飽和鐵心型橋式故障限流器的性能參數設計與實驗

陳柏超 魏亮亮 雷 洋 田翠華 袁佳歆

（武漢大學電氣工程學院 武漢 430072）

飽和鐵心型橋式故障限流器的性能參數設計與實驗

陳柏超 魏亮亮 雷 洋 田翠華 袁佳歆

（武漢大學電氣工程學院 武漢 430072）

為解決系統短路電流過大、傳統飽和鐵心型故障限流器限流效果和經濟性不理想等問題，提出一種飽和鐵心橋式故障限流器（BSFCL）。相比傳統飽和鐵心型故障限流器，該限流器采用橋式結構，可有效減小限流器的體積和成本；通過外加限流電感，有效提高了限流器的限流效果。首先分析飽和鐵心型橋式故障限流器的工作原理，然后建立限流器的磁路模型，并對限流器性能參數進行詳細分析和設計。在此基礎上，基于Ansoft建立飽和鐵心型橋式故障限流器的場路耦合仿真模型，通過仿真說明其工作原理和良好的性能，并分析不同參數對限流器限流效果的影響。最后研制了一臺220V/20A飽和鐵心型橋式故障限流器實驗樣機，實驗結果驗證了所提結構和方法的有效性。

限流器 限流電感 磁路模型 性能參數 限流效果

0 引言

隨著電網規模的日益擴大和新能源的不斷接入，系統短路電流水平不斷提高，甚至超過斷路器的最大遮斷容量，嚴重威脅電網的安全與穩定運行[1-3]。因此，如何限制系統短路電流已成為亟待解決的問題之一。傳統的短路電流限制措施，如調整電網結構，分層分區、母線分段運行、采用高阻抗變壓器和串聯電抗器等雖在一定程度上緩解了電網短路電流問題，但均對電網運行的穩定性、可靠性等帶來不容忽視的影響[4,5]。故障限流器以其良好的性能成為目前限制短路電流最有效的措施之一[6-13]。其中，飽和鐵心型故障限流器（Saturated Core Fault Current Limiter, SCFCL）以其故障自檢測、動作和恢復時間短、耐高壓等獨特的優越性受到了廣泛關注[14-16]。

飽和鐵心型故障限流器的基本原理是，當系統正常運行時，由于直流磁動勢的作用，鐵心處于深度飽和狀態，此時限流器的正常阻抗較小，對系統正常運行影響很小。而當發生短路故障時，短路電流產生較大的交流磁動勢抵消直流磁動勢的作用，使得鐵心退出飽和，阻抗迅速增大，從而有效限制系統短路電流。

目前國內外學者提出了多種類型的飽和鐵心型故障限流器。根據直流偏置類型和結構不同可分為常導偏置型、超導偏置型和永磁型。文獻[17]提出了一種常導偏置型限流器，主要利用常導直流繞組提供直流偏置電流。文獻[18,19]提出了超導偏置型限流器，采用超導線圈來提供直流偏置電流，但其應用受到超導線圈和制冷成本等因素的制約。同時，由于當發生短路故障時，以上限流器均可等效為一個二次側被短路的變壓器。因此，限流器呈現的限流阻抗不大，限流效果并不理想。

針對以上飽和鐵心型故障限流器限流效果不理想等問題，文獻[20]提出了一種永磁飽和型故障限流器，利用永磁體產生偏置磁場，省去額外直流電源，同時利用永磁體磁導率類似空氣隙的特點，提高了永磁型故障限流器的限流效果。但由于永磁體直流偏置能力不足及永磁體穩定性等問題，限制了永磁型故障限流器的發展。文獻[21]提出了一種磁開關型故障限流器，在直流偏置回路增加限流電感，提高了限流效果。但由于直流側繞組與交流側繞組處于松耦合狀態，要實現鐵心深度飽和，中柱鐵心截面積一般為繞組鐵心的2倍以上，因此經濟性較差。

為了解決目前限制飽和鐵心型故障限流器發展的限流效果不理想和經濟性等問題，本文在已有研究的基礎上，提出一種飽和鐵心型故障限流器結構——飽和鐵心型橋式故障限流器（Bridge-type Saturated core Fault Current Limiter, BSFCL）。其交直流共用同一繞組的橋式緊耦合結構，使得中柱鐵心截面積得到有效減小，從而大大減小了限流器的體積和成本。同時，在直流偏置回路串聯一個限流電感，當發生短路故障時自動被接入系統，從而增大了限流阻抗，有效提高了限流器的限流效果。相比傳統飽和鐵心型故障限流器，飽和鐵心型橋式故障限流器具有較好的經濟性和更好的限流效果等優點。

本文詳細分析了飽和鐵心型橋式故障限流器的工作原理和磁路模型，推導了限流器性能參數，并詳細分析了不同結構參數對限流器運行性能的影響。通過電磁仿真和實驗結果驗證了本文提出的飽和鐵心型橋式故障限流器的有效性。

1 工作原理

圖1為飽和鐵心型橋式故障限流器的結構原理。飽和鐵心型橋式故障限流器主要由兩個主鐵心、限流電感和直流偏置電源組成。其中，兩個主鐵心柱Ⅰ和Ⅱ的截面積均為Az。每個鐵心柱上下均分別對稱地繞有匝數均為N的繞組，各繞組繞向相同，且交直流繞組共用同一繞組。四個繞組連接采用特殊的橋式結構，其中，鐵心Ⅰ、Ⅱ上兩個半繞組首端ab相連引出作為輸入一端，下兩個半繞組末端gh相連，中間部分cd、ef交叉連接，然后在df間接入直流偏置電源Ek和限流電感L0，作為直流偏置回路。其中系統阻抗Xs=ωLf，負載阻抗為Zload，電源電壓Us=Emcos(ωt)，Em為電源電壓的幅值，直流偏置電源Ek由全橋整流電源提供。

圖1 BSFCL結構原理Fig.1 Structure diagram of BSFCL

飽和鐵心型橋式故障限流器主要分為正常和故障兩種運行狀態，下面將分別對這兩種狀態進行詳細分析。

1.1 系統正常運行

系統正常運行時，以正常負荷電流正半周期為例，系統直流偏置電源Ek產生直流偏置電流ik，分別通過回路ik1和ik2在繞組中流通。與此類似，交流電流也通過回路i1和i2流通，如圖2a所示。當鐵心Ⅰ、Ⅱ上繞組參數完全對稱時，i1=i2=i/2，ik1=ik2= ik/2。而從流通方向看，流過鐵心Ⅰ兩繞組的交流和直流方向相同，而流過鐵心Ⅱ兩繞組的交流和直流方向相反。因此，調整直流偏置電流大小，正常負荷電流產生的最大交流磁動勢不足以抵消直流偏置電流產生的直流磁動勢，將使得鐵心Ⅰ、Ⅱ同時處于深度飽和狀態。此時，由于對稱性，交流電流將不會流經限流電感。正常負荷電流負半周期與正半周期分析類似，直流偏置電流將使得鐵心Ⅰ、Ⅱ同時處于深度飽和狀態。由于鐵心飽和時的磁導率近似等于空氣磁導率μ0，因此，當系統正常運行時，限流器的正常阻抗很小，對系統的正常運行無影響。

圖2 BSFCL工作原理流通Fig.2 Working principle diagram of BSFCL

1.2 系統故障運行

當發生短路故障時，在短路電流正半周期，由于鐵心Ⅰ上的交流磁動勢與直流磁動勢同方向，鐵心Ⅰ仍深度飽和，而鐵心Ⅱ由于較大的短路電流產生的交流磁動勢足以抵消直流磁動勢將退出飽和。退出飽和后的鐵心Ⅱ上的兩個繞組阻抗較大，因此短路電流將無法通過，此時短路電流從a-c-f-L0-d-e-g回路流通。同理，在短路電流負半周期，鐵心Ⅰ將退出飽和，鐵心Ⅱ深度飽和，短路電流從b-d-L0-f-h回路流通，如圖2b所示。因此，在短路電流的一個工頻周期內，鐵心Ⅰ、Ⅱ將交替退出飽和，限流電感L0被自動接入系統中，從而有效限制了系統短路電流。

2 磁路模型

根據上述原理分析，建立飽和鐵心型橋式故障限流器正常運行時的磁路模型，如圖3所示。其中，鐵心的磁化曲線采用雙折線模型，因此當鐵心飽和時的磁導率為μs，退出飽和時磁導率為μu。φ1、φ2和φ3分別為鐵心Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ的磁通，Re1、Re2、Ru3和Rp分別為鐵心Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和鐵心旁軛的磁阻，Rs為鐵心Ⅰ或Ⅱ飽和時的磁阻，He1和He2分別為鐵心Ⅰ和Ⅱ的磁場強度，le為鐵心Ⅰ或Ⅱ的磁路長度。

圖3 正常運行正半周期時等效磁路模型Fig.3 Equivalent magnetic circuit in the positive half cycle of current under normal conditions

本文為了分析方便，以電流正半周期為例。應用回路電流法，可得

當系統正常運行時，鐵心Ⅰ、Ⅱ均處于深度飽和狀態，此時Re1=Re2=Rs、φ3=φ1-φm2、He1=He2=He。因此，鐵心Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ的磁通為

由式（2）可得，當系統正常運行時，直流磁通主要通過鐵心Ⅰ和鐵心Ⅱ形成回路，不會流過鐵心Ⅲ。而鐵心Ⅲ主要流過較小的交流磁通。

由于φ1、φ2、Ηe和Iac均為時間t的函數，因此分別將φ1、φ2對t求導，得

磁通φ1、φ2與磁場強度Ηe關系為

因此，依據法拉第電磁感應定律，鐵心Ⅰ上單個繞組的電感可表示為

同理可得，鐵心Ⅱ上單個繞組的電感為

因此，飽和鐵心型橋式故障限流器在正常運行時的阻抗為

由于Rp, Ru3＜＜Rs，因此忽略Rp、Ru3，得

由圖2b分析可知，當系統發生短路故障時，以短路電流正半周期為例，鐵心Ⅰ深度飽和，鐵心Ⅱ退出飽和，短路電流經過鐵心Ⅰ上的兩個繞組和限流電感形成回路。此時限流器的等效磁路模型如圖4所示。其中，Iac為短路電流，Ru2為鐵心Ⅱ退出飽和時的磁阻。

圖4 短路故障正半周期時等效磁路模型Fig.4 Equivalent magnetic circuit in the positive half cycle of current under fault conditions

應用回路電路法，同樣可求得

當鐵心Ⅱ退出飽和時，鐵心Ⅱ的磁通可能會減小到最小，此時短路電流產生的磁通將主要流經中柱鐵心。當系統發生短路故障時，短路電流主要流經退出飽和的鐵心上的兩個繞組及限流電感。因此限流器呈現的限流阻抗為

由式（10）可看出，限流器的限流阻抗大小主要取決于限流器正常運行的阻抗與限流電感L0。

同時，由式（2）和式（9）可看出，在系統正常運行時中柱鐵心僅流過較小的交流磁通，而在系統發生短路故障時中柱鐵心承擔大部分短路電流磁通。為了防止當發生短路故障時中柱鐵心飽和而影響限流效果，因此橋式故障限流器的中柱鐵心截面積Am一般取主鐵心截面積Az的1.1～1.2倍左右。

而傳統飽和鐵心型故障限流器，中柱鐵心截面積一般設計為主鐵心截面積Az的2倍以上。因此，相比傳統飽和鐵心型故障限流器，飽和鐵心型橋式故障限流器可大大減小限流器的體積和成本。

3 性能參數設計

當限流器投入運行時，應具有較小的正常運行電壓壓降、較快的動作時間以及良好的限流效果等，因此飽和鐵心型橋式故障限流器的性能參數設計對限流器運行性能具有重要影響。下面將分別對限流器的性能參數進行詳細的分析與設計。

3.1 正常運行電壓壓降

通過磁路分析可求得限流器的正常運行阻抗，因此，當系統正常運行時，限流器的電壓降落為

式中，IN為正常運行時的負荷電流。

3.2 動作時間

當發生短路故障時，如果短路電流iac小于直流偏置電流ik，鐵心Ⅰ、Ⅱ均處于深度飽和，限流器將不動作，與系統正常運行狀態類似。而當短路電流達到或超過直流偏置電流時，則鐵心將退出飽和，此時限流電感被接入系統，限流器開始動作。因此，把短路發生瞬間到短路電流增大到直流偏置電流的時間稱為動作時間τ。

由于在動作時間以前，限流器呈現的阻抗仍為正常阻抗Xnom，因此，在0tτ≤≤時，系統電壓全部加在系統短路阻抗和正常阻抗上，即

因此，限流器的動作時間可表示為

其中

由式（13）可得，限流器的動作時間與短路阻抗、短路發生瞬間的電流大小、直流偏置電流ik的大小有關。當短路發生瞬間交流電流過零時，此時有最大的電流變化量，kiiΔ=，因此最大的動作時間maxτ可表示為

3.3 限流效果

限流效果是限流器最重要的性能參數之一，本文采用限流系數λ 來衡量飽和鐵心型橋式故障限流器的限流效果。限流系數λ 指未接入限流器的短路電流減去接入限流器后短路電流的差值與未接入限流器的短路電流的比值。限流系數越大，則說明限流效果越好。為了簡化分析，本文對單相金屬性短路情況進行分析。

當tτ≥時，鐵心退出飽和，限流電感L0接入系統，此時限流器的限流阻抗增大為XFCL。短路電流受到大幅度限制。此時有

當π/2tω=時，短路電流達到最大值，即

而若不安裝限流器，則短路電流最大幅值為

因此，安裝限流器后的限流系數λ 可表示為

當限流器的動作時間為最大動作時間時，限流系數λ 可達到最小，即

根據式（20）可得，最小限流系數與直流偏置電流ik以及限流電感L0有關。圖5為10kV/1kA限流器最小限流系數、限流電感和直流偏置電流關系。

圖5 最小限流系數與限流電感和直流偏置電流的關系Fig.5 Relationship of minimum clipping coefficient, the DC biased current and the limiting inductance

從圖5可以看出，限流電感L0越大，限流效果越好，但會增加限流電感的成本。直流偏置電流ik越小限流效果越好，但直流偏置電流需滿足一定的約束條件，即需滿足系統正常運行時能使鐵心始終處于深度飽和狀態。否則，直流偏置電流過小會導致系統正常運行時鐵心無法深度飽和，從而增大限流器的正常運行阻抗。因此，限流電感L0和直流偏置電流ik對限流器的限流效果具有重要影響。

而由圖5和式（17）可以看出，限流器的限流效果受限流電感大小的影響更大。在直流偏置電流一定的情況下，當L0=0時，限流器的短路限制電流最大，限流系數最小。而限流器所能限制的最小故障電流（最大限流系數）由所選取的限流電感值L0決定。但當限流系數較大時，限流器兩端所承擔的電壓將更大，此時退出飽和的鐵心可能會出現反向深度飽和，進而影響限流器的限流效果。因此，在進行限流器的性能參數設計時，需考慮盡量避免限流器可能進入反向深度飽和。

4 電磁仿真

本文采用Ansoft搭建10kV/1kA的BSFCL電磁仿真模型，具體限流器設計參數見表1。

表1 10kV/1kA限流器設計參數Tab.1 Circuit parameters of 10kV/1kA BSFCL

為了分析方便，限流器的短路合閘時間設在電壓過零處（90°），以保證短路電流具有最小的非周期分量。

4.1 基本特性

圖6a為當直流偏置電流為2.5kA、限流電感為2.7mH時，加裝限流器后限流器兩端電壓和電流波形。限流器正常運行壓降峰值為165V（1.92%），滿足系統運行要求。而當發生短路故障時，最大短路電流峰值被限制在8kA（限流系數為72.4%），限流器的動作時間在0.5ms以內，因此飽和鐵心型橋式故障限流器具有良好的限流效果和較快的響應速度。

圖6 限流器基本特性曲線Fig.6 Curves of fundamental characteristics analysis

圖6b為限流器在不同運行狀態下的鐵心磁感應強度分布，可以看出，當系統正常運行時，鐵心Ⅰ、Ⅱ均處于深度飽和狀態，磁感應強度B達到2.05T以上，此時限流器的阻抗較小。而當發生短路故障時，在短路電流的一個周期內，鐵心Ⅰ、Ⅱ交替退出飽和，限流電感被接入系統，從而有效限制短路電流。因此也驗證了本文理論分析的正確性。

圖6c為限流器鐵心Ⅰ和Ⅱ限流暫態情況下的磁感應強度變化曲線，由圖可知，當系統正常運行時，鐵心Ⅰ和Ⅱ均處于深度飽和狀態。而當發生短路故障時，在短路電流的一個周期內，鐵心Ⅰ和Ⅱ交替飽和，與圖6b分析類似。且從圖6c可以看出，鐵心Ⅰ和Ⅱ均未進入反向飽和區，因此也驗證了本文的性能參數設計是合理的。

圖6d為限流器的限流電感和直流偏置電源的暫態分壓波形，可以看出，當系統正常運行時，限流電感和直流偏置電源上的電壓較小。而當系統發生短路故障時，限流器兩端承擔了大部分系統電壓。由于限流電感阻抗相對較大，因此限流電感兩端的電壓較大，在短路過程中起主要的限流作用。而直流偏置電源兩端電壓仍為正常時的整流電壓波形。

4.2 不同參數對限流器限流效果的影響

由上述原理和性能參數分析可知，飽和鐵心型橋式故障限流器的限流效果與限流電感值及直流偏置電流大小有關。因此，本文通過仿真，對不同參數情況下的限流效果進行了詳細分析，結果如圖7所示。

圖7 不同參數對限流器限流效果的影響Fig.7 Clipping performance with different parameters

圖7a為不同限流電感值情況下的限流效果分析。當未加限流器時，系統最大短路電流峰值達到30kA，而加裝限流器后，能有效限制系統短路電流。其中L0=0為傳統飽和鐵心型故障限流器的限流情況，當限流器為傳統飽和鐵心型故障限流器時，能將短路電流峰值限制在15.8kA，限流系數達到47.3%。而當增加限流電感值時，能夠有效提高限流器的限流效果。當L0=0.86mH和L0=2.7mH時，限流器的限流系數分別提高到62.7%和73.7%。因此，相比傳統的飽和鐵心型故障限流器，飽和鐵心型橋式故障限流器能有效提高限流器的限流效果。

圖7b為不同直流偏置電流情況下限流效果分析，可以看出，當增加直流偏置電流時，會影響限流器的限流效果。因此，在不影響限流器正常運行時的電壓壓降的情況下，直流偏置電流選澤2.5kA時限流效果最優。

圖8為當直流偏置電流為2.5kA、限流電感為2.7mH時，不同合閘角情況下的限流暫態限流結果。從圖8中可以看出，當合閘角分別為50°和120°時，短路電流最大峰值增大到14.4kA和12.2kA，且含有較大的非周期分量。而由前面分析可知，在合閘角為90°時，短路電流最大峰值僅為8kA左右。因此，當短路時的合閘角不同時，會產生較大的非周期分量，從而對限流器的限流效果造成一定的影響。

圖8 不同合閘角情況下的暫態限流結果Fig.8 Results of BSFCL in different initial angles

5 實驗

為了驗證所述飽和鐵心型橋式故障限流器的理論和性能，研制了一臺220V/20A的單相飽和鐵心型橋式故障限流器樣機（樣機中間柱線圈為以后進行性能優化而設計，并未接入電路），其中，直流電源由單相全波整流電路提供，如圖9所示。樣機參數見表2。

圖9 飽和鐵心型橋式故障限流器實驗Fig.9 Experimental diagram of the bridge-type saturated core fault current limiter

通過搭建實驗平臺，對飽和鐵心型橋式故障限流器進行了實驗研究。其中，系統正常負荷電流為20A，未加限流器時的最大短路電流峰值為1 150A。

表2 220V/20A限流器結構參數Tab.2 Structure parameters of 220V/20A BSFCL

圖10a為發生接地短路故障前后流過限流器的電流，反映了限流器的暫態限流情況。可以看出，當系統正常運行時，正常運行電流為20A，而當t=t1發生短路故障時，限流器將最大短路電流峰值從1 150A限制到324A左右，限流系數達到71.8%，而在短路過程中，短路電流存在一定的衰減。當t=t2時，短路電流達到穩態，限流器的穩態短路電流峰值為150A。同時限流器的動作時間也很小，因此飽和鐵心型橋式故障限流器具有良好的限流效果和較快的響應速度。

圖10 發生接地短路故障時限流器的實驗波形Fig.10 Experimental results of BSFCL with short circuit fault

圖10b為當穩態短路情況下短路電流與直流偏置電流的波形，反映了限流器的穩態限流情況。當發生短路故障時，直流偏置回路電流相當于短路電流的全波整流波形，短路電流主要流經直流偏置回路的限流電感L0，有效限制了短路電流，從而驗證了本文理論分析的正確性。

6 結論

1）對飽和鐵心型橋式故障限流器的限流機理和磁路模型進行了詳細分析和推導。飽和鐵心型橋式故障限流器的限流效果與限流器的直流偏置電流大小和限流電感值有關。

2）相比傳統的飽和鐵心型故障限流器，飽和鐵心型橋式故障限流器采用橋式結構和外加限流電感，能有效減小限流器的體積和成本，提高限流器的限流效果。

[1] Najy W, Zeineldin H, Woon W. Optimal protection coordination for microgrids with grid-connected and islanded capability[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2013, 60(4)： 1668-1677.

[2] 王建華, 張國鋼, 耿英三, 等. 智能電器最新技術研究及應用發展前景[J]. 電工技術學報, 2015, 30(9)： 1-11. Wang Jianhua, Zhang Guogang, Geng Yingsan, et al. The latest technology research and application prospects of the intelligent electrical apparatus[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(9)： 1-11.

[3] 劉波, 陳軒恕, 蘭貞波, 等. 新一代110kV真空斷路器掛網試運行研究[J]. 電力系統保護與控制, 2015, 43(16)：126-132. Liu Bo, Chen Xuanshu, Lan Zhenbo, et al. Research on trial operation for a new generation of 110kV vacuum circuit breaker[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(16)： 126-132.

[4] Abramovitz A, Smedley K M, De L R F, et al. Prototyping and testing of a 15kV/1.2kA saturable core HTS fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2013, 28(3)： 1271-1279.

[5] 王濤, 李渝, 顧雪平, 等. 考慮地理分區邊界優化的電網關鍵輸電斷面辨識[J]. 電工技術學報, 2014, 29(4)： 220-228. Wang Tao, Li Yu, Gu Xueping, et al. Identification of the key transmission sections considering optimization of geographical partition boundary for power grids[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(4)： 220-228.

[6] 涂春鳴, 姜飛, 郭成, 等. 多功能固態限流器的現狀及展望[J]. 電工技術學報, 2015, 30(16)： 146-153. Tu Chunming, Jiang Fei, Guo Cheng, et al. Present state and perspectives of multi-function solid-state fault current limiter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(16)： 146-153.

[7] 張志豐, 肖立業, 邱清泉, 等. 一種改進串聯諧振型限流器[J]. 電工技術學報, 2015, 30(6)： 169-177. Zhang Zhifeng, Xiao Liye, Qiu Qingquan, et al. An improved series-resonant type fault current limiter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015,30(6)： 169-177.

[8] 許逵, 孫婷, 韓松, 等. 考慮運行損耗的故障限流器布點優化和容量選擇[J]. 電力系統保護與控制, 2015, 43(5)： 21-26. Xu Kui, Sun Ting, Han Song, et al. Optimal sitting and parameter selection for fault current limiter constrained with power losses[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(5)： 21-26.

[9] 楊連殿. 故障電流限制器的分類及應用[J]. 電氣技術, 2015, 16(1)： 106-109. Yang Liandian. Classification and application of fault current limiter[J]. Electrical Engineering, 2015, 16(1)：106-109.

[10] 劉懿瑩, 吳翊, 榮命哲, 等. 基于自收縮效應液態金屬限流器中電弧行為特性的實驗研究[J]. 電工技術學報, 2012, 27(5)： 192-198. Liu Yiying, Wu Yi, Rong Mingzhe, et al. Experimental research of arc behaviour characteristics in liquid metal current limiter based on self-pinch effect[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2012, 27(5)： 192-198.

[11] Ghanbari T, Farjah E. Unidirectional fault current limiter： an efficient interface between the microgrid and main network[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2013, 28(2)： 1591-1598.

[12] Guo W, Xiao L, Dai S, et al. Multi-cell fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2014, 61(4)： 2071-2080.

[13] 褚建峰, 孟向軍. 直流SMC鐵心高溫超導故障限流器的研究[J]. 電力系統保護與控制, 2014, 42(13)： 59-63. Chu Jianfeng, Meng Xiangjun. The latest technology research and application prospects of the intelligent electrical apparatus[J]. Power System Protection and Control, 2014, 42(13)： 59-63.

[14] Commins P, Moscrop J W. Analytical nonlinear reluctance model of a single-phase saturated core fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2013, 28(1)： 450-457.

[15] Yuan J, Lei Y, Wei L, et al. A novel bridge-type hybrid saturated core fault current limiter based on permanent magnets[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2015, 51(11)： 1-1.

[16] Li B, Guo F, Wang J, et al. Electromagnetic transient analysis of the saturated iron-core superconductor fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2015, 25(3)： 1-5.

[17] Moscrop J W. Experimental analysis of the magnetic flux characteristics of saturated core fault current limiters[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2013, 49(2)： 874-882.

[18] 張晚英, 胡雪峰, 周輝, 等. 改進型飽和鐵心高溫超導限流器的實驗研究[J]. 電工技術學報, 2014, 35(11)： 312-316. Zhang Wanying, Hu Xuefeng, Zhou Hui, et al. Experimental research on an improved saturated core high temperature superconducting fault current limiter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 35(11)： 312-316.

[19] Hong H, Su B R, Niu G J, et al. Design, fabrication, and operation of the cryogenic system for a 220kV/ 300MVA saturated iron-core superconducting fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2014, 24(5)： 1-4.

[20] 鄒亮, 李慶民, 劉洪順, 等. 大容量永磁飽和型故障限流器參數設計與優化[J]. 中國電機工程學報, 2011, 31(9)： 105-112. Zou Liang, Li Qingmin, Liu Hongshun, et al. Parameter design and optimization methodology for large capacity applications of permanent magnet biased saturation based fault current limiter[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(9)： 105-112.

[21] 潘艷霞, 凌志斌, 蔡旭, 等. 新型磁控開關型故障限流器參數設計及模型機研究[J]. 電工技術學報, 2008, 23(11)： 59-64. Pan Yanxia, Ling Zhibin, Cai Xu, et al. Study on parameter design and test model of a novel magnetic-controlled switcher type fault current limiter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2008, 23(11)： 59-64.

（編輯 張洪霞）

Performance Parameter Design and Experiment of the Bridge-Type Saturated Core Fault Current Limiter

Chen Baichao Wei Liangliang Lei Yang Tian Cuihua Yuan Jiaxin
（School of Electrical Engineering Wuhan University Wuhan 430072 China）

The traditional fault current limiter has poor performance and economy when the fault current of power grid is large. Thus, a novel bridge-type saturated core fault current limiter (BSFCL) was proposed in this paper. Compared with the traditional saturated core fault current limiters, the proposed BSFCL has special bridge-type structure, which can reduce the size and cost of FCL. Moreover, the additional limiting inductor can effectively improve the clipping performance of FCL. Firstly, the principle of BSFCL was analyzed. Then the magnetic circuit model of BSFCL was established, and the performance parameters were analyzed in detail. Accordingly, the field-circuit coupling simulation model of BSFCL was established in Ansoft. Various FEA simulations proved the principle and excellent performance of BSFCL. The effects of different parameters of BSFCL on clipping performance were also analyzed. Finally a 220V/20A experimental prototype of BSFCL was designed. The experimental results verify the effectiveness of the proposed structure.

Fault current limiter, limiting inductor, magnetic circuit model, performance parameter, clipping performance

TM474

陳柏超 男，1960年生，教授，博士生導師，研究方向為磁控電抗器、過電壓分析和消弧線圈補償技術。

E-mail： whgycbc@163.com

袁佳歆 男，1981年生，博士，研究方向為電能質量治理技術、電力系統運行與控制技術以及電力電子控制技術。

E-mail： yjx98571@163.com（通信作者）

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.151919

國家自然科學基金（50807041），湖北省科技支撐計劃（2014BAA013），湖北省青年科技晨光計劃，武漢市高新技術產業科技創新團隊基金和中央高校基本科研業務費專項資金（2042014kf0233）資助項目。

2015-11-27 改稿日期 2016-03-08