桑建斌，包明磊，李玉平，李 明，徐業(yè)榮

（南京國電南自電網(wǎng)自動化有限公司，江蘇 南京 211100）

0 引言

大型發(fā)電機組保護均采用雙重化配置，一般一套保護采用注入式定子接地保護，另一套保護采用雙頻式定子接地保護，或者2套保護都采用雙頻式定子接地保護。

注入式定子接地保護在大型機組中已有較多應用，可直接測量接地電阻，理論上靈敏度一致且停機不受影響。但注入式定子接地保護在投運時，廠方人員現(xiàn)場校正流程復雜［1］，且接地變二次側(cè)電流互感器的工作特性在發(fā)電機工況變化時不夠理想，導致機組投運后接地電阻的測量誤差增大［2］。這些客觀存在的不利因素，使得在雙重化的保護配置環(huán)境下，注入式定子接地保護仍需要與其他定子接地保護相配合。

雙頻式定子接地保護由基波零序電壓保護與3次諧波電壓定子接地保護組成?；阈螂妷罕Ｗo原理簡單可靠，但在中性點附近存在死區(qū)。3次諧波電壓定子接地保護原理的種類較多，主要用于保護中性點附近的接地故障。

大型發(fā)電機組對定子接地保護的靈敏度要求較高，如文獻［3］根據(jù)機端電壓20 kV以上的汽輪發(fā)電機定子繞組接地電流允許值為1 A進行計算，近似得到300～1000 MW發(fā)電機的定子單相接地保護告警的靈敏度應能達到10 kΩ。然而，近年來國內(nèi)大型發(fā)電機組多采用接地變接地，這導致基波零序電壓保護的靈敏度明顯降低，同時由于大型發(fā)電機組定子對地電容的增大，基波零序電壓保護的低靈敏度區(qū)域?qū)闹行渣c向繞組中部擴大［4-5］。而3次諧波電壓定子接地保護雖然在中性點附近靈敏度較高，但在定子繞組中部時靈敏度較低甚至直接進入死區(qū)。此外，3次諧波電壓定子接地保護誤動較多［5］，在可靠性上仍有待提高。

為整體提高雙頻式定子接地保護的性能，3次諧波電壓定子接地保護仍不斷發(fā)展［6-11］：文獻［6-7］指出主變高壓側(cè)的3次諧波電壓通過高低壓側(cè)耦合電容傳遞至發(fā)電機側(cè)，需要引起注意；文獻［8］指出3次諧波電壓定子接地保護需要區(qū)分并網(wǎng)前后的狀態(tài)；文獻［9］將機端與中性點的3次諧波電壓相角差突變量作為動作判據(jù)；文獻［10］根據(jù)機端、中性點的3次諧波電壓變化量在正常運行與定子接地時的信息特征，構建了一套3次諧波電壓變化量差動保護；文獻［11］在文獻［10］的基礎上利用基波和3次諧波零序電壓綜合信息量組建了差動保護判據(jù)。但文獻［9-10］的保護方案均未考慮高壓側(cè)3次諧波電壓的影響，即使在主變高低壓側(cè)耦合電容較小的情況下，當高壓側(cè)3次諧波電壓變化較大時，仍有誤動的風險；文獻［10-11］中的保護方案雖具有很高的靈敏度，但當發(fā)電機機端與中性點的等效接地參數(shù)不平衡時，即使機組正常運行，保護的差動量理論值也不為0，安全裕度不夠。

本文基于一臺300 MW發(fā)電機的參數(shù)，對3種投入實際應用的3次諧波電壓定子接地保護的靈敏度進行分析。另外，本文還分析了導致發(fā)電機機端、中性點3次諧波電壓變化的原因。在此基礎上，本文增加了防誤動的輔助判據(jù)，提出一種改進型的3次諧波電壓變化量差動保護，并分析該保護的靈敏度與可靠性，最后基于MATLAB/Simulink對其進行仿真驗證。

1 3次諧波電壓定子接地保護理論基礎

本文以一臺常見的60°相帶雙分支并聯(lián)型發(fā)電機作為研究對象，該發(fā)電機的各分支有9匝繞組，各匝繞組的3次諧波電勢相量幅值相等、相位不同。

圖1（a）為發(fā)電機定子單相接地等效電路。圖中，CS、CN分別為機端、中性點對地電容；Rg為接地電阻；G為接地點；α為中性點到接地點的繞組占全部繞組的比例；E′3為中性點到接地點的3次諧波電勢相量；E″3為接地點到機端的3次諧波電勢相量。

圖1（b）為本文所研究發(fā)電機的3次諧波電勢相量［12］。圖中，各分支的各匝3次諧波電勢組成一個半圓；為發(fā)電機單相3次諧波電勢相量。

圖1 發(fā)電機定子接地電路與3次諧波電勢相量Fig.1 Circuit and third-harmonic voltage phasor of stator grounding fault of generator

根據(jù)圖1，當接地故障發(fā)生在分支1時，E′3、E″3的表達式為：

當接地故障發(fā)生在分支2時，E′3、E″3的表達式為：

忽略接地變漏阻抗與勵磁阻抗，發(fā)電機的3次諧波等效電路如圖2所示。

圖2（a）為發(fā)電機正常運行時的3次諧波等效電路［12］，Cf為定子繞組三相對地總電容；Ct為機端設備對地總電容；CM為主變高低壓側(cè)每相的耦合電容；U3S為機端3次諧波電壓相量；U3N為中性點3次諧波電壓相量；RN、LN分別為中性點接地變或消弧線圈等效電阻、電感；E3h為主變高壓側(cè)3次諧波電壓相量。

圖2 發(fā)電機3次諧波等效電路Fig.2 Third-harmonic equivalent circuit of generator

假設主變高壓側(cè)3次諧波電壓為0，由于CM遠小于Cf，所以忽略CM，則發(fā)生定子接地故障時的3次諧波等效電路如圖2（b）所示［9，13］，圖中 Y1、Y2、Y3為各虛線框所包含的導納，表達式如式（3）所示。

其中，ω3為3次諧波角頻率。

根據(jù)圖2（b），可以求得發(fā)生定子單相接地故障后的U3S和U3N為：

2 3種3次諧波電壓定子接地保護方案及其靈敏度分析

2.1 3種3次諧波電壓定子接地保護方案

3種常見的3次諧波電壓定子接地保護方案如下所示。

其中，U3N（t）和 U3S（t）分別為 t時刻的中性點 3 次諧波電壓相量和機端3次諧波電壓相量；U3N（t-Δt）和U3S（t-Δt）分別為 t-Δt時刻的中性點 3次諧波電壓相量和機端 3 次諧波電壓相量；Kset1、Kset2、Kset3分別為方案 1、2、3的制動系數(shù)。

2.2 3種3次諧波電壓定子接地保護方案的靈敏度計算

采用一臺300 MW機組的接地參數(shù)對3種3次諧波電壓定子接地保護方案的靈敏度進行計算，具體參數(shù)如表1所示［12］。表中，C∑為發(fā)電機對地總電容，C∑=Cf+Ct；ω1為基波角頻率。

表1 300 MW發(fā)電機參數(shù)Table 1 Parameters of a 300 MW generator

方案1的制動系數(shù)Kset1通常采用實測方式獲取，即將機端3次諧波電壓實測值與中性點3次諧波電壓實測值的比值放大1.2～1.5倍。

接地變接地方式下的Kset1為：

消弧線圈接地方式下的Kset1為：

不接地方式下的Kset1為：

方案2、方案3的制動系數(shù)在相應的定值整定規(guī)程中沒有明確要求［14］，由廠家自行規(guī)定，一般取為0.2～0.5。為保證較高的靈敏度，不同接地方式下均?。?/p>

根據(jù)式（1）—（7）以及表1參數(shù)，計算得到各方案在不同接地方式下的靈敏度，如圖3所示。

圖3 不同接地方式下3種保護方案的靈敏度Fig.3 Sensitivity of three protection schemes under different grounding modes

總結(jié)圖3可得以下結(jié)論。

a.3種保護方案在分支1的靈敏度均小于在分支2的靈敏度，實際應當考察分支1的靈敏度。

b.在表1的參數(shù)下，方案3在不同接地方式下的靈敏度均為最高。

c.在接地變接地方式下，雖然方案3的靈敏度最高，但其靈敏度在繞組距中性點2/3處仍不足5 kΩ，實際應用時可能選取更可靠的制動系數(shù)，靈敏度會更低。按照文獻［3］中的計算結(jié)果，大型發(fā)電機組定子接地保護告警的最佳靈敏度應能達到10 kΩ，方案3的靈敏度仍顯不足。

3 3次諧波電壓變化量差動原理保護方案

3.1 3次諧波電壓變化量差動原理理論分析

引起發(fā)電機中性點、機端3次諧波電勢變化的因素主要有4類：機組運行工況正常改變導致發(fā)電機3次諧波電壓發(fā)生變化；定子發(fā)生接地故障；主變高壓側(cè)3次諧波電壓發(fā)生變化；機端電壓互感器及中性點電壓回路異常。下文對上述4類因素中的某一因素進行分析時一般不考慮其他3類因素的影響。

假設在t時刻發(fā)電機3次諧波電勢的變化量為ΔE3（t），暫忽略高壓側(cè)3次諧波電壓的影響，根據(jù)圖2得到機端、中性點的3次諧波電壓變化量為：

發(fā)電機3次諧波電壓變化時機端、中性點的3次諧波電壓變化量存在以下關系：

分析式（9）中K4的相位角可知：在消弧線圈接地方式（欠補償）或不接地方式下，K4的相位角為0°；在接地變接地方式下，K4相位角在 0°～90°之間。綜上可知，K4的相位角一定是銳角。

假設在t時刻發(fā)生定子單相接地故障，根據(jù)式（4）得到機端、中性點的3次諧波電壓變化量為：

根據(jù)式（10）可知，發(fā)生定子單相接地故障時機端、中性點的3次諧波電壓變化量存在以下關系：

根據(jù)K4的相位特征以及式（11）可知：

在發(fā)生定子單相接地故障時一定成立。

基于以上分析，利用 K4ΔU3S（t）與 U3N（t）的相量和幅值作為差動電壓、相量差幅值作為制動電壓，提出一種改進型3次諧波電壓變化量差動保護方案，動作量U3d與制動量U3r定義為：

動作主判據(jù)為：

其中，K4為機端校正系數(shù)，使發(fā)電機正常運行時差動量為0，避免因發(fā)電機機端與中性點對地等效參數(shù)不一致造成誤動；Kset4為制動系數(shù)，其整定值取決于K4的相位角，當發(fā)電機組的接地參數(shù)確定后，K4的相位角也就確定了。當K4的相位角接近0°時，Kset4的值可以大于1，也可以小于1；當K4的相位角遠離0°而接近90°時，為保證靈敏度，Kset4的值應小于1。

對比式（13）與式（7）可知，當繞組中部經(jīng)較大過渡電阻接地時，中性點3次諧波電壓變化量ΔU3N（t）與機端 3 次諧波電壓變化量 ΔU3S（t）較小，式（13）或式（7）的動作量都難以超越，但由于K4的相位角一定是銳角，所以式（14）一定能滿足動作條件。利用式（14）作為動作主判據(jù)，有利于提高保護在繞組中部的靈敏度。

當發(fā)電機3次諧波電壓正常波動時，式（13）中的制動量較小，但是動作量恒為0，因此理論上不會誤動，為增加保護的可靠性，需增加制動門檻。

主判據(jù)未考慮主變高壓側(cè)3次諧波電壓E3h的影響，在此推導輔助制動判據(jù)來防止E3h的干擾。假設t時刻主變高壓側(cè)3次諧波電壓的變化量為ΔE3h（t），根據(jù)圖2（a），ΔE3h（t）傳遞至主變低壓側(cè)引起的發(fā)電機中性點及機端的3次諧波電壓變化量為：

其中，γ為主變高低壓側(cè)3次諧波電壓傳遞系數(shù)。

將式（15）代入式（13）可得 E3h變化時的動作量與制動量為：

式（17）中 U3d易大于U3r，為躲避主變高壓側(cè) 3次諧波電壓變化量的干擾，同時為防止主判據(jù)在裝置零漂時誤動，制動門檻取為：

輔助判據(jù)為：

其中，E3為發(fā)電機3次諧波電壓二次值，可從專用匝間零序電壓互感器獲取，也可以通過式（20）計算。

為保證本文方案的可靠性，需考慮相關電壓互感器異常以及并網(wǎng)瞬間保護是否閉鎖。根據(jù)式（13），當機端零序電壓互感器或中性點電壓回路斷線時，主判據(jù)、輔助判據(jù)均可能立即動作，此時應當閉鎖該保護。當高壓側(cè)零序電壓互感器斷線時，只要高壓側(cè)3次諧波電壓變化不大，保護不會立即誤動，所以此時無需閉鎖保護，但為保證保護的可靠性，可將式（18）中的制動門檻切換為：

輔助判據(jù)為：

此外，根據(jù)文獻［8］，并網(wǎng)時刻機端等效電容變化較大，保護在并網(wǎng)瞬間應自動短時退出。

根據(jù)以上分析，本文方案引入了定值γ，增加了E3h輸入，計算量有所增加，但如果不檢測E3h，現(xiàn)有保護方案只能采用較高的制動系數(shù)。本文的輔助判據(jù)考慮了E3h的變化，在E3h不變時保護靈敏度較高，當E3h變化時能實時調(diào)整制動門檻值，提高了可靠性。

綜上所述，本文方案的邏輯框圖如圖4所示。

圖4 本文保護方案邏輯框圖Fig.4 Logic diagram of proposed protection scheme

3.2 3次諧波電壓變化量差動方案靈敏度分析

根據(jù)式（1）—（4）、（9）、（13）、（14）、（18）、（19）及表1，計算可得本文方案的靈敏度曲線見圖5。

圖5 本文保護方案的靈敏度分析Fig.5 Sensitivity analysis of proposed protection scheme

由圖5（a）可見，本文保護方案的主判據(jù)靈敏度很高，遠大于實際工程要求。圖5（b）為不同的Udt下得到的輔助判據(jù)靈敏度曲線，可見輔助判據(jù)的靈敏度相對主判據(jù)較低，整體方案的靈敏度由輔助判據(jù)決定。圖5（c）為Udt=0.05E3時不同接地方式下本文保護方案在分支1的靈敏度曲線，可見在接地變接地方式下方案的靈敏度最低，最低處約為12 kΩ，大于現(xiàn)有方案3的靈敏度。

4 3次諧波電壓變化量差動方案仿真分析

在MATLAB/Simulink中建立定子接地故障仿真模型，發(fā)電機采用接地變接地方式，僅對分支1進行接地仿真，仿真模型簡圖見圖6。仿真軟件中現(xiàn)有的模塊無法實現(xiàn)發(fā)電機內(nèi)部定子接地故障仿真，因此采用圖6（a）所示的簡化電路模擬單匝繞組，進而組建圖1所示的定子繞組電勢模型。

圖6 仿真模型簡圖Fig.6 Simplified diagram of simulation model

圖6（a）中 C1為單匝繞組對地電容，E1-n、E3-n分別為第n匝繞組的基波電壓與3次諧波電壓。由于每匝定子繞組的電阻以及3次諧波感抗遠小于對地容抗，因此忽略繞組電阻與感抗。

主要仿真參數(shù)：發(fā)電機額定電壓為18 kV，機端電壓互感器變比為18 kV/100 V/57.74 V；接地變變比為18 kV/173 V；主變采用YNd11接線方式，高壓側(cè)額定電壓為500 kV，主變高壓側(cè)電壓互感器變比為500 kV/100 V/173 V；E3為額定相電壓的 2%，突變量時間間隔Δt為80 ms，采用每半周期24點的半波傅氏算法提取3次諧波電壓相量，制動系數(shù)Kset4為1.2；其余參數(shù)見表1。

故障時刻t為0.12 s，分別在中性點、α=0.67處、機端進行故障接地仿真，仿真中電壓互感器均為正常狀態(tài)，仿真結(jié)果見圖7—11，圖中電壓均為二次值。

圖7為定子繞組的不同位置經(jīng)1 kΩ電阻接地時的中性點零序電壓UN與機端零序電壓US。中性點接地時，UN與US中主要包含3次諧波分量。定子繞組在α=0.67處接地后，UN與US中的基波分量增大，且遠大于3次諧波分量。機端接地后，UN與US中的基波分量進一步增大?？梢?，在基波分量可能遠大于3次諧波分量的零序電壓中準確提取3次諧波電壓非常關鍵。

由圖8可見，中性點經(jīng)1 kΩ、30 kΩ電阻接地后，保護動作，經(jīng)50 kΩ電阻接地后，主判據(jù)動作，輔助判據(jù)未動作。由圖9可見，定子繞組在α=0.67處經(jīng)1 kΩ、8 kΩ電阻接地后，保護動作，經(jīng)15 kΩ電阻接地后，主判據(jù)動作，輔助判據(jù)未動作。由圖10可見，機端經(jīng)1 kΩ、15 kΩ電阻接地后，保護動作，經(jīng)40 kΩ電阻接地后，主判據(jù)動作，輔助判據(jù)未動作?？梢姡疚谋Ｗo方案在定子繞組不同位置接地時的靈敏度符合圖5中Udt=0.05E3時的計算結(jié)果。

圖7 定子繞組不同位置經(jīng)1 kΩ電阻接地時的中性點、機端零序電壓Fig.7 Zero-sequence voltage of generator’s neutral point and terminal for stator grounding fault via 1 kΩ resistance in different locations of stator winding

圖8 中性點經(jīng)不同電阻接地時的保護判據(jù)計算結(jié)果Fig.8 Calculative results of protection criteria when generator’s neutral point is grounded via different resistances

圖9 定子繞組在α=0.67處經(jīng)不同電阻接地時的保護判據(jù)計算結(jié)果Fig.9 Calculative results of protection criteria when stator winding is grounded via different resistances at point where α=0.67

圖10 機端經(jīng)不同電阻接地的保護判據(jù)計算結(jié)果Fig.10 Calculative results of protection criteria when generator terminal is grounded via different resistances

由圖8—10還可以看出：當半波傅氏計算的采樣窗中含有突變的基波電壓時，3次諧波電壓無法準確計算，為了避免誤動，應使該保護方案的主判據(jù)與輔助判據(jù)均持續(xù)滿足40 ms以上再動作出口。

對本文保護方案在E3變化時進行仿真，設定E3由為額定相電壓的1%突增至3%，突變時刻為0.12s，仿真結(jié)果如圖11所示。

圖11 發(fā)電機3次諧波電壓變化對保護的影響Fig.11 Influence of generator’s third-harmonic voltage change on protection

圖11表明E3突增時動作電壓U3d很小，而制動電壓U3r明顯增大且遠大于動作電壓，可見主判據(jù)能準確躲避發(fā)電機3次諧波電壓變化帶來的影響。

對本文保護方案在主變高壓側(cè)3次諧波電壓E3h變化時進行仿真，設定E3h幅值由50 V突增至500 V，相位與發(fā)電機3次諧波電壓相同（輔助判據(jù)不受E3h相位影響），突變時刻為0.12 s，仿真結(jié)果如圖12所示。

由圖12可見，E3h幅值增大時動作電壓U3d有所增加，主判據(jù)動作，但是門檻電壓Udt遠大于動作電壓U3r，輔助判據(jù)能準確躲避E3h變化帶來的擾動。

根據(jù)以上仿真結(jié)果可知，本文保護方案的靈敏度較高，且受機組運行工況變化的影響較小。

圖12 高壓側(cè)3次諧波電壓變化對保護的影響Fig.12 Influence of generator’s third-harmonic voltage change at HV side on protection

5 結(jié)論

本文對比了3種常見的3次諧波電壓定子接地保護方案，根據(jù)一臺300 MW汽輪發(fā)電機的參數(shù)，計算并分析了3種保護方案的靈敏度。針對現(xiàn)有的3次諧波電壓定子接地保護存在誤動較多的問題，分析了導致發(fā)電機機端、中性點3次諧波電壓變化的原因。在此基礎上提出了一種改進型3次諧波電壓變化量差動保護，計算了該保護方案下主判據(jù)與輔助判據(jù)的靈敏度，并采用MATLAB/Simulink對該保護方案進行了仿真。仿真結(jié)果驗證了本文保護方案下靈敏度計算的正確性，表明該保護方案靈敏度較高且受機組運行工況變化的影響較小。

本文保護方案具體有以下特點：校正后的3次諧波變化量差動判據(jù)在發(fā)電機正常運行時差動量理論值為0；依據(jù)發(fā)電機的接地參數(shù)來整定制動系數(shù)，發(fā)生定子接地故障時差動量能夠顯著大于制動量；檢測主變高壓側(cè)3次諧波電壓，增加了浮動的制動門檻，避免主變高壓側(cè)3次諧波電壓的干擾；機端零序電壓互感器、中性點電壓回路斷線后應閉鎖保護，高壓側(cè)零序電壓互感器斷線后應提高制動門檻值；并網(wǎng)瞬間短時閉鎖保護，避免機端對地電容變化較大導致誤動。

參考文獻：

［1］劉亞東，王增平，蘇毅，等.注入式定子接地保護的現(xiàn)場試驗、整定和分析［J］.電力自動化設備，2012，32（10）：150-154.LIU Yadong，WANG Zengping，SU Yi，et al.Field test，setting and analysis of injecting source-based stator grounding protection［J］.Electric Power Automation Equipment，2012，32 （10）：150-154.

［2］陳佳勝，張琦雪，陳俊，等.基于分段相角補償?shù)淖⑷胧蕉ㄗ咏拥乇Ｗo方法［J］.現(xiàn)代電力，2014，31（1）：79-84.CHEN Jiasheng，ZHANG Qixue，CHEN Jun，et al.Stator earth fault protection with voltage injection based on multi-stage phase compensation［J］.Modern Electric Power，2014，31（1）：79-84.

［3］高春如.大型發(fā)電機組繼電保護整定計算與運行技術［M］.2版.北京：中國電力出版社，2010：160-161.

［4］劉亞東.大型發(fā)電機保護關鍵技術研究［D］.北京：華北電力大學，2014.LIU Yadong.Study on key technology oflarge generator’s protection［D］.Beijing：North China Electric Power University，2014.

［5］畢大強，王祥琦，桂林.基于零序電壓故障暫態(tài)分量的發(fā)電機定子單相接地保護方案研究［J］.中國電機工程學報，2003，23（11）：39-44.BIDaqiang，WANG Xiangheng，GUILin.Protection scheme based on the fault transient component of zero-sequence voltage under the stator ground fault of generators［J］.Proceedings of the CSEE，2003，23（11）：39-44.

［6］黨曉強，邰能靈，王海田，等.大型汽輪發(fā)電機定子單相接地的繼電保護評述［J］.電力系統(tǒng)保護與控制，2010，38（2）：131-135.DANG Xiaoqiang，TAI Nengling，WANG Haitian，et al.A review on single phase to ground protection for huge turbine-generators［J］.Power System Protection and Control，2010，38（2）：131-135.

［7］王維儉，魯華富.三次諧波電壓式定子接地保護的運行和改進［J］.中國電力，1995（11）：46-49，53.WANG Weijian，LU Huafu.Operating and improving of third harmonic voltage stator grounding protection［J］.Electric Power，1995（11）：46-49，53.

［8］盧琪.提高三次諧波電壓式定子接地保護動作可靠性的措施［J］.電力自動化設備，2008，28（1）：119-121.LU Qi.Reliability of stator grounding protection based on 3rd harmonic voltage［J］.Electric Power Automation Equipment，2008，28（1）：119-121.

［9］黃少鋒，孫鵬，王增平，等.基于三次諧波相角突變原理的發(fā)電機定子接地保護［J］.電網(wǎng)技術，2000，24（12）：70-73.HUANG Shaofeng，SUN Peng，WANG Zengping，et al.A generator groundingfaultprotection based on phase-angle mutation of third harmonic voltage［J］.Power System Technology，2000，24（12）：70-73.

［10］畢大強，王祥珩，王維儉.基于3次諧波電壓故障暫態(tài)分量的定子單相接地保護［J］.電力系統(tǒng)自動化，2003，27（13）：45-49.BI Daqiang，WANG Xiangheng，WANG Weijian.Protection scheme based on fault transient component of third harmonic voltage for stator ground fault of generators［J］.Automation of Electric Power Systems，2003，27（13）：45-49.

［11］TAI Nengling，JUERGEN S.Differential protection based on zerosequence voltages for generator stator ground fault［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2007，22（1）：116-121.

［12］王維儉.電氣主設備繼電保護原理與應用［M］.2版.北京：中國電力出版社，2002：205-206.

［13］諶爭鳴.大型發(fā)電機定子接地保護靈敏度分析與整定計算［J］.電力系統(tǒng)自動化，2006，30（19）：57-60.CHEN Zhengming.Analysis of the sensitivity of large-scale generator stator ground protection and its setting caculation［J］.Automation of Electric Power Systems，2006，30（19）：57-60.

［14］中國電力企業(yè)聯(lián)合會.大型發(fā)電機變壓器繼電保護整定計算導則：DL /T 684—2012［S］.北京：中國電力出版社，2012.