環形直流微網短路故障分析及保護方法

王 毅，于 明，張麗榮

（華北電力大學 新能源電力系統國家重點實驗室，河北 保定 071003）

0 引言

近年來，隨著社會進步和經濟發展，負荷密集區用電量不斷加大，直流負荷增長迅速，分布式能源受到越來越多的關注。交流配電網面臨著分布式新能源接入、負荷多樣化、潮流均衡協調、電能質量要求提高等多方面的挑戰。直流配電在減少變流器的數量和換流次數、提高能源轉換效率、減小線路損耗、降低總投資成本、提高輸送容量、方便新能源接入等方面均凸顯出較強的優勢，擁有廣闊的發展前景［1-2］。在直流配電網中，低壓直流微網是其主要的組網方式之一［3］。在微網中建立直流傳輸線連接各微電源、儲能系統及交直流負荷形成的低壓直流微網，可降低系統電能損耗，增強供電連續性和可靠性，并且有利于各微電源間的優勢互補與協調控制［4］。

目前，對直流微網的研究主要集中于穩定運行控制策略［5-6］，但微網中的可控單元較多并且分散，系統的拓撲結構直接決定了控制策略的實用性和可靠性，對系統成本、故障切除難易程度、保護方案設計、功率損失等方面也有直接影響，所以需深入探討拓撲結構。此外，為保證直流微網的安全穩定運行，可靠的直流故障保護策略不可或缺。傳統直流輸電系統中，直流側串聯較大的平波電抗器，系統不易受故障所產生的過電流影響。且在直流故障發生后，換流站閉鎖，待線路故障電流降為零后，再切除線路。而直流微網系統中，各微電源與負荷均經電壓源變流器VSC（Voltage Source Converter）接入直流側，交流主網也通過VSC與直流微網系統連接。即使在微網發生故障時，網側變流器（G-VSC）閉鎖，交流主網仍會經相應VSC的反并聯二極管與直流側形成通路，向故障點饋入功率。同時，其他VSC亦會向故障點釋放功率，造成變流器與直流線路過電流，嚴重危及系統安全穩定運行。文獻［7］采用交流斷路器與直流隔離開關協調方式實現故障保護。但是，交流斷路器的響應時間較長，系統從故障發生到切除需要較長時間，而電力電子器件可能在極短的時間內損壞，無法起到保護作用。J.D.Park等人提出了基于探測功率的非迭代故障定位技術，但需要在線路安裝較為復雜的探測功率單元［8］。

直流故障分為短路故障、接地故障以及斷線故障等［9-12］。本文以風電直流微網為例，研究相應環形拓撲結構及其直流母線發生雙極短路故障時的系統保護方案。首先，對比分析了直流微網的環形拓撲結構相對輻射形結構的優越性；然后分析了直流微網系統在發生直流線路短路故障時的暫態特性，包括VSC的故障暫態過程，提取電流故障特征，在此基礎上提出將電流差動保護作為主保護、欠電壓保護作為后備保護的保護方案，以快速準確地檢測與隔離故障線路、合理開斷直流斷路器；最后，為驗證所提保護方案對直流微網系統的有效作用，基于MATLAB/Simulink建立風電直流微網的環形拓撲系統模型，并對直流短路故障進行仿真研究。

1 風電直流微網系統拓撲結構

風電直流微網的拓撲結構主要有輻射形和環形2種，如圖1所示。

輻射形拓撲又稱放射形或樹狀拓撲，是直流微網中最基本的拓撲結構。如圖1（a）所示，在輻射形拓撲結構中，系統各單元經直流傳輸線匯流于中心母線。每條直流傳輸線僅需配置一個直流斷路器，系統結構簡單，建設成本較低。然而，其缺點也顯而易見，當中心匯流母線發生故障時，系統中所有直流傳輸線的斷路器動作，各分布式電源失去僅有的功率輸出通道，負荷也因此失電。因而，該拓撲可靠性及靈活性均較低。

如圖1（b）所示的環形結構直流微網系統，其所有直流端通過直流母線連接成環狀。系統負荷可由雙向線路供電，該冗余結構增加了系統的可靠性及故障或設備檢修期間運行的靈活性。當直流線路發生故障時，故障線路兩端的直流斷路器斷開，系統運行于開環模式，無功率損失。雖然環形拓撲的直流母線的長度和容量以及斷路器的使用數量有所增加，但是其比輻射形拓撲結構具有更高的供電可靠性及靈活性。因而環形拓撲結構更能發揮直流微網的優點，是更為理想的組網方式。然而，環形網絡上任意一點發生直流短路故障，其他單元的電壓、電流都會受到影響，而且各端的電壓、電流故障特性差異不明顯。所以，環形拓撲結構微網的故障保護也變得更加困難。在設計保護方案時，應先分析系統的短路故障特征。

圖1 風電直流微網的輻射形及環形拓撲結構Fig.1 Radial and looped topologies of DC microgrid with wind turbines

2 直流雙極短路故障特性

2.1 VSC的直流故障特性

直流微網在發生雙極短路故障時，直流電容通過故障點快速放電，交流系統電流被箝位至三相短路電流。此外，VSC由于自身過電流保護被緊急閉鎖，交流電流經續流二極管繼續饋入故障點，其等效電路如圖2所示。圖中R、L分別為VSC至故障點的等效電阻和電感，C為相應直流側及線路等效電容?？梢?，直流母線雙極短路時的等效電路為復雜的非線性電路，可以將其響應分為3個階段，如圖3所示。

圖2 直流線路短路時VSC的等效電路Fig.2 Equivalent circuit of VSC during DC-line short circuit fault

圖3 直流線路短路時VSC暫態響應的3個階段Fig.3 Three stages of VSC transient response during DC-line short circuit fault

2.1.1 電容放電階段

線路發生雙極短路故障瞬間，VSC閉鎖，直流電容向故障點快速放電，直流電壓迅速下降至0，直流故障電流迅速上升。由于直流電容放電電流遠大于交流側續流，故忽略交流電流，此階段直流電容、線路電阻與電感構成RLC二階放電電路，等效電路如圖3（a）所示。由基爾霍夫電壓定律得：

其中，uC為直流電容電壓。

考慮到兩極線路發生金屬性短路故障或故障電阻較小時，電容放電為二階欠阻尼振蕩過程，即R＜。

假設在t0時刻，直流線路發生雙極短路故障，其初始條件為 uC（t0） =U0，iL（t0）=I0。由于電路振蕩放電，由式（1）可得故障后直流側電壓及電流分別為：

由式（2）可求得，當電容完全放電，即uC=0的時刻為：

其中，γ=arctan［（U0ω0Csinβ）/（U0ω0Ccosβ-I0）］。

將式（4）代入式（3）可得到：

一般而言，直流線路金屬短路時，［R /（2L）］2遠小于 1 /（LC），則可認為 ω0=ω，短路電流 iL可進一步簡化為：

由式（7）可知，發生短路故障時初始電壓U0和電流I0越大，放電電流的峰值越高，且故障電流主要受參數L、C的影響。電路參數與故障電流峰值的關系如圖4所示，當故障瞬間VSC初始電壓U0和初始電流I0一定時，故障電流峰值隨系統并聯電容的增加而升高，但隨回路電感的增大而降低。這主要因為在直流電壓一定的前提下，系統電容越大，直流側發生故障后電容經故障點釋放的能量也越多，電感存儲的電磁能就越多，電感電流（即短路故障電流峰值）就越大；相反，電感值越小，儲存同樣能量所需電流就會越大。

圖4 U0=400 V、I0=75 A時放電電流峰值與回路電感值和電容值的變化關系Fig.4 Relationship between Ipeakand C for different values of L，when U0=400 V and I0=75 A

2.1.2 二極管續流階段

二極管續流階段從直流電容電壓降為0開始到電容重新充電為止。當直流電容電壓下降為0時，電感放電，故障電流經反并聯二極管續流。此時的等效電路為一階電路，如圖3（b）所示。其電感電流按式（8）所示指數規律衰減。

其中，I′0為初始電感電流 iL（t1）。續流二極管三相橋中每個橋臂承受1/3的電感電流，即：

該階段對二極管過流能力要求較高，因為在此期間，具有較大初值的電感放電電流突然經反并聯二極管續流，若其過流能力較低，故障沖擊電流會將二極管瞬間損毀。因此，開關器件的選取應充分考慮二極管過流能力。根據前述內容，電容放電至0的時間及此時的電流值可分別簡化為式（10）和式（11）。

電容全部放電的時間與系統參數之間的關系如圖5所示。由圖5可以看出，電容放電至0的時間（即二極管承受最大過電流而受損的時間）隨著電容與電感值的增大而延長；當系統參數一定時，電容全部放電的時間由故障發生時刻的直流電壓和電流值共同決定。

圖5 U0=400 V、I0=75 A時電容放電時間與回路電感值和電容值的變化關系Fig.5 Relationship between t1and C for different values of L，when U0=400 V and I0=75 A

此外，需要說明的是，該階段二極管中流過的電流并非全部為電感放電電流。這主要是因為隨著電容放電，直流電壓下降到一定程度時，交流側可經二極管向直流系統提供電流。因而，此時二極管中流過的電流為電感放電電流與交流系統提供的電流之和。隨著電感電流的衰減及交流故障電流的增加，電容重新充電，直流電壓也隨之上升。

2.1.3 交流系統激勵階段

在VSC閉鎖后，交流系統并未被隔離，而是通過VSC的反并聯二極管形成的三相橋式不控整流電路，向直流側輸送功率。此時系統相當于三相不控整流器工作在直流側短路狀態，等效電路如圖3（c）所示。假設短路故障發生前的a相電流如式（12）所示。

其中，Im|0|為電網電流幅值；ω為同步角頻率；α為t1時刻a相相角；φ|0|為阻抗角。求得三相短路電流如式（13）所示。

其中，Im為短路電流周期分量的幅值；φ=arctan［ω（Lg+L）/R］為短路回路阻抗角，Lg為 VSC 進線電感；T=（Lg+L）/R為短路回路時間常數。

由續流二極管構成的三相不控整流電路將交流側短路電流中大于0的部分輸送至直流側。因此，VSC直流側短路電流如式（14）所示。

由上述分析可知，微網系統直流線路發生雙極短路故障時，VSC閉鎖，直流電容放電導致其電壓下降，當電容電壓降為0時，故障電流經反并聯二極管續流，此時為續流二極管最危險的時刻。保護系統的設計必須具有響應的快速性，以確保在二極管續流階段到來之前將故障切除，避免續流二極管及整個VSC受損。

2.2 環形直流微網系統的直流線路短路故障特性

對于交流系統，交流電壓及電流一直以較大變化率進行周期性變化，且通常采用具有大濾波電感的電流源型變流器，因而發生故障時線路電流上升緩慢。相比于交流系統，低壓直流微網為小慣量系統，采用大量電力電子變流器連接分布式微電源及負荷，系統通過控制直流母線電壓穩定來確保微網內部功率平衡。系統穩定運行時，直流電壓不會突變，直流電流僅有小幅波動；而發生短路故障時，直流電壓迅速下降且直流電流會快速產生大幅波動。

對于環形拓撲直流網絡，直流線路任意一點發生雙極短路故障時，各直流單元輸出電壓、電流均會受到影響。不僅故障線路兩端單元向故障點饋入功率，其他各直流端也經相應直流輸電線路向故障點饋入功率，且各端電壓、電流故障特性相近。圖6為環形微網直流線路發生雙極短路故障時，系統電流流向示意圖。該系統包括交流主網、風電系統、儲能系統及負荷4個子單元。穩態時，各單元輸出功率大小如圖6所示。故障前，系統處于聯網變流器控制模式，由交流主網維持直流系統功率平衡。圖中標記了各條直流線路在故障前后首端及末端電流方向。由圖可知，線路L13發生短路故障后，其兩端電流均流向故障點，其他各單元也經相應線路向故障點輸出電流。同理，線路L12、L24及L34短路時的電流流向也可做類似分析。直流微網中變流器通常采用大電容濾波，無大電感時，故障電流上升迅速，其短路電流之大足可在短時內對系統造成嚴重損壞。因而，保護單元應能準確、快速地檢測故障線路，并及時采取隔離措施。

圖6 線路L13發生雙極短路故障時系統電流方向Fig.6 Current directions when L13has pole-to-pole short circuit fault

3 直流微網系統保護設計

根據上述分析可知，環形直流微網直流輸電線路發生雙極短路故障時，其直接表現為電流的突變，包括幅值和方向。相比于交流線路故障，直流線路故障特性更為直觀明了。同時，其故障特性也要求系統具備更為準確、快速的故障定位及隔離措施。由于環形拓撲直流微網發生短路故障時，各端電壓、電流特性相近，短路電流均會以較大幅值快速上升。因而，基于幅值特征的過電流保護與直流速斷保護、電流增量保護、電流變化速率保護等均無法準確定位直流故障線路，對于直流微網不具有適用性［13-14］。本文基于直流線路發生雙極短路故障時的電流幅值和方向特性，提出了以電流差動保護作為主保護的直流系統保護策略。

電流差動保護可準確、快速地區分輸電線路內部與外部短路故障，具有線路內部短路故障的絕對選擇性，并被廣泛應用于交流系統輸電線路的保護中［15-16］。鑒于直流微網通常采用較短的輸電線路，信號傳輸通道也較短，可忽略線路兩端電流同步問題對差動保護動作特性的不利影響。除功率調整期間線路兩端電流出現短時不一致外，系統穩態運行時，其兩側電流均表現為穩定的直流量［17］。此外，在直流微網中，由于較短的輸電線路、較小的分布電容電流，以及來自于直流分流器與分壓器的保護系統采樣電流與電壓，決定了系統保護性能不易受到互感器飽和、線路分布電容及系統振蕩等因素的影響，因而可靠性及準確性更高。

根據第2節分析的故障電流大小和方向的變化特性，借鑒縱聯電流差動保護的原理，將其應用于直流微網系統的直流線路短路故障保護。如圖7所示，直流微網系統線路電流差動保護的原理如下：規定由各端母線指向被保護直流線路為電流的正方向，檢測被保護線路兩端的電流矢量，將其和的絕對值與保護設定閾值做對比，若大于設定閾值則可判定該線路內部區域發生故障，保護控制器向故障線路兩端斷路器發出跳閘指令，斷路器斷開，故障線路被切除；同時，故障電流吸收電路中二極管VDex導通，為故障電流提供續流通道，并由電阻Rex消納，避免故障電流產生較大的線路應力。直流線路中電流差動保護判據為：

其中，IL_in與IL_out為線路兩端電流矢量；Idiff為相應差動電流；Iset為保護設定閾值，其整定依據主要為電力電子器件的過載能力。

圖7 直流線路發生短路故障時的電流差動保護策略示意圖Fig.7 Schematic diagram of current differential protection strategy during DC-line short circuit fault

在上文所述正方向下，系統正常運行時，輸電線路兩端電流等值反向，差動電流為零。當線路發生短路故障時，故障線路兩端電流迅速增大，且均由各自母線端饋入故障點，因而在規定正方向下兩端電流變為同向，差動電流突增。在保護控制系統作用下，直流斷路器可在1 ms內斷開以切除故障線路，并防止各單元故障電流到達過流值，從而避免系統電力電子設備損毀，對線路和二極管等起到了保護作用。該方法依靠被保護線路差動電流值來隔離故障線路，具有速動性及可靠性，因而增加了其實用價值。

當直流微網發生線路雙極短路故障瞬間，除電流顯著變化外，電壓也迅速降低。當電流差動保護拒動時，為保護二極管免受損壞，需要配備后備保護。本文將以直流母線短路時直流電壓迅速下降這一故障特征作為后備保護判據（即欠電壓保護）。具體保護策略為：當各端直流電壓低于設定閾值，且經預設延時后仍未恢復至正常范圍時，保護控制器向斷路器發出動作指令，故障線路被快速切除。欠電壓動作閾值的設定主要依據直流電壓允許下限。延時設定應小于二極管承受過流受損時間t1。當電流差動主保護拒動時，欠電壓保護作為后備保護，可有效防止短路峰值電流對系統中電力電子器件的破壞。

4 仿真分析

4.1 仿真系統簡介

為驗證本文提出的電流差動保護為主保護、欠電壓保護為后備保護的直流微網線路保護策略的有效性，基于MATLAB/Simulink建立了如圖8所示的環形直流微網系統模型。系統控制采用文獻［5］中電壓分層下垂控制方法。直流變量Udc_WT和Idc_WT、Udc_B和 Idc_B、Udc_G和 Idc_G及 Udc_L和 Idc_L分別為風電變流器（W-VSC）、儲能變流器（Bi-DC）、G-VSC 及負荷變流器（L-VSC）側直流電壓和電流。系統參數如下：直流線路額定功率為60 kW，額定電壓為400 V，π型等效電路，線路長度為0.4 km，Rt=0.0139 Ω/km；Lt=0.159 mH /km，Ct=0.231 μF/km，C=50 mF；2 臺30 kW/220 V永磁風電機組的額定風速為12 m/s，額定轉速為75 r/min，W-VSC的額定功率為60kW；G-VSC額定功率為30 kW；Bi-DC額定功率為30kW，鉛酸蓄電池參數為120V/100A·h；負荷為30kW；吸收電路電阻Rex為2 Ω。仿真時，風電系統視作等值機組。仿真1.5 s時直流線路L13發生雙極短路故障。以下分別為直流微網發生短路故障時不采用保護措施、采用電流差動保護及采用欠電壓后備保護時的運行特性對比仿真結果。

4.2 無保護作用時系統運行特性

仿真初始時刻，負荷功率為30 kW，蓄電池處于充電狀態，風電機組及交流主網分別通過各自變流器向系統輸出相應功率，系統穩定運行。仿真1.5 s時，線路L13發生雙極短路故障，如圖9所示，聯網變流器直流側電容放電，其電壓經過42 ms后降為0，此時短路故障電流達到910 A，為穩態電流值的22.8倍。此刻若電感放電電流經二極管進行續流，可在瞬間將其損毀。圖10為故障前后聯網變流器交流側電流特性，由圖可知，發生直流短路故障后交流側三相電流較故障前變化顯著。圖11為故障前后各條直流線路兩端電流，由圖可知，故障發生前各輸電線路兩端電流等值反向，故障發生后各端電流突增并饋入故障點，在規定正方向下線路L13兩端電流同向。圖12為線路L13兩端差動電流，由圖可看出，發生故障后差動電流迅速增大，其峰值可達到3300 A。

圖8 風電直流微網的仿真系統結構Fig.8 System structure of DC microgrid with wind turbines for simulation

圖9 故障時G-VSC直流端電壓和電流Fig.9 DC voltage and current of G-VSC during fault

圖10 故障時G-VSC交流側三相電流Fig.10 AC three-phase currents of G-VSC during fault

圖11 短路故障時各輸電線路兩端電流Fig.11 Terminal currents of lines during short circuit fault

4.3 電流差動保護作用時系統運行特性

圖12 線路L13發生短路故障時的差動電流Fig.12 Differential current when L13has short circuit fault

采用電流差動保護時，其保護控制模塊中的差動電流閾值Iset設定為3 p.u.（450 A）。故障發生后2.6 ms，線路L13兩端差動電流到達此設定閾值。由于仿真中直流斷路器由IGBT與電阻并聯的開關模型來代替，且其動作延時設置為1 ms，因而在短路故障發生3.6 ms后，故障線路兩端斷路器動作并隔離線路L13。由于斷路器斷開時間遠小于G-VSC直流電容電壓放電至零的時間，因而微網系統線路及相應電力電子器件均得到了保護。圖13為電流差動保護作用下聯網變流器側直流電壓、電流特性。由圖13可知，在電流差動保護作用下，故障線路直流電流最大值僅為200 A，且隨著故障線路的切除，G-VSC也迅速恢復穩定運行，直流電壓變化甚微。短路故障發生前，系統各端直流電壓均位于額定值附近。隨著故障后斷路器的動作及故障線路L13的隔離，直流微網轉而運行于開環模式，風電功率全部經由線路L12進行輸送，無功率損失，G-VSC仍負責維持直流系統功率平衡，微網系統在線路L13切除后迅速恢復穩定運行。圖14為電流差動保護作用下G-VSC交流側三相電流，與圖10對比可知，變流器的交流側三相電流在保護作用下也變化甚微，G-VSC根據系統內功率需求相應調整輸出電流，從而保證系統穩定運行。

圖13 電流差動保護作用下G-VSC側直流電壓、電流特性Fig.13 DC voltage and current of G-VSC with current differential protection

圖14 電流差動保護作用下G-VSC交流側三相電流Fig.14 AC three-phase currents of G-VSC with current differential protection

4.4 欠電壓后備保護作用時系統運行特性

當微網系統直流母線發生短路故障，且由于某些原因導致電流差動保護無法正常動作時，為保護二極管不受損壞，系統啟動后備欠電壓保護。如圖15所示，當各直流端電壓低于設定閾值380 V，經過1ms延時仍未恢復至正常電壓范圍時，保護控制系統立即向斷路器發出跳閘指令，斷路器于1.5038 s迅速隔離了故障線路。欠電壓保護作為第二道防線，有效防止了二極管等電力電子器件被短路電流損壞。故障線路切除后系統工作于開環狀態下，不會造成風電功率損失，實現了環形風電直流微網在直流短路故障下的系統保護。

圖15 欠電壓后備保護作用下G-VSC側直流電壓、電流特性Fig.15 DC voltage and current of G-VSC with under-voltage backup protection

5 結論

本文研究了環形拓撲直流微網線路發生雙極短路故障時系統的暫態特性，在此基礎上提出了電流差動保護作為主保護、欠電壓保護作為后備保護的保護控制方案，并對風電直流微網的直流短路故障及電流差動保護方案進行了仿真分析與驗證。對于低壓風電直流微網的短路故障，基于故障電流的方向特性，電流差動保護策略只需要檢測直流母線的差動電流，能夠快速、準確地對故障線路進行定位與隔離，避免線路和器件受損，提高了微網系統運行的可靠性和供電質量。

［1］杜翼，江道灼，尹瑞，等.直流配電網拓撲結構及控制策略［J］.電力自動化設備，2015，35（1）：139-145.DU Yi，JIANG Daozhuo，YIN Rui，et al.Topological structure and control strategy of DC distribution network［J］.Electric Power Automation Equipment，2015，35（1）：139-145.

［2］溫家良，吳銳，彭暢，等.直流電網在中國的應用前景分析［J］.中國電機工程學報，2012，32（13）：7-12.WEN Jialiang，WU Rui，PENG Chang，et al.Analysis of DC grid prospects in China［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（13）：7-12.

［3］宋強，趙彪，劉文華，等.智能直流配電網研究綜述［J］.中國電機工程學報，2013，33（25）：9-19.SONG Qiang，ZHAO Biao，LIU Wenhua，et al.An overview of research on smart DC distribution power network［J］.Proceedings of the CSEE，2013，33（25）：9-19.

［4］雍靜，徐欣，曾禮強，等.低壓直流供電系統研究綜述［J］.中國電機工程學報，2013，33（7）：42-52.YONG Jing，XU Xin，ZENG Liqiang，et al.A review of low voltage DC power distribution system［J］.Proceedings of the CSEE，2013，33（7）：42-52.

［5］王毅，張麗榮，李和明，等.風電直流微網的電壓分層協調控制［J］.中國電機工程學報，2013，33（4）：16-24.WANG Yi，ZHANG Lirong，LI Heming，et al.Hierarchical coordinated control of wind turbine-based DC microgrid ［J］.Proceedings of the CSEE，2013，33（4）：16-24.

［6］ANAND S，FERNANDES B G，GUERRERO M.Distributed control to ensure proportional load sharing and improve voltage regulation in low-voltage DC microgrids［J］.IEEE Transactions on Power Electronics，2013，28（4）：1900-1913.

［7］TANG L X，OOI B T.Locating and isolating DC faults in multiterminal DC systems［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2007，22（3）：1877-1884.

［8］PARK J D，CANDELARIA J，MA L Y，et al.DC ring-bus microgrid fault protection and identification of fault location［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2013，28（4）：2574-2584.

［9］PARK J D，CANDELARIA J.Fault detection and isolation in low-voltage DC-bus microgrid system［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2013，28（2）：779-787.

［10］FLETCHER S D A，NORMAN P J，FONG K，et al.High-speed differentialprotection forsmartDC distribution systems ［J］.IEEE Transactions on Smart Grid，2014，5（5）：2610-2617.

［11］YANG J，FLETCHER J E，O’REILLY J.Multiterminal DC wind farm collection grid internal fault analysis and protection design［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2010，25（4）：2308-2318.

［12］湯廣福.基于電壓源換流器的高壓直流輸電技術［M］.北京：中國電力出版社，2009：198-203.

［13］郭煜華，姜軍，范春菊，等.改進的配電網反時限過電流保護［J］.電力自動化設備，2015，35（10）：45-50.GUO Yuhua，JIANG Jun，FAN Chunju，et al.Improved inversetime over-current protection for distribution network［J］.Electric Power Automation Equipment，2015，35（10）：45-50.

［14］張建坡，趙成勇.MMC-HVDC直流側故障特性仿真分析［J］.電力自動化設備，2014，34（7）：32-37.ZHANG Jianpo，ZHAO Chengyong.Simulation and analysis of DC-link fault characteristics for MMC-HVDC［J］.Electric Power Automation Equipment，2014，34（7）：32-37.

［15］郭征，賀家李.輸電線縱聯差動保護的新原理［J］.電力系統自動化，2004，28（11）：1-5.GUO Zheng，HE Jiali.Novel principle of pilot differential relay protection transmission lines［J］.Automation of Electric Power Systems，2004，28（11）：1-5.

［16］叢偉，張琳琳，程學啟，等.基于故障電流幅值與相位差的電流差動保護判據［J］.電力自動化設備，2013，33（5）：26-30，36.CONG Wei，ZHANG Linlin，CHENG Xueqi，et al.Criterion of current differential protection based on amplitude and phase difference of fault current［J］.Electric Power Automation Equipment，2013，33（5）：26-30，36.

［17］APOSTOLOPOULOS C，KORRES G.A novel algorithm for locating faults on transposed/untransposed transmission lines without utilizing line parameters［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2010，25（4）：2328-2338.