MMC-HVDC 换流站交流侧联络线高灵敏度电流差动保护

2022-11-28梁营玉王亚琴梅红明

电力系统自动化 2022年22期

梁营玉，王亚琴，任昳，梅红明

（1. 中国矿业大学（北京）机电与信息工程学院，北京市 100083；2. 北京四方继保自动化股份有限公司，北京市 100085）

0 引言

近年来，基于模块化多电平换流器（MMC）的高压直流（MMC-HVDC）输电发展迅速，输送容量和电压等级不断攀升。以中国龙门换流站为例，其额定功率高达5 000 MW，直流电压为±800 kV［1］。MMC-HVDC 在海上风电并网、区域电网异步互联、大规模新能源孤岛送出等领域发挥了重要作用，应用前景广阔［2-4］。

无论是拓扑结构、过流能力还是可控程度，MMC-HVDC 均与同步发电机存在较大差异，导致二者的故障电流特性差别很大。因而，基于同步发电机故障特性的传统继电保护在MMC-HVDC 接入后可能出现原理不适应的问题，电力系统第一道防线面临严峻挑战。随着MMC-HVDC 投运数量的不断增加及容量的不断提升，其对传统继电保护的影响已成为一个不可忽视的问题。研究MMCHVDC 交流侧线路继电保护技术对于保障交直流大电网的安全运行具有重要意义。

相比于MMC-HVDC 控制策略［5-6］、高效仿真模型［7］、柔性直流线路保护［8-9］等方面的研究，MMCHVDC 交流侧线路继电保护技术的研究起步较晚。文献［10］研究了MMC-HVDC 接入对电流相位差动保护动作性能的影响，但未提出解决方案。文献［11］分析了柔性直流换流站对接入线路负序方向元件的影响，指出线路故障后基于负序方向元件的纵联保护可能误动或拒动。文献［12］提出一种控制保护协同配合方案，通过MMC 注入受限幅值和特定相角的负序电流，确保负序方向元件正确、灵敏地识别故障方向。文献［13-14］研究了各种类型故障下，柔性直流换流站对测量阻抗特性的影响，指出柔性直流换流站的接入缩短了线路距离继电器的保护范围，增大了区内故障拒动的风险。文献［15］指出，相比于同步电源，MMC-HVDC 的接入恶化了交流联络线换流站侧距离保护的性能，而缓解了过渡电阻对电网侧距离保护动作性能的负面影响。考虑了换流站的特殊故障特征，提出非对称短路故障下适应MMC-HVDC 接入的距离Ⅰ段保护方案。文献［16］提出基于通信的加速距离保护方案，但不具备故障相识别能力。文献［17］揭示了两种变压器接线方式下柔性直流对相电流差选相和电流负分量选相方法的影响机理。在深入分析保护安装处与故障点处的电压序分量关系的基础上，提出利用电压序分量间的幅值和相角关系实现故障选相。文献［18］主要分析了渝鄂直流对交流线路差动保护启动元件的影响，提出基于电压减量判据的启动元件优化方法。该文献只分析了对启动元件的影响，未分析柔性直流接入后电流差动保护原理的适应性。已有MMC-HVDC 接入后差动保护的相关研究成果较少。

电流差动保护作为220 kV 及以上电压等级交流线路的主保护，其正确动作对于保障电网安全意义重大。本文重点研究MMC-HVDC 换流站在不同运行模式下电流差动保护的动作性能，提出一种高灵敏度的电流差动保护原理。所提保护原理能够克服传统差动保护在MMC-HVDC 接入后存在的低灵敏度甚至拒动的问题，为保障交直流耦合电网的稳定运行提供关键技术支撑。

1 传统电流差动保护动作性能分析

为研究MMC-HVDC 换流站对交流联络线电流差动保护的影响，将MMC-HVDC 系统接入改进的IEEE 39 节点标准测试模型中，如图1 所示。

图1 含MMC-HVDC 改进IEEE 39 节点标准测试模型Fig.1 Modified IEEE 39-bus standard test model with MMC-HVDC

1.1 电流差动保护临界动作条件分析

如图1（b）所示，İ1和İ2分别为MMC 侧、电网侧的电流，构造带制动特性的电流差动保护判据为［19-20］：式中：Iop为差动电流；Ires为制动电流；K为制动系数，一般在0.5～0.8 范围内取值，本文取0.8。

线路两侧电流幅值比λ和相角差δ表示为：

区内故障时，线路两侧故障电流相角差越小，越利于保护动作。考虑线路两侧电流相位关系最坏的情况，假设δ为180°，此时电流İ1和İ2反相。根据式（1）可得：

因此，当λ大于（1+K）/（1-K）时，无论δ如何变化，理论上电流差动保护均可识别区内故障。当K取0.8 时，λ=9。

基于式（1）和式（2），可以构造如下函数：

当f(λ，δ)＞0 时，判定为区内故障；当f（λ，δ）＜0 时，判定为区外故障；当f(λ，δ)=0 时，差动保护处于临界动作状态。当δ＜90°时，差动保护必然能够可靠动作；当λ＞9 时，无论线路两侧电流的相角差如何变化，差动保护必然能够可靠动作。因此，为得到差动保护的临界动作条件，令λ在1～9 之间、δ在90°～180°之间变化，f(λ，δ)与λ、δ的关系如图2所示。

图2 f(λ,δ)与λ、δ 关系Fig.2 Relationship among f(λ,δ)，λ and δ

图2 中，f(λ，δ)对应曲线和0 平面的相交曲线即为临界动作边界曲线。当f(λ，δ)＞0 时，f(λ，δ)函数位于图2 的0 平面上方。随着λ增加，临界动作边界曲线上对应的临界动作相角差δ也逐渐增大。由此可见，λ越大，电流差动保护拒动的风险越低。最极端情况下，当λ=1 时，对应的临界动作相角差δ约为103°。因此，当δ＜103°时，无论λ如何变化，理论上电流差动保护均能可靠动作。

由以上分析可得传统电流差动保护临界动作的幅值和相角条件：

幅值条件（条件1）：故障线路两侧电流幅值比大于（1+K）/（1-K）。

相角条件（条件2）：故障线路两侧电流相角差小于103°。

当任意一个条件满足时，电流差动保护能正确动作切除区内故障。当且仅当2 个条件均不满足时，电流差动保护才存在拒动风险。λ越大、δ越小，保护拒动风险就越小。

1.2 电流差动保护性能分析

若交流线路两侧均为同步电源，发生区内故障时，δ一般为锐角，满足相角条件，差动保护能可靠动作。然而，线路一侧连接MMC-HVDC 换流站时，由于换流站的故障电流相角受故障条件、控制策略等因素的影响变化范围较大，导致δ在某些情况下为钝角，不满足相角条件，差动保护可能拒动。

如图1 所示，当过渡电阻较小时，若故障类型为接地故障，则由于零序电流的存在，δ较小，电流差动保护能可靠动作；若故障类型为非接地故障，由于换流站呈弱馈特性，λ较大，电流差动保护拒动的风险很低。因此，下文重点分析过渡电阻较大时，电流差动保护存在的问题。

以单相接地故障为例，换流站在不同运行模式下的系统等效模型如图3 所示。

图3 换流站不同运行模式下的等效模型Fig.3 Equivalent model of converter station in different operation modes

图3 中，İf为短路点故障电流，Zhvdc为换流站等效阻抗，ZL为线路阻抗，α为换流站到故障点距离与线路长度之比。根据文献［12］，考虑故障后换流站电力电子变流器的响应速度很快，在分析继电保护适应性时，可以忽略该暂态过程。换流站运行于整流模式时，相当于消耗有功的负载，因而Zhvdc的实部大于0；而逆变模式下，换流站向电网发出功率，Zhvdc的实部小于0。电网电压因短路故障发生跌落后，换流站一般会根据电压跌落深度注入无功功率而呈现部分电容特性，Zhvdc虚部小于0，有

由图3 可知，线路1-2 两侧电流存在如下关系：

由于过渡电阻较大，电压跌落较小，因而换流站以传输有功功率为主，其输出的无功功率较小。因此，Zhvdc的实部Rhvdc一般明显大于虚部Xhvdc，即有Rhvdc≫Xhvdc，以阻性为主。由于换流站呈弱馈特性，Zhvdc的幅值一般远大于αXL，即|Zhvdc|≫αXL。因此，Rhvdc≫（αXL-Xhvdc）。

根据上述分析及式（6），给出换流站不同运行模式下，由阻抗相量间的相位关系得到的各电流相量间的相位关系，见附录A 图A1。整流模式下，-Rf与［Rf+Rhvdc+j（αXL-Xhvdc）］的夹角为钝角，因此İ1和İ2的夹角为钝角；同理，İf和İ2在整流模式下的夹角为锐角。逆变模式下，Rf与［Rf-Rhvdc+j（αXL-Xhvdc）］的夹角为锐角，因此İ1和İ2的相角差δ为锐角；同理，İf和İ2在逆变模式下的夹角为锐角。

根据上述İf与联络线两侧电流之间相位关系的分析可以发现：电网侧电流与短路点故障电流的相角差始终为锐角，电网侧始终表现出“馈入”特性，即向故障点馈入电流；换流站侧在逆变模式下表现出“馈入”特性，在整流模式下，换流站侧电流与短路点故障电流相角差为钝角，表现出“汲出”特性，即从故障点汲出电流。当电网侧和换流站侧均表现出馈入特性时，两侧电流相角差较小，电流差动保护拒动风险很低；而当换流站侧表现出汲出特性时，两侧电流相角差较大，可能为钝角，电流差动保护拒动风险较高。因此，整流模式下电流差动保护拒动的风险明显高于逆变模式。

2 高灵敏度电流差动保护

2.1 基本原理

鉴于传统电流差动保护在MMC-HVDC 接入后存在的灵敏度较低甚至拒动的问题，本文提出一种高灵敏度电流差动保护原理。由于MMC-HVDC的接入主要影响传统电流差动保护在区内故障时的性能，而不影响区外故障时的性能，本文所提保护方法旨在提升传统电流差动保护在区内故障时的性能，克服低灵敏度和拒动的问题，而不影响区外故障时的性能。

传统电流差动保护判据式（1）可改写为：

式中：max {·}、min {·}分别表示取两个相量中幅值最大和最小的相量。

如前文所述，传统电流差动保护在MMCHVDC 接入后存在灵敏度低甚至拒动的问题。为此，本文对式（7）进行改进，提出一种高灵敏度电流差动保护，保护判据如式（9）所示：

式中：g1(y)、g2(y)分别为差动电流和制动电流的校正函数。

式（9）与传统电流差动保护判据式（7）形式是一样的，因此物理概念也是一致的，不等式左边是差动电流，不等式右边为K倍的制动电流。

传统电流差动保护在区内故障时存在灵敏度不足甚至拒动问题的根源在于差动电流较小而制动电流较大。因此，本文所提保护的基本思想是通过区内故障时的故障特征增大差动电流且减小制动电流，从而达到提高保护灵敏度的目的。为此，式（9）引入的g1（y）和g2（y）为：

式中：tanh（·）为双曲正切函数。

g1(y)和g2(y)的图形见附录A 图A2。基于上述分析，当发生区内故障时，为提高灵敏度，应满足g1(y)＞1，g2(y)＜1，即y应大于0；区外故障发生时，为尽量不影响保护的安全性，应满足y=0。因此，在设计y的表达式时，应遵循以下基本原则：1）区外故障时，y=0；2）区内故障时，y＞0；3）应同时考虑且充分利用区内外故障时两侧电流幅值比λ和相角差δ的差异，避免采用单一的λ或δ。考虑到区外故障时，δ约为180°，|İmax|≈|İmin|。y可设计为：

区外故障时，根据式（11）得y=0，因而g1（y）≈g2（y）≈1，使得式（9）所示保护判据与传统电流差动保护判据式（7）一致。因此，改进后的新判据未降低区外故障时保护的安全性，与传统电流差动保护在区外故障时的性能一样，符合前文所提的设计原则。区内故障时，|İmax|一般明显大于|İmin|，且sinδ＞0，y一般大于1，可以显著增大差动电流，减小制动电流，提升保护灵敏度。

2.2 保护的灵敏度分析

两种电流差动保护的灵敏度系数如下：

交流联络线发生故障后，电网侧电流幅值一般明显高于换流站侧电流幅值。因此，线路两侧电流幅值比λ一般较大。即使考虑较为不利的情况，λ一般也至少大于2。图4 给出了λ和δ分别在［2，8］和［0°，180°］区间内取值时，两种保护方法的灵敏度。由图4 可见，本文所提差动保护的灵敏度始终且显著高于传统电流差动保护，进一步验证了所提保护方案性能的优越性。

图4 两种保护方法的灵敏度对比Fig.4 Sensitivity comparison of two protection methods

2.3 电流互感器饱和的影响及解决措施

相比于线路的电容效应及数据同步误差问题，电流互感器饱和才是差动保护安全性最大的威胁。无论是传统的电流差动保护还是本文提出的高灵敏度电流差动保护，在电流互感器出现严重饱和时，均会出现保护误动的情况。虽然通过提高制动系数，可以在一定程度上提升对电流互感器饱和的耐受能力，但这是以降低保护灵敏度为代价的。

区外故障且电网侧电流互感器饱和情况下的电流波形见附录A 图A4。i1、i2分别为换流站侧、电网侧电流的电流互感器测量值，电流互感器处于线性区时，差动电流绝对值|i1+i2|很小；电流互感器处于饱和区时，电网电流的严重畸变会导致差动电流迅速增大。根据|i1+i2|在饱和区和线性区的时域特征区别，构造辅助判据以避免电流互感器饱和导致的保护误动。线性区时，|i1+i2|等于电容电流的绝对值，即使是长线路，线路的电容电流一般也不大于0.2 p.u.。考虑一定的裕度，电流互感器处于线性区时，|i1+i2|的多数采样点应小于0.3 p.u.。当发生区内故障时，即使过渡电阻很大，差动电流也远大于0.3 p.u.。因此，|i1+i2|的多数采样点应大于0.3 p.u.。根据文献［21］，即使发生电流互感器严重饱和，线性区也至少有1/4 工频周期（5 ms）。根据前文分析，构造饱和系数SC，定义为故障后3 ms 时间内|i1+i2|小于0.3 p.u.的采样点数与总采样点数之比。由于区外故障电流互感器线性区多数|i1+i2|采样值小于0.3 p.u.，SC应大于50%；而区内故障时，多数|i1+i2|采样值大于0.3 p.u.，SC应小于50%。因此，构造辅助判据：

当主判据式（9）满足时，再判定辅助判据是否满足。若辅助判据式（13）满足，则判定为区内故障，否则判定为区外故障。

3 仿真验证与结果分析

为评估本文所提差动保护的性能并与传统电流差动保护进行对比，在PSCAD/EMTDC 中搭建了如图1（a）所示的改进IEEE 39 节点电磁暂态仿真模型。MMC 的仿真模型包括了主回路和控制系统，并且控制策略能穿越不对称故障。因此，下面的仿真结果包含了故障后MMC 控制系统的动态调节过程。本章中，所有故障的发生时刻均设置为t=2 s。仿真参数见附录B 表B1，其他线路参数可参考文献［22-23］。

3.1 不同过渡电阻故障仿真

换流站运行于整流模式时，距换流站50 km 处经不同过渡电阻（10、30、60、100 Ω）发生A 相接地故障，对比传统电流差动保护和本文所提保护方法对过渡电阻的耐受能力。

由图5 可见，随着过渡电阻的逐渐增大，传统电流差动保护的差动电流与制动电流之比Kor逐渐减小。

图5 不同过渡电阻故障两种保护方法性能对比Fig.5 Performance comparison of two protection methods for faults with different transition resistance

这主要是因为零序电流随着过渡电阻的增大而减小，零序电流的作用减弱，导致联络线两侧电流相角差增大，恶化电流差动保护的性能。当过渡电阻大于60 Ω 时，传统电流差动保护拒动。相比之下，虽然过渡电阻在很大的范围内变化，本文所提差动保护始终具有很高的灵敏度，保护能可靠动作切除故障。本文所提差动保护对过渡电阻具有极强的耐受能力，其表现显著优于传统电流差动保护，能适应MMC-HVDC 换流站的接入。

3.2 不同故障位置、故障类型和运行模式仿真

为了测试不同故障位置下所提保护的性能，设置4 个不同的故障位置，K1 位于母线1，K2、K3 和K4 分别距换流站10、40、90 km。发生在K1 处的故障为区外故障，发生在K2、K3 和K4 处的故障为区内故障。设置故障类型为A 相接地（AG）、BC 相间短路（BC）和ABC 三相短路（ABC），包含接地故障与非接地故障，过渡电阻为50 Ω。不同故障位置、故障类型和运行模式下灵敏度系数Ksen的测试数据见附录B 表B2。

K1 处故障时，三相的灵敏度系数均小于1，因此，所提保护判据可以正常识别区外故障。不同故障位置发生不同故障类型的区内故障时，同时考虑了整流和逆变两种运行模式，所有故障相的灵敏度系数均显著大于1，而非故障相的灵敏度系数小于1。因此，所提保护判据能正确识别区内故障及故障相，并且具有很高的灵敏度。此外，表中所有区内故障的响应时间均小于10 ms，保护判据可以在很短的时间内动作，速动性好，能满足高压输电线路主保护对速动性的要求。

图6 给出了附录B 表B2 中4 个案例对应的仿真结果。由图6 可见，发生区外故障时，三相的灵敏度系数在整个暂态过程中都可靠地小于1。发生区内故障时，所有故障相的灵敏度系数均在很短的时间内超过1，满足保护判据，而非故障相的灵敏度系数始终小于1。

图6 不同故障案例的仿真结果Fig.6 Simulation results of different fault cases

综上所述，所提保护能可靠、正确地区分区内外故障且精确识别故障相，速动性好，灵敏度高。

3.3 不同故障时刻仿真

距换流站30 km 处经50 Ω 过渡电阻发生CA 相间短路故障（区内故障），不同故障时刻差动电流与制动电流之比如表1 所示。假设2.0 s 对应的初相角为0°，则表1 中的故障时刻对应的故障开始相角为0°、54°、90°、180°、270°。由表1 可见，尽管故障时刻变化范围较大，三相的差动电流与制动电流之比受故障时刻的影响很小。故障相差动电流与制动电流之比显著大于阈值0.8，非故障相差动电流与制动电流之比显著小于阈值0.8。所提保护在不同故障时刻都能正确识别区内故障和故障相。

表1 不同故障时刻仿真数据Table 1 Simulation data at different fault times

3.4 数据同步误差的影响

根据文献［24］所述，目前电力系统普遍采用乒乓对时、全球定位系统（GPS）或北斗系统等同步对时方法，GPS 或北斗系统的对时误差在2 μs 以内。如此小的同步误差对保护性能产生的影响可以忽略不计。

为了测试保护方案耐受时间同步误差的能力，将同步误差分别增大到500 μs 和1 000 μs。设置母线1 处经10 Ω 过渡电阻发生A 相接地故障（区外故障），不同同步误差下A 相差动电流与制动电流之比仿真结果见附录B 图B1。即使同步误差增大到1 000 μs，差动电流与制动电流之比Kor仍小于阈值0.8，保护仍能够可靠地识别区外故障。而实际北斗系统的对时同步误差仅为2 μs，不会对保护性能产生显著影响。

3.5 不同线路长度、运行模式以及电流互感器饱和时仿真

假设母线1 处经30 Ω 过渡电阻发生A 相接地故障（区外故障），在不同线路长度下测试对地电容效应对保护性能的影响，仿真结果见附录B 图B2。随着线路长度的增加，电容电流也随着增大。但是，即使线路长度达到250 km，电容电流也明显小于0.2 p.u.；当线路长度在50～250 km 范围内变化时，差动电流与制动电流之比始终小于阈值0.8，保护不会误动。由此可见，即使不采用电抗器补偿电容电流，保护也不会误动，安全性好。

线路1-2 中点设置A 相接地故障，过渡电阻为100 Ω，换流站运行于逆变模式。为了测试不同运行点（不同负荷水平）下所提保护的性能，有功功率分别被设置为0.2、0.4、0.6、0.8、1.1 p.u.，仿真结果见附录B 图B3。5 个运行点对应的灵敏度系数都很高，明显大于1，并且保护灵敏度与负荷水平之间没有明确的关系。因此，所提保护可以在不同负荷水平下灵敏地识别区内故障，明显高于电力行业标准DL/T 559—2007 对电流差动保护灵敏度的要求。

假设在母线1 处2 s 时刻发生金属线A 相接地故障（区外故障），电网侧电流互感器饱和，仿真结果见附录B 图B4。由于电网侧电流互感器饱和导致电网侧电流严重畸变，线路两侧电流不再满足幅值基本相等、相位互差180°的条件，导致本文所提保护的差动电流与制动电流之比大于阈值0.8，主判据在区外故障时误动。由于饱和系数大于0.5，辅助判据式（13）不满足，最终将该故障判定为区外故障。辅助判据的加入，避免了由于电流互感器饱和导致的保护误动问题，提高了保护的安全性。

3.6 与现有保护的性能对比

为了进一步验证本文所提保护性能的优越性，通过2 个仿真案例将所提保护与电流相位差动保护［10］及基于电流幅值比的纵联保护［25-26］进行对比。案例1：线路中点发生A 相接地故障，过渡电阻为100 Ω，换流站运行于整流模式。案例2：线路中点发生A 相接地故障，过渡电阻为100 Ω，换流站运行于逆变模式。两个故障均为区内故障。

由图7（a）可见，故障发生后，电流相位差接近180°，位于140°～220°，区内故障被电流相位差动保护误判为区外故障。本文所提保护的差动电流与制动电流之比显著大于阈值0.8，能够灵敏精准地识别该区内故障。由图7（b）可见，故障发生后，线路两侧电流幅值比大于阈值。根据文献［25-26］可知，该故障被误判为区外故障，基于电流幅值比的纵联保护失效。而本文所提保护的差动电流与制动电流之比显著大于阈值0.8，能够灵敏精准地识别该区内故障。

图7 所提保护与现有保护的对比Fig.7 Comparison of proposed protection with existing protections

综上所述，电流相位差条件不满足时，电流相位差动保护失效，电流幅值比条件不满足时，基于电流幅值比的纵联保护失效。而本文所提保护在相位和幅值比任一条件不满足时，仍能正确且灵敏地识别区内故障，充分说明了所提保护性能的优越性。

4 实时数字仿真（RTDS）实验

采用实际直流控制保护装置、RTDS 系统和上位机组成的实验平台，进一步验证本文所提高灵敏度电流差动保护。基于渝鄂直流实际工程参数在RTDS 系统搭建了MMC-HVDC 模型，且采用实际直流控制保护装置，能较好地模拟实际工程控制系统故障后的动态过程。柔性直流换流站经100 km 联络线接入交流电网，实验平台实物图见附录C 图C1，交流联络线参数见附录C 表C1。

不同条件下传统电流差动保护和本文所提差动保护的对比实验数据见附录C 表C2。表中，响应时间是指故障发生时刻到所有故障相差动电流与制动电流之比均超过制动系数的时间。4 种故障条件下，传统电流差动保护在整流模式下，有3 种故障条件下无法正确动作。唯一能正确动作的故障条件是因其对应的过渡电阻较小。而在相同的4 种故障条件下，将换流站的运行模式由整流切换为逆变，传统电流差动保护在4 种故障条件下都能正确识别区内故障和故障相。由此可见，相同故障条件下，传统电流差动保护在整流模式下拒动的风险显著高于逆变模式。RTDS 实验验证了1.2 节理论分析的正确性。

对于本文提出的高灵敏度电流差动保护，无论故障条件和换流站运行模式如何变化，故障相的差动电流与制动电流之比总是明显高于0.8，非故障相的差动电流与制动电流之比总是小于0.8。所提保护在各种故障条件下均能正确动作且灵敏度很高，能适应换流站不同运行模式。此外，同样的故障条件下，所提差动保护的响应时间小于传统电流差动保护。从所得响应时间数据可以看出，本文保护的响应速度完全能满足高压输电线路主保护对速动性的要求。

图8 给出了附录C 表C2 中2 个故障案例对应的波形图，故障开始时刻为0 s，均为50 km 处发生200 Ω过渡电阻CA 接地故障。

整流模式下，在故障发生50 ms 后，传统电流差动保护AC 两相差动电流与制动电流之比仍小于0.8，保护拒动。而逆变模式下，传统电流差动保护AC 两相差动电流与制动电流之比在故障发生18.7 ms 后均大于0.8，保护正确动作。图8 进一步证明了传统电流差动保护在换流站整流模式下拒动风险更高。图8 中，本文提出的电流差动保护对应的AC 两相差动电流与制动电流之比在故障发生10 ms 内均大于0.8，保护正确动作。所提保护速动性好、灵敏度高，基本不受换流站运行模式变化的影响，能适应不同故障位置、故障距离。即使过渡电阻高达200 Ω，保护依然正确动作，对过渡电阻的耐受力极强，性能显著优于传统电流差动保护。