±1 100 kV直流線路極間距優(yōu)化研究

何巖，錢文姝，朱永平，譚浩文，張小力

（1.中國電力工程顧問集團西北電力設計院有限公司，陜西西安 710075；2.國網(wǎng)陜西省電力公司電力科學研究院，陜西西安 710100）

21世紀的前十年，云南—廣東、向家壩—上海、錦屏—蘇南等±800 kV特高壓直流輸電工程相繼完成設計、建設、投運，這是我國第一代±800 kV特高壓直流輸電工程。由于當時對±800 kV的研究仍處于早期階段，在這3個工程的設計中，沒有對極間距進行有針對性的、系統(tǒng)完整的研究。自2011年開始，哈密南—鄭州、溪洛渡—浙西、靈州—紹興、酒泉—湖南等±800 kV特高壓直流輸電工程由于有了之前工程積累的理論研究和運行經驗，開始在極間距的優(yōu)化方面開展研究，并不斷取得新的進展，取得了較成熟的成果（一般認為控制極間距的因素包括電磁環(huán)境、絕緣子串長及夾角、空氣間隙等[1-2]）。

準東—華東±1 100 kV特高壓直流工程是目前世界上電壓等級最高、輸送容量最大、輸送距離最長的直流輸電工程，自身技術要求和外部客觀環(huán)境與以往的±800 kV特高壓直流工程有較大差異，電磁環(huán)境、絕緣子串長、空氣間隙等控制因素有較大改變，必將引起極間距的改變[3-6]。直流線路的極間距對塔頭尺寸、桿塔重量和對地距離、電磁環(huán)境有巨大的影響，進而影響著工程造價、走廊寬度、環(huán)保水平等，因此，選擇合適的極間距具有重大的經濟效益和社會效益。

1 電磁環(huán)境和極間距的關系

1.1 導線表面場強

直流線路電暈放電的嚴重程度直接和導線表面電場強度有關。導線表面場強取決于導線直徑、分裂根數(shù)、導線對地平均高度、極間距和極對地電壓等[7-10]。雙極高壓直流輸電工程一般采用文獻[13-15]推薦的曼哥爾特公式計算導線表面場強。采用8×JL1/G3A-1250導線，導線表面場強與極間距的關系如圖1所示。

圖1 導線表面場強與極間距的關系Fig.1 Relationship between surface electric field intensity of conductor and polarity distance

由圖1可知，導線表面場強隨著極間距的增加而減小，極間距每增加1 m，導線表面場強減小約0.5%～0.9%，隨著極間距的增大，減小的趨勢逐漸變小。

1.2 地面合成場強和離子流密度

合成場強和離子流密度的計算方法有3種，第一種是解析計算法[15-17]，第二種是有限元法[18-19]，第三種是半經驗公式法[20]。本文采用半經驗公式法，海拔高度取1 000 m，8×JL1/G3A-1250導線對地距離取25 m，地面合成場強與極間距的關系見圖2，地面離子流密度與極間距的關系見圖3。由圖2和圖3可知：

1）地面合成場強隨著極間距的增大而略微增大，增大趨勢逐漸變緩。離子流密度隨極間距的變化具有拐點，以拐點為界呈現(xiàn)不同的變化趨勢。原因在于極間距增加時，導線表面最大場強減小，電暈程度減小，正、負極導線放電程度減小，正、負離子數(shù)量減少，使得地面合成場強和離子流密度減小。

2）極間距增加時，地面出現(xiàn)最大合成場強和最大離子流密度的位置正、負電場抵消程度減小，使得地面最大合成場強和離子流密度增加。

這2種影響因素的疊加，使得地面合成場強和離子流密度隨極導線間距的變化具有拐點。

圖2 地面合成場強與極間距的關系Fig.2 Relationship between ground total field and polarity distance

圖3 地面離子流密度與極間距的關系Fig.3 Relationship between ground ion current density and polarity distance

地面合成場強在晴天時不超過30 kV/m，雨天時不超過36 kV/m；離子流密度晴天不超過100 nA/m2，雨天不超過150 nA/m[21]，由此可知極間距基本不受兩者的控制。

1.3 無線電干擾和可聽噪聲

無線電干擾計算主要有CISPR公式和EPRI公式，本文采用文獻[22]推薦采用CISPR公式?？陕犜肼曈嬎阒饕蠦PA公式和EPRI公式，本文采用EPRI公式。中國電力科學研究院在特高壓直流試驗基地和西藏高海拔試驗基地進行了2 a直流線路電磁環(huán)境真型試驗，結果表明直流線路可聽噪聲增加量只有按美國EPRI推薦的海拔修正量的30%左右，并且在海拔較低時的可聽噪聲增加量比海拔較高時的增加量大，推薦按海拔每增加1 000 m，可聽噪聲增加2.2 dB修正。

導線平均高度取32 m，極間距與無線電干擾的關系見圖4，極間距與可聽噪聲的關系見圖5。

圖4 無線電干擾與極間距的關系Fig.4 Relationship between radio interface and polarity distance

圖5 可聽噪聲與極間距的關系Fig.5 Relationship between audible noise and polarity distance

由圖4和圖5可知：無線電干擾隨極間距的增加而減小，平均變化陡度約-0.46 dB/m；可聽噪聲隨極間距的增加而減小，平均變化陡度約-0.79 dB/m。可聽噪聲對極間距起主要控制作用。地面合成電場強度、離子流密度、可聽噪聲和無線電干擾都與極間距有關，地面離子流密度和地面合成電場強度一般靠合理選擇極導線高度加以控制，而控制可聽噪聲和無線電干擾首先需考慮選擇合理的極間距，其中可聽噪聲問題已經成為特高壓輸電線路導線設計的最重要的影響因素[23-24]。導線平均高度取32 m，采用8×JL1/G3A-1250導線，計算不同極間距的可聽噪聲如表1所示。

表1 可聽噪聲Tab.1 Audible noise

文獻[26-27]規(guī)定，在海拔1 000 m及以下地區(qū)，距直流架空輸電線路正極性導線對地投影外20 m處，由電暈產生的可聽噪聲不應超過45 dB；在海拔高度大于1 000 m且線路經過人煙稀少地區(qū)時，由電暈產生的可聽噪聲應控制在50 dB以下。在海拔1 000 m以上地區(qū)主要是人煙稀少地區(qū)，按照可聽噪聲不超過50 dB考慮，對于海拔1 000 m以上地區(qū)居民區(qū)地段，可采用抬高導線高度的方式降低可聽噪聲，以滿足規(guī)定。

由此得到電磁環(huán)境（可聽噪聲起控制作用）要求的最小極間距，見表2。

表2 電磁環(huán)境要求的最小極間距Tab.2 The minimum polarity distance under the requirement of electromagnetic environment

由表2可知，在海拔1 000 m及以下，按45 dB控制的最小極間距為22 m；海拔高度大于1 000 m且線路經過人煙稀少地區(qū)時，按50 dB控制，那么海拔2 000 m最小極間距為18 m，海拔3 000 m最小極間距為20 m。

2 空氣間隙與極間距的關系

在正極性直流電壓下，放電電壓與間隙距離呈線性關系，并且與棒-棒、棒-板的試驗結果很接近，在負極性直流電壓下，電極形狀對放電電壓有一定的影響，分裂導線對塔身間隙的放電特性更接近棒-板的情況。直流工作電壓要求的空氣間隙遠小于沖擊電壓要求的間隙距離，在桿塔間隙設計時一般不考慮工作電壓。

對于特高壓直流線路而言，一般不考慮雷電過電壓情況。因為直流換流閥在直流線路遭受雷擊時，換流閥很快動作，由換流狀態(tài)轉換為逆變狀態(tài)，對線路進行抽能和去空氣游離電子作用，然后重新啟動，時間極短，全過程不超過100 ms，基本不影響線路連續(xù)運行，因此塔頭間隙設計時一般不考慮雷電過電壓影響。

影響特高壓直流線路塔頭間隙設計的主要是操作過電壓，根據(jù)文獻[27-28]，±1 100 kV操作過電壓倍數(shù)分別取1.50 pu和1.58 pu，不同海拔下空氣間隙見表3。考慮均壓環(huán)邊緣到分裂導線中心的水平距離為1.7 m，均壓環(huán)外徑1.2 m，導線對應處塔身寬度4.2m，則得到空氣間隙要求的最小極間距見表4。

表3 ±1 100 kV線路空氣間隙Tab.3 Air gaps of±1 100 kV Line m

表4 空氣間隙要求的最小極間距Tab.4 Minimum polarity distance under the requirement of air gaps m

3 絕緣子串長與極間距的關系

截止目前，我國特高壓直流線路工程中的懸垂串均采用復合絕緣子，由于其表面的硅橡膠具有憎水性和憎水遷移性、形狀系數(shù)大、表面電阻大等優(yōu)點，它的污穢閃絡電壓比瓷絕緣子高2～3倍。

根據(jù)文獻[27-28]，±1 100 kV線路采用復合絕緣子，不同海拔下的絕緣子長度見表5。

表5 ±1 100 kV復合絕緣子長度Tab.5 Composite insulator length of±1 100 kV Linem

考慮金具的長度0.9 m，聯(lián)板懸掛點到聯(lián)板中心0.4 m，端部塔身寬度4.2 m，絕緣子V串夾角分別取75°、105°時，絕緣子串長要求的最小極間距見表6。

表6 絕緣子串長要求的最小極間距Tab.6 The minimum polarity distance under the requirement of composite insulator length

由表6可知，絕緣子串長和V串夾角對極間距的影響很明顯，在絕緣子串長相同條件下，風速越大要求的絕緣子V串夾角越大，極間距也相應增大。

4 導線對地距離與極間距的關系

圖6 導線對地距離和極間距的關系Fig.6 Relationship between ground clearance and polarity distance

由圖6可知，導線對地距離與極間距成正比，極間距增加，導線最小對地高度也增加。極間距每增加1 m，導線對地距離增加約0.05～0.08 m，增加程度非常小。

5 走廊寬度與極間距關系

確定線路的走廊寬度的目的，在于明確房屋拆遷的范圍。走廊寬度越寬，房屋拆遷范圍越大，隨著社會經濟的發(fā)展，房屋拆遷的難度越來越大。減小走廊寬度，減少房屋拆遷量，有利于工程的順利實施，有利于社會穩(wěn)定。

一般將輸電走廊定義為從架線走廊中心起，到可聽噪聲、無線電干擾、電場效應為最小限值處所確定的水平范圍[29]。我國《±800 kV直流架空輸電線路設計規(guī)范》（GB 50790—2013）中規(guī)定，極導線外7 m內有人居住房屋必須拆除，7 m以外房屋所在地面未畸變合成電場不得超過15 kV/m，按照這2條原則，可以將線路走廊定義為核心區(qū)和緩沖區(qū)兩類[17]。一般將緩沖區(qū)寬度作為線路走廊寬度。

對于直流線路，一般按民房所在位置的電場限值確定線路走廊寬度。本文對在不同海拔下、極間距不同時的地面合成場強進行了計算，確定了相應的線路走廊寬度，見圖7。

圖7 走廊寬度和極間距的關系Fig.7 Relationship between corridor width and polarity distance

由圖7可知，走廊寬度與極間距成正比例關系，極間距越大，走廊寬度越寬。極間距每增加1 m，走廊寬度增加約1.11～1.26 m。

6 鐵塔質量與極間距的關系

直線塔的極間距決定了其塔頭尺寸，從而影響到鐵塔的鋼材量。本文選取27 m/s風、10 mm冰氣象區(qū)，以該系列的Z27102A1為代表塔型，分析鐵塔重量與極間距的關系，如圖8所示。

由圖8可知，極間距每增加1 m，塔重平均增加2%；呼高每增加1 m，塔重平均增加1%。相比而言，極間距對塔重影響更大。因此，在減輕塔重方面，壓縮極間距比降低呼高的效果更明顯。

中華民族向來講究“三綱五常、四維八德”，重視人倫親情。我國眾多文人雅士、道德楷模都有著高尚的道德情操。中華古代故事中：臥冰求鯉、彩衣娛親、舉案齊眉等都是對于孝道、夫妻相處之道的積極表現(xiàn)，人倫道德中道義、忠信、名節(jié)等高尚情操都在傳統(tǒng)文化中表現(xiàn)得淋漓盡致。中華傳統(tǒng)文化蘊含著厚重的道德追求和精神價值。對于提高人們道德水準，增強社會責任感都具有現(xiàn)實意義和借鑒作用。

圖8 鐵塔重量、呼高和極間距的關系Fig.8 Tower weight，height and polarity distance

7 經濟性分析

7.1 電暈損耗和極間距的關系

直流電暈損耗的大小受到很多因素的影響，其中有些因素是隨機的。文獻[30]將直流輸電線路的影響因素分為電壓影響、線路結構影響、架空地線影響、導線表面狀況和氣象條件5個方面。文獻[31]指出，在估算電暈損耗時，一般將全年天氣分成四類：雨天、雪天、霧凇天和好天，為了估計全年電暈損耗，將好天氣的損耗乘上一個適當?shù)南禂?shù)，從而把壞天氣使電暈損耗增大的因素考慮在內。

鑒于電暈損耗的復雜性，目前主要是對已運行線路或試驗線路進行實測，通過大量的統(tǒng)計和數(shù)據(jù)處理，進行理論分析并經修正得出各種經驗公式。目標比較有代表性的電暈損耗計算公式有皮克公式、安乃堡公式、巴布科夫公式等。由于試驗條件、試驗方法和理論觀點不同，這些經驗公式之間的差別是較大的，美國EPRI使用x檢驗法估計了以上經驗公式的可信度，認為皮克公式和安乃堡公式可信度較高[9，11-12]，中國電力科學研究院及一些大學也進行了類似研究，認為安乃堡公式的計算結果與實測數(shù)據(jù)吻合較好[32-33]。本文在研究電暈損耗與極間距的關系時，海拔取1 000 m，導線平均高取32 m，得到兩者關系如圖9所示。電價取0.30元/（kW·h）、0.40元/（kW·h）和0.43元/（kW·h）時，電暈損耗和損失費用計算數(shù)據(jù)如表7所示。

圖9 電暈損耗和極間距的關系Fig.9 Relationship between corona loss and polarity distance

表7 電暈損耗和損失費用Tab.7 Corona loss and cost

由圖9和表7可知，當極間距增大時，年平均電暈損耗在減小。極間距每增大1m，年平均電暈損失約減小3%，相應的損失費用也減小3%，減小的趨勢逐漸變小。

7.2 經濟性分析

由第6節(jié)可知，極間距增大時，塔重增加，相應初投資增加，而電暈損耗減小，相應的年費用也減小。為得到2種變化疊加的結果，利用工程經濟中資金時間價值的等值計算，將塔重初始投資P折算為與之等值的年費用At，然后與電暈損耗的年費用Ac疊加，最后采用年費用法進行經濟性分析。

電力工業(yè)投資回收率取8%，工程經濟使用年限取30 a，施工期按2 a，第一年投資60%，第二年投資40%，電價分別取0.3元/（kW·h）、0.4元/（kW·h）、0.43元/（kW·h），以準東—華東工程初設階段全線的單公里指標為對象，則塔材初始投資年費用Atn和電暈損耗年費用Acn與極間距的關系如圖11所示。

圖10 經濟性分析的說明Fig.10 Explanation of the economic analysis

塔材初始投資年費用Atn和電暈損耗年費用Acn疊加后得到綜合年費用A，綜合年費用與極間距的關系如圖12所示。

圖11 塔重初投資年費用和電暈損耗年費用Fig.11 Annual cost of the tower investment and the annual cost due to corona loss

圖12 綜合年費用Fig.12 Comprehensive annual cost

由圖11和圖12可知，塔重初投資年費用Atn大于電暈損耗的年費用Acn。綜合來看，減小極間距、減輕塔重的方式更經濟。

8 多因素控制下的最優(yōu)極間距

由第1—7節(jié)研究得到了極間距和電磁環(huán)境、空氣間隙、絕緣子串長、對地距離、走廊寬度、鐵塔重量等控制因素的關系，進行了經濟性分析，在此基礎上，研究得到多因素控制下的最優(yōu)極間距，如圖13所示。

圖13 多因素控制下的極間距Fig.13 The minimum polarity distance under the requirement of comprehensive factors

由圖13可知，絕緣子串長和空氣間隙起主要控制作用。在V串夾角較大時，絕緣子串長起主要控制作用；在V串夾角較小時，空氣間隙起主要控制作用。以往的±800 kV直流線路工程中，基本都是絕緣子串長起控制作用，空氣間隙不控制，這是±1 100 kV直流線路的不同點。

當直線塔V串夾角為75°時，直線塔的最小極間距如表8所示。

表8 直線塔最小極間距Tab.8 The minimum polarity distance of the suspension tower m

耐張塔極間距主要受電磁環(huán)境控制。在海拔1 000 m及以下，按45 dB控制的最小極間距為22 m；海拔高度大于1 000 m，按50 dB控制，那么海拔2 000 m最小極間距為18 m，海拔3 000 m最小極間距為20 m。

9 結論

本文對±1 100 kV直流線路的電磁環(huán)境、空氣間隙、絕緣子串長、導線對地距離、走廊寬度、桿塔重量等因素與極間距的關系進行了研究，進行了經濟性分析，在滿足12 000 MW輸送容量、選用8×1205導線的條件下，得到以下結論：

1）±1 100 kV直流線路的極間距主要受絕緣子串長和空氣間隙控制。兩者的控制范圍隨V串夾角和過電壓倍數(shù)的變化而變化。

2）極間距增加，導線對地距離也增加，增加程度非常小，極間距每增加1 m，導線對地距離增加約0.05～0.08 m。極間距增加，走廊寬度也增加，極間距每增加1m，走廊寬度增加約1.11～1.26 m。

3）極間距每增加1 m，塔重平均增加2%，呼高每增加1 m，塔重平均增加1%。因此，為了減輕塔重，壓縮極間距比降低呼高效果更明顯。

4）極間距增加，塔重增加，電暈損耗減小，塔重初投資的年費用大于電暈損耗的年費用，綜合年費用隨極間距的增加而增加，因此減小極間距的方式更經濟。極間距受絕緣子串長和空氣間隙控制，因此宜從絕緣配置方面開展后續(xù)研究以降低工程全壽命周期費用。

[1] 劉振亞.特高壓直流輸電技術研究成果專輯[M].北京：中國電力出版社，2011.

[2] 趙畹君，謝國恩，曾南超，等.高壓直流輸電工程技術[M].北京：中國電力出版社，2011.

[3]中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設部.GB 50790-2013±800 kV直流架空輸電線路設計規(guī)范[S].北京：中國計劃出版社，2013.

[4] SARMA P，JANISCHEWSKYJ W.Analysis of corona losses on DC transmission lines：part ii bipolar lines[J].IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems，1969，88（10）:1476-1491.

[5] JANISCHEWSKYJ W，GELA G.Finite element solution for electric fields of coronating DC transmission lines[J].IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems，1979，98（3）:1000-1012.

[6] EPRI Report EL-2257.Conductor development[R].Palo Al?to，California：EPRI，1982.

[7] 舒印彪，張文亮.特高壓輸電若干關鍵技術研究[J].中國電機工程學報，2007，27（31）：1-6 SHU Yinbiao，ZHANG Wenliang.Researchofkey technologies for UHV transmission[J].Proceedings of the CSEE，2007，27（31）：1-6.

[8] 楊力，黃勇祥，徐志鴻，等.準東—華東±1 100 kV特高壓直流輸電工程絕緣配合及空氣間隙研究[R].長沙：湖南省電力設計院有限公司，2015.

[9] 關志成，朱英浩，周小謙，等.中國電氣工程大典[M].北京：中國電力出版社，2009.

[10]國家電網(wǎng)公司.Q/GDW 145-2006±800 kV直流架空輸電線路電磁環(huán)境控制值[S].北京：中國電力出版社，2007.

[11]SARMA M P，JANISCHEWSKYJ W.Corona loss charac?teristics of practical HVDC transmission lines，part I-uni?polar lines[J].IEEE Trans on Power Apparatus and Sys?tems，1970，89（5）:860-867.

[12]HILL H L，CAPON A S，RATZ O.et al.Transmission line reference book HVDC to ± 660 kV[M].Palo Alto，California:EPRI，1977.

[13]任震，甘捷，王官潔.超高壓直流架空線路電暈損耗的實用計算曲線[J].重慶大學學報，1985（4）：46-54.REN Zhen，GAN Jie，WANG Guanjie.Practical cacula?tion curves of corona losses in EHVDC overhead lines[J].Journal of Chongqing University，1985（4）：46-54.

[14]傅賓蘭.葛南直流輸電線路單極運行的電暈損失[J].電網(wǎng)技術，1993（3）:16-21.FU Binlan.Monopolar corona loss of gezhouba-nanqiao HVDC transmission line[J].Power System Technology，1993（3）:16-21.

[15]林芳，黃欲成，李健，等.±800 kV與±500 kV同塔雙回路直流輸電線路對地及交叉跨越距離與線路走廊寬度設計[J].陜西電力，2014，42（11）:52-55.LIN Fang，HUANG Yucheng，LI Jian，et al.Ground clearance and crossing clearance of±800kV and±500kV double DC transmission line on the same tower[J].Shaanxi Electric Power，2014，42（11）:52-55.

[16]李勇偉，周康，李力，等.±800kV直流特高壓輸電線路的設計[J].高電壓技術，2009，35（7）:1518-1525.LI Yongwei，ZHOU Kang，LI Li，et al.Design of±800 kV DC UHV transmission line[J].High Voltage Engineering，2009，35（7）:1518-1525.

[17]饒宏，李銳海，曾嶸，等.高海拔特高壓直流輸電工程電磁環(huán)境[M].北京：中國電力出版社，2015.

[18]鄔雄，萬保權.輸變電工程的電磁環(huán)境[M].北京：中國電力出版社，2009.

[19]趙智大.高電壓技術[M].北京：中國電力出版社，2013.

[20]胡振華，李海鋒，武霽陽.±500 kV同塔雙回直流線路雷擊暫態(tài)特性及行波保護響應[J].廣東電力，2016，29（8）：85-90.HU Zhenhua，LI Haifeng，WU Jiyang.Lightning transient characteristic and travelling wave protection response of±500 kV double circuit DC lines on the same tower[J].Guangdong Electric Power，2016，29（8）：85-90.

[21]徐強，謝天喜，吳珺，等.±800 kV錦蘇直流工程全壓啟動故障仿真分析[J].江蘇電機工程，2016，35（4）:8-10，14.XU Qiang，XIE Tianxi，WU Jun，et al.Simulation and analysis on full-voltage starting faults in±800 kV Jinping-Suzhou UHVDC projectct[J].Jiangsu Electrical Engineering，2016，35（4）:8-10，14.

[22]姚良忠，莊俊，楊波，等.多電壓等級直流電網(wǎng)實證系統(tǒng)通信系統(tǒng)研究[J].電力信息與通信技術，2016，14（3）:1-6.YAO Liangzhong，ZHUANG Jun，YANG Bo，et al.Research on communication system of multi-level voltage DC grid dynamic demonstration system[J].Electric Power Information and Communication Technology，2016，14（3）:1-6.

[23]鄭偉，張楠，楊光源.西門子及ABB直流線路行波保護對比和改進研究[J].電力系統(tǒng)保護與控制，2015，43（24）:149-154.ZHENG Wei， ZHANG Nan， YANG Guangyuan.Comparative and improvement investigation on the DC transmission line traveling wave protections of Siemens and ABB[J].Power System Protection and Control，2015，43（24）:149-154

[24]柏曉路，李健，向宇，等.±1 100 kV特高壓直流輸電線路極間距優(yōu)化研究[J].陜西電力，2017，45（3）:49-54.BAI Xiaolu，LI Jian，XIANG Yu，et al.Research on polarity distance optimization of±1 100 kV UHVDC transmission lines[J].Shaanxi Electric Power，2017，45（3）:49-54.

[25]羅澍忻，董新洲.基于故障行波過程的直流線路單端保護[J].廣東電力，2016，29（9）：52-57.LUO Shuxin，DONG Xinzhou.Single-end protection of DC transmission lines based on fault travelling wave process[J].Guangdong Electric Power，2016，29（9）：52-57.

[26]李林，趙文強，劉建坤，等.弱送端的高壓直流輸電系統(tǒng)功率回降策略設計[J].江蘇電機工程，2016，35（2）:7-10.LI Lin，ZHAO Wenqiang，LIU Jiankun，et al.Design of runback strategy for HVDC system with weak system at sending end[J].Jiangsu Electrical Engineering，2016，35（2）:7-10.

[27]王亞濤，吳彥維，李俊霞，等.HVDC中直流線路的互感機理及其對控制系統(tǒng)影響的研究[J].電力系統(tǒng)保護與控制，2015，43（12）:28-33.WANG Yatao，WU Yanwei，LI Junxia，et al.Mechanism of DC transmission line’s mutual inductance in HVDC and its effect on the control system[J].Power System Protection and Control，2015，43（12）:28-33.

[28]蘇磊，趙丹丹，傅晨釗，等.高壓直流系統(tǒng)接地極電流的影響及抑制措施研究綜述及展望[J].陜西電力，2017，45（3）:27-34.SU Lei，ZHAO Dandan，F(xiàn)U Chenzhao，et al.Review and prospect on influence of grounding electrode current in HVDC system and its suppression method[J].Shaanxi Electric Power，2017，45（3）:27-34.

[29]張樂豐，歐陽述嘉，張林鋒，等.高壓直流供電在數(shù)據(jù)中心中的應用探討[J].電力信息與通信技術，2016，14（5）:88-92.ZHANG Lefeng，OUYANG Shujia，ZHANG Linfeng，et al.The discussion of HVDC application in data center[J].Electric Power Information and Communication Technolo?gy，2016，14（5）:88-92.

[30]葛廷利，寧博揚，陳金輝.受端多端的混合直流系統(tǒng)輸送風電的控制策略研究[J].電力系統(tǒng)保護與控制，2016，44（24）:191-195.GE Tingli，NING Boyang，CHEN Jinhui.Research on control strategy of received multiterminal DC system transporting mixed by the wind[J].Power System Protection and Control，2016，44（24）:191-195.

[31]張野，周保榮，張東輝，等.基于電壓滯環(huán)的柔性直流改進低電壓穿越控制策略研究[J].廣東電力，2016，29（9）：84-88.ZHANG Ye，ZHOU Baorong，ZHANG Donghui，et al.Research on control strategy for improved low voltage ridethrough of VSC-HVDC based on voltage hysteresis[J].Guangdong Electric Power，2016，29（9）：84-88.

[32]朱鑫要，汪惟源，汪成根.江蘇特高壓交直流輸電交互影響研究[J].江蘇電機工程，2016，35（2）:39-42.ZHU Xinyao， WANG Weiyuan， WANG Chenggen.Analysis of interaction between UHVAC and UHVDC for Jiangsu Power grid[J].Jiangsu Electrical Engineering，2016，35（2）:39-42.

[33]傅旭，楊欣，苗淼，等.青海交直流混合送端電網(wǎng)暫態(tài)穩(wěn)定性分析[J].陜西電力，2016，44（9）:20.FU Xu，YANG Xin，MIAO Miao，et al.Study on the transient stability of hybrid sending systems in qinghai power grid[J].Shaanxi Electric Power，2016，44（3）:20.