肖智宏 ，程 嵩 ，張國慶 ，郭志忠 ，閆培麗 ，于文斌

（1.哈爾濱工業(yè)大學 電氣工程及自動化學院，黑龍江 哈爾濱 150001；2.國網(wǎng)北京經(jīng)濟技術(shù)研究院，北京 100052；3.哈爾濱理工大學 電氣與電子工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001）

0 引言

隨著智能電網(wǎng)的發(fā)展，傳輸線路的電壓等級不斷提高，傳統(tǒng)的電磁式電流互感器已經(jīng)不能滿足要求［1-5］，發(fā)展新型電流互感器迫在眉睫。全光纖電流互感器［6-9］FOCT（Fiber Optic Current Transformer）是基于Sagnac干涉法的一種新型電流互感器，其將光作為一種載體，將被測電流的信息通過傳感光纖感應(yīng)到光信號中，再通過信號處理解調(diào)出來，這種方法克服了傳統(tǒng)電磁式互感器的種種弊端，具有動態(tài)范圍寬、絕緣性能好、測量精度高等優(yōu)點［10-14］。

雖然FOCT具有上述優(yōu)點，但是其小電流測量精度較差。這主要是由于傳感光纖的Verdet常數(shù)較小，所以FOCT靈敏度較低，傳感信號低于檢測系統(tǒng)分辨的下限。為了增強FOCT對小電流分辨的能力，通常做法是提高信號處理系統(tǒng)分辨小信號的能力和提高FOCT的靈敏度。文獻［15］提出了傳感光纖匝數(shù)和數(shù)字量輸出位數(shù)是影響FOCT小電流測量精度的原因，并通過改進信號處理電路和增多光纖匝數(shù)來提高小電流測量精度，但是未對傳感環(huán)匝數(shù)對FOCT靈敏度特性的影響進行深入研究。文獻［16］指出了傳感環(huán)匝數(shù)越多，F(xiàn)OCT測量精度越高，但可能會使法拉第偏轉(zhuǎn)角超過2π，從而降低動態(tài)范圍，然而實際應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)，隨著傳感環(huán)匝數(shù)的增多，往往法拉第偏轉(zhuǎn)角尚未達到2π時，F(xiàn)OCT的測量精度就開始下降。目前通過改進信號處理方式和算法來提高FOCT測量小電流的精度已有廣泛研究，但尚無針對FOCT靈敏度特性的研究。

本文建立了FOCT靈敏度特性數(shù)學模型，該模型揭示了單位長度線性雙折射、傳感環(huán)半徑和光纖纏繞匝數(shù)是影響FOCT靈敏度的3個重要因素。通過該模型進一步推導，表明FOCT傳感光纖最優(yōu)長度只與單位長度線性雙折射有關(guān)，而與傳感環(huán)半徑和光纖纏繞匝數(shù)無關(guān)。通過仿真分析單位長度線性雙折射、傳感環(huán)半徑和光纖纏繞匝數(shù)對FOCT靈敏度的影響，可知傳感光纖在最優(yōu)長度情況下，光纖纏繞最優(yōu)匝數(shù)與傳感環(huán)半徑和線性雙折射密切相關(guān)，且超過最優(yōu)匝數(shù)時FOCT靈敏度下降，而線性雙折射越低、傳感環(huán)半徑越小，則FOCT靈敏度越高，測量小電流精度越高。最后通過實驗驗證了仿真分析和所提結(jié)論的正確性，對工程實踐具有重要指導意義。

1 FOCT原理

FOCT［17-20］是一種對稱互易結(jié)構(gòu)的光纖互感器，其結(jié)構(gòu)原理如圖1所示。FOCT能夠有效地降低環(huán)境溫度、振動等外界影響，提高測量系統(tǒng)的穩(wěn)定性和測量結(jié)果的準確度。

圖1 反射式Sagnac FOCT原理圖Fig.1 Schematic diagram of in-line Sagnac FOCT

由SLD光源發(fā)出的光經(jīng)過耦合器后，通過光纖偏振器起偏，形成線偏振光。線偏振光再以45°平均注入保偏光纖的x軸和y軸傳輸。線偏振光通過保偏光纖傳輸?shù)较辔徽{(diào)制器進行初始相位調(diào)制后，再傳輸?shù)溅?4波片。當這2束正交模式的線偏振光通過λ/4波片后，x軸和y軸的線偏振光就分別轉(zhuǎn)變?yōu)樽笮陀倚膱A偏振光，進入傳感光纖。由于傳輸電流產(chǎn)生磁場的法拉第效應(yīng)，這2束圓偏振光以不同的速度傳輸，產(chǎn)生相位差。2束圓偏振光由反射鏡反射后，它們的偏振模式互換（即左旋光變?yōu)橛倚?，右旋光變?yōu)樽笮猓┎⒌?次穿過傳感光纖，同時和電流產(chǎn)生的磁場再次發(fā)生相互作用，使產(chǎn)生的相位差加倍。然后λ/4波片再把含有法拉第效應(yīng)的2束圓偏振光轉(zhuǎn)變回模式互換了的正交線偏光（原來的x軸線偏振光轉(zhuǎn)換到y(tǒng)軸，y軸線偏振光轉(zhuǎn)換到x軸）。通過相位調(diào)制器進行二次相位調(diào)制后，傳輸?shù)狡衿魇?束模式正交的線偏振光干涉。最后干涉光傳輸?shù)焦怆娹D(zhuǎn)換器進行信號采集，并轉(zhuǎn)換為電信號進行處理。

理想 FOCT 的信號輸出為［21］：

其中，φf為法拉第旋轉(zhuǎn)角；N為傳感光纖纏繞的匝數(shù)；V為Verdet常數(shù)；I為被測導線電流值。

由式（1）可以看出，在理想情況下，傳感光纖纏繞的匝數(shù)N越多，F(xiàn)OCT的靈敏度越高，檢測小電流的能力越強。然而在實際應(yīng)用中，由于傳感光纖中存在線性雙折射，傳感光纖纏繞的匝數(shù)N超過一定值后，F(xiàn)OCT的靈敏度會隨著纏繞匝數(shù)的增多而下降。

2 FOCT靈敏度特性模型

由于傳感光纖主要采用單模光纖，而單模光纖中存在固有線性雙折射和由于溫度、外力等外部原因引起的雙折射。固有線性雙折射主要是由于光線中殘余內(nèi)應(yīng)力或者纖芯不圓等原因引起的，不會隨著外界的影響而改變。而溫度變化導致的線性雙折射實質(zhì)上也是應(yīng)力雙折射的一種，會隨著外界溫度的波動而改變［22］。因此傳感光纖中線性雙折射引起的總相位差為：

其中，δ為傳感光纖中所有線性雙折射導致的總相位差；δc為固有線性雙折射導致的相位差；δs為溫度變化導致的線性雙折射相位差。

考慮光纖中線性雙折射作用的影響遠大于磁光效應(yīng)，即有 δ?φf時，式（1）變換為：

目前傳感光纖纏繞多采用石英骨架螺旋纏繞和柔性纏繞等技術(shù)，有效降低了內(nèi)應(yīng)力，且不易隨溫度變化或時間推移而改變，具有較好的一致性。因此傳感光纖中線性雙折射可表示為：

其中，L為傳感光纖總長度，L=2πrN；δ0為單位長度傳感光纖含有的線性雙折射。將式（4）代入式（3）可得：

其中，K為FOCT靈敏度。

由式（5）可以看出，當采用同一種型號的傳感光纖繞制成半徑相同的傳感環(huán)時，為了提高FOCT的靈敏度，則有：

定義最優(yōu)長度L0為采用最短傳感光纖繞制成半徑相同的傳感環(huán)而使FOCT的靈敏度最高，則有：

由式（8）可以看出，傳感光纖的最優(yōu)長度只與δ0有關(guān)。對于δ0相同的傳感光纖，即使纏繞成半徑不同的傳感環(huán)，其最優(yōu)長度L0也相同。結(jié)合式（5）可以看出，當傳感光纖長度為最優(yōu)長度時，傳感環(huán)半徑r越小，F(xiàn)OCT的靈敏度越高，測量小電流精度越高。

定義最優(yōu)纏繞匝數(shù)N0為采用長度為L0的傳感光纖繞制成半徑為r的傳感環(huán)所纏繞的匝數(shù)，由L=2πrN 和式（8）得：

由式（9）可以看出最優(yōu)匝數(shù)N0與δ0和r成反比，δ0和r越小，則最優(yōu)匝數(shù)N0越大。

需要指出，這里所定義的N0為整數(shù)。由于式（9）的計算結(jié)果不一定為整數(shù)，因此需要四舍五入取整。

通常為了使檢測系統(tǒng)能夠準確分辨小電流的傳感信號，應(yīng)使：

其中，umin為檢測系統(tǒng)能分辨的最小傳感信號值。

結(jié)合式（6）推導出FOCT能準確分辨?zhèn)鞲须娏鞯南孪逓椋?/p>

其中，Imin為FOCT能夠準確測量的最小電流值。

由式（11）可以看出，F(xiàn)OCT靈敏度K越高，則Imin越小，F(xiàn)OCT的小電流測量能力越強。

3 仿真與分析

3.1 線性雙折射對靈敏度的影響

將δ0不同的傳感光纖都纏繞成匝數(shù)為28匝、半徑為0.1 m的傳感環(huán)。此時傳感光纖長度都相同且為非最優(yōu)長度，則由式（6）得到傳感光纖長度相同的情況下，不同的δ0對FOCT靈敏度的影響曲線如圖2所示。

圖2 線性雙折射對FOCT靈敏度影響的仿真曲線Fig.2 Simulative curves of FOCT sensitivity vs.linear-birefringence

同時針對δ0不同的傳感光纖，根據(jù)式（8）分別取其對應(yīng)的最優(yōu)長度L0，并纏繞成半徑為0.1m的傳感環(huán)。由式（6）得到傳感光纖為最優(yōu)長度的情況下，不同的δ0對FOCT靈敏度的影響曲線如圖2所示。

由圖2可以看出，當傳感光纖長度為非最優(yōu)長度時，隨著δ0的增大，F(xiàn)OCT靈敏度振蕩衰減。結(jié)合式（8）可以得出，隨著δ0的增大，其對應(yīng)的最優(yōu)長度L0減小，F(xiàn)OCT靈敏度也相應(yīng)下降。當δ0相同且傳感光纖長度為最優(yōu)長度時，F(xiàn)OCT靈敏度最高。

3.2 光纖纏繞匝數(shù)對靈敏度的影響

通常FOCT采用低線性雙折射光纖作為傳感材料，因此分別取 δ0為 0.09 rad/m 和 0.04 rad/m、r為0.1m。 由式（8）可知，δ0=0.09 rad/m 時，最優(yōu)匝數(shù) N0=28；δ0=0.04 rad/m 時，最優(yōu)匝數(shù) N0=62。結(jié)合式（6）可以得到光纖纏繞匝數(shù)對FOCT靈敏度的影響曲線如圖3所示。

圖3 光纖纏繞匝數(shù)對FOCT靈敏度影響的仿真曲線Fig.3 Simulative curves of FOCT sensitivity vs.fiber turns

圖3中，“☆”對應(yīng)N0=28時的FOCT靈敏度，點C為N0=62時的FOCT靈敏度。由圖3可以看出，當光纖纏繞匝數(shù)低于最優(yōu)匝數(shù)N0時，隨著光纖纏繞匝數(shù)的增多，在一定范圍內(nèi)FOCT靈敏度與匝數(shù)近似成正比，即FOCT靈敏度隨光纖纏繞匝數(shù)的增多而增高；當光纖纏繞匝數(shù)為最優(yōu)匝數(shù)N0時，F(xiàn)OCT靈敏度最高，且δ0越小、N0越大，其線性增長段區(qū)域越寬；當光纖纏繞匝數(shù)超過最優(yōu)匝數(shù)N0時，F(xiàn)OCT靈敏度反而下降，分辨小電流能力降低。

圖3中點A對應(yīng)能夠準確分辨互感器標準要求最小電流值所需纏繞的最低匝數(shù)，即當纏繞匝數(shù)低于該值時，F(xiàn)OCT不能夠分辨出標準要求的最小電流值，則由式（6）和式（11）可知：

通常FOCT采用線性雙折射值很低的傳感光纖，因此最優(yōu)匝數(shù)N0可能會遠大于Nmin。過多的光纖纏繞匝數(shù)雖然能夠大幅提高靈敏度，但是隨著纏繞匝數(shù)的增多，其靈敏度增長率減小，傳感光纖利用率反而降低了，靈敏度曲線進入飽和區(qū)域。同時考慮FOCT靈敏度和光纖利用率，因此選取有效匝數(shù)Ne作為光纖纏繞匝數(shù)較為合理。

定義有效匝數(shù)Ne為靈敏度增長效率與靈敏度乘積最高的匝數(shù)，即圖3中點B對應(yīng)的匝數(shù)，則有：

其中，K′為靈敏度的導數(shù)，表征靈敏度的增長率。

由算例可知，δ0=0.04 rad/m的傳感光纖，其最優(yōu)匝數(shù)N0＝62，其有效匝數(shù)Ne=31。

3.3 傳感環(huán)半徑對靈敏度的影響

針對半徑不同的傳感環(huán)，都取光纖纏繞匝數(shù)為28、δ0為0.05 rad/m，此時傳感光纖長度依據(jù)不同傳感環(huán)半徑而變化且為非最優(yōu)長度，則由式（6）可得到傳感環(huán)半徑對FOCT靈敏度的影響曲線如圖4所示。

圖4 傳感環(huán)半徑對FOCT靈敏度影響仿真曲線Fig.4 Simulative curves of FOCT sensitivity vs.coil radius

同樣取 δ0為 0.05 rad/m，根據(jù)式（8）取其對應(yīng)最優(yōu)長度為31.42 m，纏繞成半徑不同的傳感環(huán)，則由式（6）得到傳感環(huán)半徑對FOCT靈敏度的影響曲線如圖4所示。

由圖4可以看出，當傳感光纖長度為非最優(yōu)長度時，隨著傳感環(huán)半徑的增大，F(xiàn)OCT靈敏度振蕩衰減，對小電流的分辨能力下降。結(jié)合式（9）可以得出，隨著傳感環(huán)半徑增大，其對應(yīng)的最優(yōu)匝數(shù)N0減小，F(xiàn)OCT靈敏度也相應(yīng)下降。當傳感環(huán)半徑相同且傳感光纖長度為最優(yōu)長度L0時，F(xiàn)OCT靈敏度最高。

4 實驗

將同一型號的長17.6 m、δ0為 0.05 rad/m 的傳感光纖分別繞制成傳感環(huán)半徑為0.09 m、匝數(shù)為30匝的A型FOCT，傳感環(huán)半徑為0.1 m、匝數(shù)為28匝的B型FOCT，傳感環(huán)半徑為0.11 m、匝數(shù)為26匝的C型FOCT以及傳感環(huán)半徑為0.12 m、匝數(shù)為24匝的D型FOCT。分別對A型、B型、C型和D型FOCT施加600 A額定電流，測得：A型FOCT的靈敏度為6.1×10-3，比差為0.020%；B型 FOCT的靈敏度為5.7×10-3，比差為0.016%；C型 FOCT的靈敏度為5.3×10-3，比差為0.022%；D型FOCT的靈敏度為5.0×10-3，比差為0.008%。然后分別施加1%、2%、3%、4%、5%、20%、40%、60%、80%、100%、120%的額定電流，測得A型、B型、C型和D型FOCT的比差曲線如圖5所示，圖中p為施加電流與額定電流的百分比。

圖5 傳感環(huán)半徑對FOCT準確度的影響Fig.5 Influence of coil radius on accuracy of FOCT

由圖5可以看出，當測量5%～120%的額定電流時，A型、B型、C型和D型FOCT的精度相似，說明靈敏度差異在測量較大電流時影響不大；當測量1%～4%的額定電流時，A型、B型、C型和 D型FOCT的精度逐漸降低，說明靈敏度差異對小電流測量精度有很大的影響。由相同長度的傳感光纖纏繞的傳感環(huán)半徑越小，F(xiàn)OCT的靈敏度越高，比差越小，測量小電流的精度越高。

5 結(jié)論

本文建立了FOCT靈敏度特性數(shù)學模型，該模型揭示了單位長度線性雙折射、傳感環(huán)半徑和光纖纏繞匝數(shù)是影響FOCT靈敏度的3個重要因素，通過該模型仿真和實驗得到以下結(jié)論。

a.傳感光纖的最優(yōu)長度只與單位長度線性雙折射有關(guān)，而與傳感環(huán)半徑和光纖纏繞匝數(shù)無關(guān)。即當用同型號傳感光纖繞制成不同半徑的傳感環(huán)時，其傳感光纖最優(yōu)長度是相同的，且傳感光纖為最優(yōu)長度時，F(xiàn)OCT靈敏度也最高。

b.光纖纏繞匝數(shù)越多，F(xiàn)OCT靈敏度不一定越高，F(xiàn)OCT靈敏度隨著纏繞匝數(shù)增多呈正弦振蕩。當光纖纏繞匝數(shù)低于最優(yōu)匝數(shù)時，靈敏度隨著匝數(shù)增多而增大；當光纖纏繞匝數(shù)為最優(yōu)匝數(shù)時，F(xiàn)OCT靈敏度最高；當光纖纏繞匝數(shù)多于最優(yōu)匝數(shù)時，隨著纏繞匝數(shù)的增多，F(xiàn)OCT靈敏度反而下降。

c.采用有效匝數(shù)不但能夠滿足FOCT靈敏度的要求，還能夠有效地兼顧經(jīng)濟性和利用率，是較為合理的選擇。

d.采用最優(yōu)長度傳感光纖繞制成不同半徑的傳感環(huán)，F(xiàn)OCT靈敏度隨傳感環(huán)半徑的增大而降低，相應(yīng)測量小電流的精度也降低。同樣采用不同單位長度線性雙折射光纖，F(xiàn)OCT靈敏度隨著單位長度線性雙折射的增大而降低。

［1］陳安偉，樂全明，馮亞東，等.全光纖電流互感器溫度性能優(yōu)化方法［J］.電力自動化設(shè)備，2011，31（1）：142-145.CHEN Anwei，LE Quanming，F(xiàn)ENG Yadong，et al.Temperature performance optimization of FOCT［J］.Electric Power Automation Equipment，2011，31（1）：142-145.

［2］于文斌，張國慶，路忠峰，等.光學電流互感器的抗干擾分析［J］.電力系統(tǒng)保護與控制，2012，40（12）：8-18.YU Wenbin，ZHANG Guoqing，LU Zhongfeng，et al.Analysis of resistance disturbance capability of optical current transformers［J］.Power System Protection and Control，2012，40（12）：8-18.

［3］王佳穎，郭志忠，張國慶，等.光學電流互感器長期運行穩(wěn)定性的試驗研究［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2012，36（6）：37-41.WANG Jiaying，GUO Zhizhong，ZHANG Guoqing，et al.Experimental investigation on optical current transducer’s long-term operation stability［J］.Power System Technology，2012，36（6）：37-41.

［4］CEASE T W，JOHNSTON P.A magneto-optic current transducer［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1990，5（2）：548-555.

［5］王玥坤，王政平，孫帥.法拉第旋光器溫度特性對無源解調(diào)全光纖電流互感器的影響［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2013，37（1）：206-210.WANG Yuekun，WANG Zhengping，SUN Shuai.Effect of temperature characteristic of faraday rotator on passively demodulated all-opticalfiber currenttransformers ［J］.Power System Technology，2013，37（1）：206-210.

［6］LEE B.Review of the present status of optical fiber sensors［J］.Optical Fiber Technology，2003，9（2）：57-79.

［7］劉杰，趙洪，王鵬，等.可溫度自動跟蹤的高精度光纖光柵電流互感器［J］.中國電機工程學報，2012，32（24）：141-147.LIU Jie，ZHAO Hong，WANG Peng，et al.High accuracy current transformers with an automatic temperature tracking system based on FBG［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（24）：141-147.

［8］SMITH A M.Optical fibers for current measurement applications［J］.Optics and Laser Technology，1980，12（1）：25-29.

［9］李建中，李澤仁，張登洪，等.全光纖電流互感器λ/4波片制作工藝［J］.紅外與激光，2013，42（8）：2167-2172.LI Jianzhong，LI Zeren，ZHANG Denghong，et al.Fabrication of λ/4 wave plate for fiber optic current transducer［J］.Infrared and Laser Engineering，2013，42（8）：2167-2172.

［10］王立輝，何周，劉錫祥，等.反射式光纖電流互感器光波偏振態(tài)相互轉(zhuǎn)換過程中的誤差特性［J］.電工技術(shù)學報，2013，28（1）：173-174.WANG Lihui，HE Zhou，LIU Xixiang，et al.Error characteristics in mutual conversion process of reflective fiber optic current transducer’s optical polarization state［J］.Transactions of ChinaElectrotechnical Society，2013，28（1）：173-174.

［11］陳碩，劉占元，劉鵬飛，等.基于光纖反射腔的高靈敏電流傳感器方案［J］.光學與光電技術(shù)，2014，12（1）：19-23.CHEN Shuo，LIU Zhanyuan，LIU Pengfei，et al.A scenario of high sensitivity current sensor based on optical fiber reflection cavity［J］.Optics & Optoelectronic Technology，2014，12（1）：19-23.

［12］王巍，吳維寧，王學鋒.調(diào)制器調(diào)制系數(shù)對光纖電流互感器測量精度的影響［J］.電力系統(tǒng)自動化，2012，36（24）：64-68.WANG Wei，WU Weining，WANG Xuefeng.Effect of modulator modulation coefficient on measuring accuracy of fiber optic current sensor［J］.Automation of Electric Power Systems，2012，36（24）：64-68.

［13］劉彬，葉國雄，郭克勤，等.基于Rogowski線圈的電子式電流互感器復合誤差計算方法［J］.高電壓技術(shù)，2011，37（10）：2391-2397.LIU Bin，YE Guoxiong，GUO Keqin，et al.Calculation method of composite error for electronic current transformers based on Rogowski coil［J］.High Voltage Engineering，2011，37（10）：2391-2397.

［14］穆杰，王嘉，趙衛(wèi)，等.消除振動敏感性與溫度漂移的光纖電流互感器［J］.高電壓技術(shù)，2010，36（4）：980-986.MU Jie，WANG Jia，ZHAO Wei，et al.Vibration and temperature insensitive fiber-optic current transducer［J］.High Voltage Engineering，2010，36（4）：980-986.

［15］張朝陽，雷林緒，王成昊.數(shù)字閉環(huán)光纖電流互感器小電流測量準確度分析［J］.儀表技術(shù)與傳感器，2012（10）：7-10，19.ZHANG Chaoyang，LEI Linxu，WANG Chenghao.Low current measurement error analysis of digital closed-loop fiber optic current transformer［J］.Instrument Technique and Sensor，2012（10）：7-10，19.

［16］許揚，陸于平，卜強生，等.光纖電流互感器對保護精度和可靠性的影響分析［J］.電力系統(tǒng)自動化，2013，37（16）：119-124.XU Yang，LU Yuping，BU Qiangsheng，et al.Analysis for effect of fiber-optic current transformer on protection accuracy and reliability［J］.Automation of Electric Power Systems，2013，37（16）：119-124.

［17］李傳生，張春熹，王夏霄，等.Sagnac型光纖電流互感器變比溫度誤差分析與補償［J］.電力自動化設(shè)備，2012，32（11）：102-106.LI Chuansheng，ZHANG Chunxi，WANG Xiaxiao，et al.Analysis and compensation of ratio temperature error for Sagnac fiberoptic current transformer［J］.Electric Power Automation Equipment，2012，32（11）：102-106.

［18］曹輝，楊一鳳，劉尚波，等.用于光纖電流傳感器SLD光源的溫度控制系統(tǒng)［J］.紅外與激光工程，2014，43（3）：920-926.CAO Hui，YANG Yifeng，LIU Shangbo，et al.Temperature control system for SLD optical source of FOCT ［J］.Infrared and Laser Engineering，2014，43（3）：920-926.

［19］BLAKE J，TANTASWADIP，DE CARVALHO R T.In-line Sagnac interferometer current sensor［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1996，11（1）：116-121.

［20］FROSIO G.Reciprocal reflection interferometer for a fiber-optic Faraday current sensor［J］.Applied Optics，1994，33（25）：6111-6122.

［21］廖延彪.光纖光學［M］.北京：清華大學出版社，2000：74-77.

［22］程嵩，郭志忠，張國慶，等.全光纖電流互感器的溫度特性［J］.高電壓技術(shù)，2015，41（11）：3843-3848.CHENG Song，GUO Zhizhong，ZHANG Guoqing，et al.Temperature characteristic of fiber optic current sensor［J］.High Voltage Engineering，2015，41（11）：3843-3848.