合闸的旁路断路器旁路，并被撤出短路回路。

这整个与牵引网无串联电容补偿时发生短路情况几乎没有什么区别，短路电流也受到了限制。

旁路断路器DL是由接于保护间隙回路电流互感器LH二次测的电流继电器常开接点闭合而合闸的。

为了避免损坏保护间隙，无论其回路电流数值多大，旁路断路器都应合闸。

为了说明阻尼电阻R和阻尼电抗器L的作用原理，将图2.1画成图2.2。

图2.2

其中L1表示回路连线的分布性电感。

当保护间隙JX被击穿时，或者当旁路断路器DL合闸时，电容器组C放电。

在放电回路中总具有分布性电感，其值约为每米导线1.0微亨～2.5微亨。

如果放电回路的总电阻大于临界阻抗值2

，则放电过程具有非周期性。

如果放电回路的电阻很小，则回路的总电阻很小，电容器的介质损失也很小，则回路的总电阻可能小于2

，放电过程将是周期性的，放电电流频率可达1kHZ，其峰值可达数千甚至数万安培，视具体参数而定。

而且，放电过程衰减缓慢。

这种放电电流频率高、峰值大、衰减缓慢的放电方式，对电容器的运行寿命是极为不利的。

必须另加电阻R以到达限流作用，并尽可能将放电过程转变为非周期性的，即使不可能，也应降低放电电流频率。

如果只加电阻R，其中不仅通过电容器组C的放电电流，而且通过牵引网的短路电流。

由此可知，通过电阻R释放出来的能量I2R（转换为热损失）是很可观的。

减少这个热损失的方法有两种：

一是减少电阻R值，此时热损失的减少与R的减少值成正比；

二是减少通过电阻R的短路电流，因此，与电阻R并联一个电抗器L，并使工频条件下的感抗ωL值远小于电阻R值，通常设计成ωL约为R值的十分之一，甚至更小一点。

这样基本上属于工频的短路电流主要是从电抗器L通过，而电容器组C的放电电流（频率相当高）是从电阻R通过。

无论是保护间隙被击穿或旁路断路器DL合闸，电容器组C的放电电流和牵引网的短路电流都需要R和L并联组成的阻尼装置。

因此，R和L装设在JX及DL的共同支路中。

第三章田林211馈线串联电容补偿装置及相关设备参数

3.1田林变电所内的串联电容补偿装置

该处串联电容补偿装置装设在变电所内，馈线的第一个隔离开关以后，可以认为其是装设在馈线零公里处，该处公里标为k271+370；

其主接线图如3.1

图3.1

图中C为串补电容，1QS为单极隔离开关，2QS为双极隔离开关，FJ为放电间隙，TA为电流互感器，R为阻尼电阻，L为电抗器，QF为真空断路器。

该串补装置中使用的电容为无锡电力电容器厂生产的的电气化铁道专用密集式串联电容器，规格型号为CFMH5—3150—1W，其表示该电容为浸渍苯基二甲苯基乙烷，全膜介质的密集式串联电容器，额定电压为5KV，额定容量为3150Kvar，单相，户外式。

其实际由两个电容值分别为410μF和406μF的电容并联而成，根据计算其在50Hz工频下的容抗为3.9Ω。

其系统额定电压为27.5KV，系统最高工作电压为31.5KV。

当发生过电流时，能在含3次谐波0.2I、5次谐波0.01I、7次谐波0.06I的负荷电流下长期运行，并能在下列条件下反复运行：

1、1.35I每6h期间运行31分；

2、1.50I每2h期间运行11分；

3、1.60I运行1h，在电容器整个使用期间内不得超过10次。

当发生锅电压时，能在下列条件下反复运行：

1.25U下连续运行1h；

2、1.50U下运行1h，在电容器整个使用期间内不得超过30次；

3、6.0U内工频电压，历时0.1s，不得超过30次；

4、过渡电压不大于3.5U，历时0.2－0.5s次数不限量。

过负荷在任何24h使用期间，电容器的平均输出不超过1.2U。

放电间隙为郑州铁路局西安勘测设计院的可触发保护间隙装置，其型号为KPJ3-27.5型。

该保护间隙是一种可触发保护间隙，是以传统的单纯水花间隙为雏形，结合近年电子技术、新材料方面的进步，研制、开发的新一代串补电容补偿过电压保护装置，其可靠性和灵敏度可满足不同参数系统的特定要求。

其工作原理当被保护设备因外部短路而倒至过电压时，该过电压加至接入保护间隙的接线位置，电压互感器的二次输出成比例也反映了过电压情况，一旦过电压达到额定值，触发元件启动，经不大于10ms的线路固有延时后，输出不小于10KV的高压连续触发脉动，使可调辅助球极触发电极之间的气隙瞬时击穿，在外通过电压及触发有效双重具备的情况下，电弧无延时的发展到主球极与可调辅助球极之间的气隙，保护装置进入工作状态。

随后，电弧在电磁力及间上下吹动力的共同作业下，过渡到可调主球极和主球极之间稳定燃烧，直到通过保护装置的电流消失。

其缺点是电极可小幅度移动，设备在运送因碰撞或人员进行维护时会使电极相对位置出现差错，影响球极间的距离，从而倒至设备故障时不能正常运行或灭弧效果不好，故这方面有待改善。

另外，为适应远程操作，连接馈线与串补的单、双极隔离开关应由原来的手动操作改造成电动型。

3.2装设于潞城站区间的串联电容补偿

该处串联电容补偿装置装设在潞城站南宁方向的进站信号机外侧，该处公里标为k293+195，即距离变电所21.425km其主接线图如3.3

图3.3潞城站区间的串联电容补偿主接线图

该串补装置与田林变电所内串补装置除有以下不同外，其余完全相同。

电容型号为CFMH4-1920-1W，额定电压为3KV，额定容量为1920Kvar，容量为391μF，根据计算其在50Hz工频下的容抗为8.35Ω。

由于该补偿装置处于线路中，无法解决操作电源问题，故设与放电间隙FJ并联的接触器C，C的线圈串入TA回路，即放电间隙一旦击穿，C立即动作，短接FJ两端。

而QF虽然没有作用，但仍然保留，待今后解决电源时使用。

该串补装置无控制回路。

3.3接触网类型

田林变电所211馈线全长为31.18km，接触网采用的是单线全补偿链型悬挂方式，接触线采用的型号为TCG-110，承力索采用型号为TJ-95，由已知的条件，根据计算公式：

z=z1-z212/z2,可得出其单位阻抗值为0.21＋j0.429Ω。

3.4变电所所内设备

田林变电所主变压器型号为SF3-QY-25000/110GY，容量为25000KVA，接线组别为YN/d11；

所内采用WKH-3A微机馈线保护装置，主CPU为8088，另设一块8031CPU负责进行模数转换，算法为全波傅氏算法。

整套保护设有阻抗I、II段和电流速断三种保护，其中阻抗保护的保护特性为带防压互断线误动的平行四边型保护范围。

馈线故障测距装置采用JCW－1微机故障测距装置型，采用突变量启动，全波傅氏算法，以电抗——距离关系计算故障距离。

第四章串补对接触网的影响

4.1装设串补装置后造成接触网硬点产生，易产生大电流和电弧

由串联电容补偿装置的工作原理可知，当有电流通过串联补偿电容时，电容器两极之间必然会产生一个电压差UC，其大小在电容容量已经固定的情况下与通过电容的电流大小成正比，在田林变211馈线中装设的两组串补装置里，潞城站区间装设的串联电容补偿是串接于接触线中，使用绝缘分段器将两端接触线连接起来，当电力机车受电弓以高速通过隔离电容两端的接触网分段器时，将会瞬时的短接电容两端，由于电容两端的电压不能突变，产生的短路电流很大，将损坏电容器组，同时，由于机车受电弓带负荷快速通过分段绝缘器时，将会产生很大的电弧，必然会使分段器击穿，形成放电回路，由于放电回路的电阻和电抗都很小（由数十米馈电线和接触网产生的阻抗与集中电容相比太小），放电电流将非常大，最高可达数千安，远远超过接触网短路时的短路电流。

虽然串联电容放电的时间很短，但在多次放电后放电回路中的薄弱环节（如线夹）会出现氧化、接触不良等现象。

分段器断口处经常出现电弧也会造成分段器绝缘降低，寿命减少。

4.2串联电容补偿装置可能造成谐振

在串联电容补偿装置之前，馈线等效电路为电抗——电阻串联回路，该电抗主要表现为感性阻抗，当装设了串联电容补偿装置之后，变成了电抗——电容——电阻串联等效电路，在XL-XC-R串联回路里，由电路原理可知，当感抗等于容抗（即XL=XC）的条件满足时，该电路就会发生串联谐振。

在产生串联谐振时，电源电压将全部加在（即牵引变—接触网—电力机车—轨道）电阻上，由于牵引变压器和牵引网电阻很小，产生的纯电阻电流将是很大，该电流足以使变电所保护电流速断动作，中断馈线供电，造成铁路运输瘫痪。

以田林变电所211馈线为例，在馈线长度为7.39km处，容抗等于感抗，若在此处发生短路时，就会发生串联谐振，同样的点还出现在28.36km处。

根据电路原理，电容两端电压为Xc/R倍的电源电压，电感两端电压为XL/R倍的电源电压，而接触网的电感电抗和电容电抗大于相应的电阻，田林变电所211馈线为例，电感电抗是电阻的0.429/0.21＝2倍。

即电容两端出现的电压为电源电压的2倍，如此高的电压必然造成变电设备、接触网绝缘击穿，设备损坏。

4.3增加了对串联电容补偿装置的维修、管理的不方便

串联电容补偿装置的投入使用，可减少的电压的损失，但是增加了维护工作量，串联电容补偿装置主要设置在百色以西铁路爬坡地段，串接入接触网的电容补偿装置主要都在交通不便的小站，对装置的维护管理有一定的难度，补偿装置在运行使用中，如果机车在断口分段器处不采取断电通过时，往往会出现短接电容器，短路电流烧毁电容器的现象，同时，由于在中间站装设的串补装置无操作电源，就会造成退出串补装置时，必须要人到现场人为合上1QS开关，而当串补发生故障，人员不能及时到达现场时，这时接于电容器后面一段接触网就会造成无电状态，造成行车事故，另外由于在接触网中接入一个分段器，机车带负荷通过时，也会使分段器绝缘老化，增加了维修工作量。

第五章串补对牵引变电所保护装置的影响

5.1串联电容补偿装置造成馈线保护装置拒动

5.1.1牵引变电所馈线保护装置WKH—3A的工作原理

该装置采用瞬时电流作启动元件，当馈线中的电流瞬时值大于其启动电流整定值时，装置立即启动馈线的故障分析程序，当线路有故障时，装置还将进行其测距计算。

当馈线电流的有效值大于其电流速断整定值时，装置立即执行其电流速断的保护。

本保护采用递归的付氏算法计算电阻、电抗。

阻抗元件采用组合偏移四边形动作特性，及PT断线闭锁特性。

递归的付氏算法的计算公式为：

ISK=IS（K-1）+[IK-I（1-13）]Sin（K*2π/N）

ICK=IC（K-1）+[IK-I（1-13）]Cos（K*2π/N）

其中ISK、ICK分别为第一次的电流（或电压）的实部与虚部，IK为第K次的电流（或电压）的瞬时采样值，K为采样的时刻数，N为每周期的采样点数。

Z=R+jX=（IS*UD+IC*UC）/（IS2+IC2）+j（IS*UC-IC*US）（IS2-IC2）

5.1.2串联电容补偿装置造成馈线保护装置拒动

WKH-3A馈线保护装置的阻抗保护主要依据接触网阻抗值来判断选择保护装置是否应该动作，其保护原理主要根据发生故障时，计算从故障地点到保护装置安装地点之间的阻抗值来进行分析判断保护的。

南昆线牵引供电系统原先设计时，设计角度主要考虑的是牵引网呈电感性阻抗——电阻串联回路的情况，没有根据南昆线运输情况、地理位置考虑到牵引网压的损失。

当1999年南昆线扩能改造增加了串补装置之后，因为存在串补电容，在原有牵引供电网呈电感性阻抗——电阻串联回路中接入了容性阻抗，形成了感性阻抗-容性阻抗-电阻回路，这时WKH—3A馈线保护装置输入保护整定参数没有改变，但是外部参数已经发生变化，以致造成保护动作的不准确，故其对有串联电容的线路保护存在很多盲点。

以田林211馈线为例，没有串联电容补偿装置投入前，馈线的电抗——线路长度基本成如图5.1所示的情况。

图5.1211馈线的电抗——线路长度

图5.1所示的电抗与距离的关系有以下特点：

（1）电抗与距离成正比；

（2）电抗在线路末端达到最大；

（3）短路点发生在线路首端时，短路为电流最大，发生在线路末端时，短路电流最小。

以上三点就是田林所原先211馈线WKH-3A型馈线保护装置和故测仪工作的基础，馈线保护装置的整定计算参数和故测仪的距离表整定都是适应以上特点的。

当串补投入后，田林所211馈线在馈线首端和21.145km处分别串入了容抗为3.9Ω和8.35Ω的集中式电容补偿，由于电容的容性电抗与牵引网的感性电抗在相位上方向是相反的，故在座标轴上计为负值，在计算时容性电抗抵消感性电抗的一部分。

装设串补装置后的电抗——线路长度关系如图5.2所示

图5.2

由图5.2可以看出，由于串联电容补偿装置的集中补偿电容的作用，原先呈正比关系的电抗与线路长度关系变成了分段函数，并出现负值的电抗，这时的电抗关系有以下特点：

（1）电抗与线路长度的关系为分段函数；

（2）电抗最大值不在线路末端；

（3）当电抗过零点1处出现短路时电流最大，当区间串补首端出现短路时电流最小；

WKH-3A型微机馈线保护装置的阻抗保护是依据图5.1的特性进行设计的，当装设了串补电容装置之后，其线路特性变成了图5.2时，根据原有的保护整定，保护装置存在以下几点不足：

（1）保护装置无法保护电抗值为负的这一段线路，当在这一段线路发生短路时，相应的阻抗保护可能会拒动。

因为串补电容的容抗抵消了部分线路产生的感抗，使当牵引供电线路发生短路时，保护装置测量出的阻抗角变小，很接近正常电力机车负荷电流的阻抗角，造成馈线保护装置将短路电流当成机车取流的负荷电流而产生拒动现象，从而产生事故扩大化。

（2）若短路电流足够大，使串补电容两端的电压达到放电间隙动作的整定值，则放电间隙在发生短路的第一个四分之一周期内击穿，这样使在短路的一个周期内整个故障回路有两种不同的阻抗值，一种是串补电容投入的阻抗，一种是串补电容没有投入的阻抗，而馈线保护装置采用的是全波傅氏算法是基于假设输入信号为一周期性的函数信号，即输入信号除基频分量外，只包含恒定的直流分量和各种整次谐波分量，其必须要对短路后一个周期内的波形进行采样。

一个前四分之一周期对应一种阻抗，另外四分之三周期对应另外一种阻抗值的波形必然造成使用全波傅氏算法的馈线保护的计算结果产生较大的误差。

5.2串联电容补偿装置造成故障测距装置错误

如前所述，由于放电间隙可能在短路后四分之一周期内击穿，因此对采用全波傅氏算法的故测仪也会产生影响，使其精度产生较大误差。

另外由于故测仪计算故障距离是以电抗——距离的对应关系为基础的，故障发生时的阻抗值随着故障发生的地点变化而变化，并且原来设计时根本没有考虑电抗为负值（即电抗为容性时）