改進(jìn)型飽和鐵心高溫超導(dǎo)限流器的實(shí)驗(yàn)研究

張晚英 胡雪峰 周 輝 佘 旺 劉東輝 朱英浩

（湖南大學(xué)電氣與信息工程學(xué)院 長沙 410082）

1 引言

電網(wǎng)短路容量和短路電流不斷增大，急切需要研制理想的限流器限制短路故障電流，最為理想的限流器是高溫超導(dǎo)限流器（High Temperature Super-Conducting Fault Current Limiter,HTSCFCL）[1-3]。近幾年來HTSCFCL 成為國內(nèi)外研究前沿[4]。根據(jù)HTSCFCL 的動作原理不同，分為失超型和不失超型[6-8]。飽和鐵心型 HTSCFCL是一種不失超型HTSCFCL，不存在失超恢復(fù)問題，有利于實(shí)現(xiàn)線路重合閘[9-11]。

本文提出了一種改進(jìn)型飽和鐵心 HTSCFCL，其原副邊繞組均采用超導(dǎo)繞組，在正常工作情況，IGBT1 閉合，不出現(xiàn)限流現(xiàn)象；在短路故障情況，利用IGBT1 快速斷開直流電流以提高限流能力，同時(shí)斷開限流器交流回路的IGBT2，使與之并聯(lián)的限流電阻R0串入限流，能有效地限制短路電流峰值和穩(wěn)態(tài)值，此種改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 較基本飽和鐵心型HTSCFCL 的突出優(yōu)點(diǎn)在于[12-18]：限流器原副邊均采用超導(dǎo)繞組，在正常工作情況，不會產(chǎn)生電能損耗和電壓損耗。在短路故障情況，通過快速斷開IGBT1，以斷開限流器的直流電流提高限流能力；快速斷開IGBT2，在交流回路快速串入限流電阻R0，使其限流能力進(jìn)一步提高。通過仿真及實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，該限流器具有很好的限流效果，能顯著減少電力系統(tǒng)的暫態(tài)和穩(wěn)態(tài)故障電流。該限流器能抑制電力系統(tǒng)的高次諧波，改善電網(wǎng)電能質(zhì)量，并能實(shí)現(xiàn)線路重合閘。

如果電力系統(tǒng)高次諧波含量較大時(shí)，在正常情況，也可將IGBT1 斷開，那么在正常情況也會存在電壓損耗，因?yàn)楦倪M(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 原副邊繞組為超導(dǎo)繞組，沒有電能損耗，所以只需用調(diào)壓方式使電源端的電壓適當(dāng)調(diào)高以補(bǔ)償電壓損耗，因而不影響正常情況電力系統(tǒng)的運(yùn)行電壓和運(yùn)行電流，改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 既可作為故障電流的限制器，又可作為電力系統(tǒng)諧波抑制器。

2 基本飽和鐵心型HTSCFCL

2.1 基本飽和鐵心型HTSCFCL 線圈參數(shù)

基本飽和鐵心型HTSCFCL 的運(yùn)行原理如圖1所示[5]。實(shí)驗(yàn)采用多心Bi2223 帶材高溫超導(dǎo)直流繞組，帶材寬度為4mm，臨界電流12.5A，每個(gè)鐵心上的超導(dǎo)繞組為70 匝。超導(dǎo)繞組共七層，每層10匝。為防止匝間短路，匝間間距取1mm，層間采用氧化鋁箔絕緣。其設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。樣機(jī)正常運(yùn)行時(shí)超導(dǎo)線圈置于液氮（77K）冷凍罐中，電感為1.03mH，超導(dǎo)線圈電阻為零，偏流I0和實(shí)驗(yàn)中線路短路電流峰值不能大于12.5A 的臨界電流，以防止超導(dǎo)線圈失超。

圖1 飽和鐵心型HTSCFCL 的運(yùn)行原理Fig.1 Working principle of the saturated core HTSCFCL

表1 超導(dǎo)線圈的設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 The design parameters of the superconducting coil

2.2 實(shí)驗(yàn)

2.2.1 實(shí)驗(yàn)電路

基本飽和鐵心型HTSCFCL 實(shí)驗(yàn)原理圖如圖2所示，Us為交流電壓源，I0為直流恒流源，T為調(diào)壓器，R2為交流回路內(nèi)阻（實(shí)驗(yàn)測試值），虛線內(nèi)為基本飽和鐵心型HTSCFCL，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采用電力質(zhì)量分析儀HIOKI3196 采集，表2為實(shí)驗(yàn)參數(shù)，圖3～圖6為實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

圖2 基本飽和鐵心型HTSCFCL 的原理圖Fig.2 Schematic diagram of saturated core HTSCFCL

表2 實(shí)驗(yàn)參數(shù)Tab.2 Test parameters

2.2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

采用表2 的實(shí)驗(yàn)參數(shù)，先不投入限流器，用電力質(zhì)量分析儀 HIOKI3196 記錄正常及故障情況線路電流波形如圖3a、3b 所示，測得其正常情況和故障情況線路電流的有效值分別為0.915A、7.910A，線路短路故障電流峰值為16.56A。然后將限流器投入運(yùn)行，直流偏流 I0=6A 時(shí)，用電力質(zhì)量分析儀HIOKI3196 錄下正常情和故障情況的線路電流波形如圖3c、3d 所示。圖3c為正常情況的線路電流波形，其電流有效值為0.896A。圖3d為短路故障情況的線路電流波形，故障電流峰值為7.32A。由圖3a、3c 可見，忽略實(shí)驗(yàn)誤差，直流偏置電流達(dá)到飽和鐵心HTSCFCL 的飽和電流（鐵心的飽和電流為6A），線路電流的峰值小于飽和電流，限流器基本沒有限流現(xiàn)象出現(xiàn)。由圖3b、3d 可見，比較有無限流器限流時(shí)線路短路電流的峰值。當(dāng)無限流器限流時(shí)短路故障電流峰值為16.56A；有限流器限流時(shí)短路故障電流的峰值為7.32A，可見有限流器限流時(shí)線路短路電流峰值下降了1.26 倍，表明在故障情況下限流器有較明顯的限流作用。

圖3 正常情況和短路情況線路電流波形Fig.3 Waveforms of line current during normal state and short circuit state

2.2.3 直流偏流I0對限流效果的影響

采用表2 的實(shí)驗(yàn)參數(shù)，研究直流偏置電流I0對限流器限流效果的影響，改變I0的大小，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖4、圖5 所示，圖4 的線路電流分別為正常情況和短路情況線路電流峰值(文中圖示其他坐標(biāo)軸上的標(biāo)注均為有效值)，圖4a為正常情況線路電流i 與直流偏置電流I0的關(guān)系，偏置電流I0越大，線路電流i 越大，當(dāng)偏置電流I0≥6A，線路電流趨向于恒定值，因?yàn)榇藭r(shí)鐵心已達(dá)到了飽和狀態(tài)，鐵心內(nèi)的磁感應(yīng)強(qiáng)度B 不變，交流繞組所交鏈的磁通恒定，交流繞組兩端的感應(yīng)電動勢為零，沒有限流現(xiàn)象出現(xiàn)。圖4b為故障情況線路電流i 與直流偏置電流I0的關(guān)系，偏置電流I0越大，線路電流i 越大，當(dāng)偏置電流I0≥6A 后，線路電流雖也隨偏流的增大而增大，但曲線變得略為平緩。這是因?yàn)楫?dāng)出現(xiàn)短路故障時(shí)，大的交流短路電流所產(chǎn)生的磁通量達(dá)到或超過直流超導(dǎo)線圈產(chǎn)生的磁通值，直流磁通和交流磁通方向反向的鐵心脫離飽和區(qū)，限制線路短路電流，但交直流磁通方向相同的另一個(gè)鐵心仍為飽和狀態(tài)，阻抗仍很小，此時(shí)只有一個(gè)鐵心上的交流繞組處于限流狀態(tài)，因而限流能力略有下降。采用兩組鐵心，是為了在正負(fù)半周分別限制線路中的短路電流。

圖4 正常情況和短路情況線路電流i 與偏置電流I0的關(guān)系Fig.4 Relation of the line current i and the DC current I0during normal state and short circuit state

圖5為正常情況和短路情況限流器電壓Uab與直流偏置電流I0的關(guān)系，直流偏置電流I0越大，限制電壓Uab越小。直流偏流為0 時(shí)限制電壓Uab最大。以正常情況為例，當(dāng)偏流為0 時(shí)，限制電壓Uab最大，其值為23.58V；當(dāng)直流偏流為8A 時(shí)，限制電壓 Uab=7.40V。以短路故障情況為例，當(dāng)偏流為0時(shí)，限制電壓Uab最大，其值為52.24V；當(dāng)直流偏流為8A 時(shí)，限制電壓Uab=42.17V。運(yùn)行角度要求正常運(yùn)行情況限流器不限流，限制電壓Uab越小越好，正常運(yùn)行情況需加偏流；故障情況Uab越大越好，在故障情況不要加直流偏流，以提高其限流能力。

圖5 正常情況和短路情況限流器電壓Uab與偏流電流I0的關(guān)系Fig.5 Relation of the voltage Uaband the DC current I0during normal state and short circuit state

2.2.4 實(shí)驗(yàn)諧波分析

圖2 所示實(shí)驗(yàn)電路，采用表2 所示實(shí)驗(yàn)參數(shù)，得到正常情況線路電流波形及其諧波含量如圖6 所示。本實(shí)驗(yàn)使用了BT3—10/0.5 環(huán)形鐵心調(diào)壓變壓器，其電流波形為矩形波，矩形波分解為傅里葉級數(shù)，級數(shù)展開式中的諧波均為奇次諧波，使得線路電流的諧波畸變率很高。首先將限流器和調(diào)壓器移去，得到圖6a 所示為無調(diào)壓器、無限流器時(shí)線路電流波形及其諧波含量，可見線路電流中的諧波畸變率為1.18%,含量很低。然后將調(diào)壓變壓器接入，得到圖6b 所示有調(diào)壓器和無限流器時(shí)線路電流波形及其諧波含量，可見線路電流的諧波畸變率為42.59%，因?yàn)锽T3—10/0.5 環(huán)形鐵心調(diào)壓變壓器的存在，使得諧波畸變率很高。最后將限流器和調(diào)壓器同時(shí)接入，得到圖6c 所示有限流器、有調(diào)壓器時(shí)線路電流波形及其諧波含量，線路電流諧波畸變率為37.93%，因?yàn)橄蘖髌鞯慕尤胧沟镁€路電流諧波畸變率減少了4.66%。

圖6 正常情況下線路電流波形及其諧波分析Fig.6 Analysis of line current waveform and harmonic during normal state

2.2.5 基本飽和鐵心型HTSCFCL 諧波抑制機(jī)理

正常工作狀態(tài)，基本飽和鐵心型HTSCFCL 的結(jié)構(gòu)相當(dāng)于一個(gè)空心變壓器，可以得到其一次等效電路如圖7 所示。二次回路自阻抗Z22計(jì)算表達(dá)式：Z22=R2+jωL2，其中R2為直流超導(dǎo)繞組的電阻，因超導(dǎo)繞組不失超，其電阻為0，L2為直流超導(dǎo)繞組的電感。一次回路自阻抗 Z11計(jì)算表達(dá)式：Z11=R1+RL+jωL1，L1為一次銅繞組的電感，R1為一次銅繞組的電阻，RL為負(fù)載電阻，一次等效電路的阻抗計(jì)算式為：Z1=Z11+(ωM)2Z22。可見基本飽和鐵心型HTSCFCL相當(dāng)于一個(gè)等效電阻串一個(gè)等效電感，等效電感對電力系統(tǒng)的諧波有抑制作用，當(dāng)直流電流增加使鐵心飽和時(shí)，其等效電感趨近于0，對電力系統(tǒng)諧波的抑制作用減少。

圖7 飽和鐵心限流器的一次等效圖Fig.7 The primary side equivalent circuit diagram of the saturated core HTSCFCL

3 改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL

3.1 工作原理

由于直流偏流I0對飽和鐵心型限流器的限流效果產(chǎn)生很大的影響，提出了改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL，提高了限流能力。圖8為原理圖，直流恒流源提供直流電流I0，Us為交流電源，限流器包含兩個(gè)鐵心，每個(gè)鐵心上有兩個(gè)繞組，一個(gè)交流超導(dǎo)繞組和一個(gè)直流超導(dǎo)繞組，其中一個(gè)鐵心上兩個(gè)繞組繞向相同，另一個(gè)鐵心上繞組繞向相反，兩個(gè)交流繞組串接在輸電線路中。

圖8 改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 的原理圖Fig.8 Principle circuit of the improved saturated core HTSCFCL

正常運(yùn)行時(shí)，改進(jìn)型飽和鐵心 HTSCFCL 的IGBT1 和IGBT2 均處于閉合狀態(tài)，限流電阻R0被短路，限流器的直流回路處于導(dǎo)通狀態(tài)，工作狀態(tài)與基本飽和鐵心型HTSCFCL 很相似，交流線圈所產(chǎn)生的交流磁場不足以使鐵心脫離飽和區(qū)，鐵心內(nèi)的磁感應(yīng)強(qiáng)度B 不變，交流繞組所交鏈的磁通Φ 恒定，交流繞組兩端的感應(yīng)電動勢為零。而基本飽和鐵心型HTSCFCL 的交流繞組是銅繞組，在正常運(yùn)行情況存在電能損耗和電壓損耗，在正常工作情況有限流現(xiàn)象出現(xiàn)，因銅繞組的電阻很小，限流現(xiàn)象不是很明顯；改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 的原副邊繞組均為超導(dǎo)繞組，不存在電能損耗和電壓損耗，也即在正常工作情況沒有出現(xiàn)限流現(xiàn)象。

當(dāng)改進(jìn)型飽和鐵心 HTSCFCL 出現(xiàn)短路故障時(shí)，大的交流短路電流所產(chǎn)生的磁通量達(dá)到或超過直流超導(dǎo)線圈產(chǎn)生的磁通值，直流磁通和交流磁通方向反向的鐵心脫離飽和區(qū)，限制線路短路電流，但交直流磁通方向相同的另一個(gè)鐵心仍為飽和狀態(tài)，阻抗很小。采用兩組鐵心，是為了在正負(fù)半周分別限制線路中的短路電流。IGBT1 檢測到突然增大的交流短路電流后，在微秒級時(shí)間斷開，從而斷開直流電流，使鐵心脫離飽和區(qū)，提高其限流能力。IGBT2 也在檢測到突然增大的交流短路電流后，在μS 級時(shí)間斷開，使得限流電阻R0串入限流，進(jìn)一步提高其限流能力，使得短路故障能量主要消耗在限流電阻R0上，而不是消耗在超導(dǎo)電感上，以降低低溫系統(tǒng)運(yùn)行費(fèi)用和功率級別。兩個(gè)IGBT 動作時(shí)間均不超過100μs，沒有失超恢復(fù)問題，具有快速重合閘功能。改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 的結(jié)構(gòu)圖如圖9 所示。

圖9 改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 的結(jié)構(gòu)圖Fig.9 The structure diagram of an improved saturated core HTSCFCL

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

采用表3 實(shí)驗(yàn)參數(shù)，為了便于對比，表3 的實(shí)驗(yàn)參數(shù)和表2 的實(shí)驗(yàn)參數(shù)基本一致，將改進(jìn)型飽和鐵心 HTSCFCL 投入運(yùn)行，利用電力質(zhì)量分析儀HIOKI3196 錄下正常情況和故障情況線路電流波形如圖10 所示。

表3 實(shí)驗(yàn)參數(shù)Tab.3 Test parameters

圖10 改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 限流后的正常情況和短路情況線路電流波形Fig.10 The waveforms of line current with the improved saturated core HTSCFCL during normal state and fault state

圖10a為加改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 限流的正常情況線路電流波形，對比圖3a 正常情況不加限流器限流時(shí)的線路電流波形和圖3c 正常情況加基本飽和鐵心型限流器限流時(shí)的線路電流波形，圖10a 測得正常情況線路電流有效值為0.910A，圖3a測得正常情況線路電流有效值為0.915A，圖3c 測得正常情況線路電流有效值為0.896A。忽略實(shí)驗(yàn)誤差，當(dāng)偏流電流I0超過正常情況線路電流峰值時(shí)，改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 不出現(xiàn)限流現(xiàn)象，其電流有效值與不限流時(shí)的正常情況電流有效值近似相等。而基本型飽和鐵心HTSCFCL 正常情況電流有效值略小于改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 的正常電流值，這是因?yàn)榛拘惋柡丸F心HTSCFCL 的一次繞組為銅繞組，銅繞組在正常情況有電能損耗和電壓損耗，因而在正常情況也存在不太明顯的限流現(xiàn)象。圖10b為加改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 限流的線路故障電流波形，對比圖3b 故障情況不加限流器限流時(shí)的線路電流波形和圖3d 故障情況加基本飽和鐵心型HTSCFCL 限流時(shí)的線路電流波形，圖10b 測得線路故障電流峰值為5.0A，圖3b 測得線路故障電流峰值為16.5A，圖3d 測得線路故障電流峰值為7.31A，可見改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 使故障電流減少了2 倍多，而基本飽和鐵心HTSCFCL 使故障電流只減少了1 倍多，此次實(shí)驗(yàn)暫不考慮R0對限流能力的影響，所以取R0=0Ω，如果考慮R0的影響使限流能力還會進(jìn)一步提高，可見改進(jìn)型飽和鐵心 HTSCFCL 對線路故障電流有非常明顯的限制作用。

3.3 改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 諧波抑制機(jī)理

正常工作狀態(tài)，改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 的結(jié)構(gòu)也相當(dāng)于一個(gè)空心變壓器，其一次等效電路也如圖 7 所示。二次回路自阻抗 Z22計(jì)算表達(dá)式：Z22=R2+jωL2，其中R2為直流超導(dǎo)繞組的電阻，因超導(dǎo)繞組不失超，其電阻為0，L2為直流超導(dǎo)繞組的電感。一次回路自阻抗 Z11計(jì)算表達(dá)式：Z11=R1+RL+jωL1，L1為一次超導(dǎo)繞組的電感；R1為一次超導(dǎo)繞組的電阻，因超導(dǎo)繞組不失超，R1為0；RL為負(fù)載電阻。一次等效電路的阻抗計(jì)算式為：Z1=Z11+可見改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL相當(dāng)于一個(gè)等效電感，對電力系統(tǒng)的諧波有抑制作用，當(dāng)直流電流增加使鐵心飽和時(shí)，其等效電感趨近于0，對電力系統(tǒng)的諧波的抑制作用減少。如果電力系統(tǒng)高次諧波含量較大時(shí)，因改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL原副邊均為超導(dǎo)繞組，因而不存在電阻，即不存在電能損耗，但會存在電壓損耗，可以用調(diào)壓方式使電源端的電壓適當(dāng)調(diào)高，然后將改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 的直流電流斷開，此時(shí)改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 既可作為故障電流限制器，又可作為電力系統(tǒng)諧波抑制器。

4 Matlab 仿真結(jié)果

采用表3 參數(shù),對圖8 進(jìn)行仿真，設(shè)短路故障時(shí)刻為t=0.1s，仿真結(jié)果如圖11～圖13 所示。

圖11a為限流器交流繞組為超導(dǎo)繞組時(shí)線路正常電流波形，圖11b為限流器交流繞組為銅繞組時(shí)線路正常電流波形。圖 11a 線路電流的有效值為0.908A，圖11b 線路電流有效值0.898A。因?yàn)殂~繞組存在電阻，因而在正常情況存在限流現(xiàn)象，而超導(dǎo)繞組電阻為 0，在正常情況沒有限流現(xiàn)象出現(xiàn)。

圖11 正常情況線路電流仿真結(jié)果Fig.11 Simulation results of the line current during normal state

圖12a為限流器交流繞組為超導(dǎo)繞組時(shí)線路故障電流仿真波形，圖12b為限流器交流繞組為銅繞組時(shí)線路故障電流仿真波形，圖12a 中線路電流最大值為5.23A，圖12b 中線路電流最大值為5.06A。因?yàn)殂~繞組存在電阻，而超導(dǎo)繞組電阻為0，因而在故障情況交流繞組為銅繞組時(shí)的限流電流略小一些。

如圖13為改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 限流后線路故障電流仿真結(jié)果，從圖中可見線路正常電流有效值為0.908A，線路故障電流峰值為5.23A。對比圖10a 和圖10b 的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，由圖10 實(shí)驗(yàn)結(jié)果可得到，線路正常電流有效值為0.910A，線路故障電流峰值為5.0A。仿真計(jì)算中忽略了連線電阻和實(shí)驗(yàn)儀器的誤差，所以實(shí)驗(yàn)結(jié)果比仿真結(jié)果略小，可見仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果還是基本一致。圖13 的曲線上有兩次跳躍：短路故障瞬間，故障電流急劇增大，超過了偏置電流 I0，第 1次跳躍是改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 首先以基本飽和鐵心型HTSCFCL 形式串入限流；經(jīng)過100μs 左右延遲，IGBT1 斷開，直流偏流退出運(yùn)行，使限流器的限流能力增加，使得曲線出現(xiàn)第2次跳躍。但在圖10a 和圖10b 的實(shí)驗(yàn)結(jié)果中沒有出現(xiàn)跳躍現(xiàn)象，因?yàn)樵趯?shí)驗(yàn)中用開關(guān)取代IGBT，圖10a為加改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 限流的正常情況線路電流波形，10b為加改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 限流的線路故障電流波形，而圖13兩次跳躍前后的波形分別對應(yīng)正常情況的線路電流波形和故障情況線路電流波形，也即對應(yīng)圖10a 和圖10b 電流波形。

圖13 改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 限流后線路故障電流仿真結(jié)果Fig.13 Simulation results of the line current with the improved saturated core HTSCFCL during fault state

5 結(jié)論

通過實(shí)驗(yàn)與仿真分析，改進(jìn)型飽和鐵心限流器不僅可限制故障電流峰值還可限制故障電流穩(wěn)態(tài)值，在正常工作情況下，兩個(gè)IGBT 處于閉合狀態(tài)，直流超導(dǎo)繞組中的直流電流使飽和鐵心型HTSCFCL處于飽和狀態(tài)，其上四個(gè)繞組均采用超導(dǎo)繞組，正常工作情況限流器不會出現(xiàn)限流現(xiàn)象，在短路故障情況，兩個(gè)IGBT 快速動作，斷開限流器直流超導(dǎo)繞組中的直流電流，提高限流能力，同時(shí)使限流電阻快速串入限流，進(jìn)一步提高限流能力。改進(jìn)型飽和鐵心HTSCFCL 能抑制電力系統(tǒng)的諧波，還能有效實(shí)現(xiàn)線路重合閘。選擇串入合適的限流電阻 R0的值，能滿足電力系統(tǒng)的擴(kuò)容需要。

[1]Lee B W,Park K B,Sim J,et al.Design and experiments of novel hybrid type superconducting fault current limiters[J].IEEE Transactions on Applied Superconductivity,2008,18(2):624-627.

[2]Sung Hun Lim,Young Sun Cho,Hyo Sang Choi,et al.Improvement of current limiting capability of HTSC elements in hybrid type SCFCL[J].IEEE Transactions on Applied Superconductivity,2007,17(2):1807-1810.

[3]張晚英,周有慶,趙偉明,等.偏流切換橋路型高溫超導(dǎo)故障限流器的實(shí)驗(yàn)研究[J].中國電機(jī)工程學(xué)報(bào),2008,28(6):116-122.

[4]張晚英,周有慶,趙偉明,等.改進(jìn)橋路型高溫超導(dǎo)故障限流器的實(shí)驗(yàn)研究[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào),2010,25(1):70-76.

[5]朱青,朱英浩,周有慶,等.改進(jìn)的雙橋混合式橋路型高溫超導(dǎo)故障限流器[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào),2007,22(2):39-44.

[6]Lee B W,Sim J,Park K B,et al.Practical application issues of superconducting fault current limiters for electric power systems[J].IEEE Transactions on Applied Superconductivity,2008,18(2):620-623.

[7] Inho Song,Changho Choi,Moohyun Cho.Quench protection system for the superconducting coil of the KSTAR Tokamak[J].IEEE Transactions on Applied Superconductivity,2007,17(1):1-6.

[8]Warut Suampun,Chiang Hsiao Dong.Critical evaluation of methods for estimating stability boundary for transient stability analysis in power systems[C].Power and Energy Society General Meeting,2010.

[9]Hyoungku,Chanjoo Lee,Kwanwoo Nam,et al.Development of a 13.2kV/630A(8.3MVA)high temperature superconducting fault current limiter[J].IEEE Transactions on Applied Superconductivity,2008,18(2):628-631.

[10]Alexander Henning,Axel Wehner,Michael Kurrat.Feasibility study of superconducting current limiter application in a cogeneration plant[J].IEEE Transactions on Applied superconductivity,2009,19(3):1908-1912.

[11]James Maguire,Doug Folts,Jie Yuan,et al.Development and demonstration of a fault current limiting HTS cable to be installed in the con Edison grid[J].IEEE Transactions on Applied Super Conductivity,2009,19(3):1740-1743.

[12]Reza Sharifi,Hossein Heydari.Multiobjective optimization for hts fault-current limiters based on normalized simulated annealing[J].IEEE Transactions on Applied Super Conductivity,2009,19(2):3675-3682.

[13]Hossien Heydari,Reza Sharifi.Three-dimensional pareto-optimal design of inductive superconducting fault current limiters[J].IEEE Transactions on Applied Super Conductivity,2010,20(5):2301-2311.

[14]Nand K Singh,Ryan M Tumilty,Graeme M Burt,et al.System-level studies of a MgB2 superconducting fault-current limiter in an active distribution network[J].IEEE Transactions on Applied Super Conductivity,2010,20(2):54-60.

[15]Tatsuhiko Nii,Yumi Shouno,Yasuyuki Shirai.Basic experiments on transformer type SCFCL of rewound structure using BSCCO wire[J].IEEE Transac-tions on Applied Super Conductivity,2009,19(3):1892-1895.

[16]Christian Schacherer,James Langston,Michael Steurer,et al.Power hardware-in-the-loop testing of a YBCOcoated conductor fault current limiting module[J].IEEE Transactions on Applied Super Conductivity,2009,19(3):1801-1805.

[17]Cai Y,Okuda S,Odake T,et al.Study on three-phase superconducting fault current limiter[J].IEEE Transactions on Applied Super Conductivity,2010,20(3):1127-1130.

[18]Tomonori Koyama,Satoru Yanabu.Study and development of superconducting fault current limiter with high speed reclosing[J].IEEE Transactions on Applied Super Conductivity,2009,19(3):1868-1871.