王賓, 何小才，郭琦，劉志江，李書(shū)勇，李志中

(1.電力系統(tǒng)及大型發(fā)電設(shè)備控制和仿真國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(清華大學(xué) 電機(jī)系)，北京 100084；2.直流輸電技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(南方電網(wǎng)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司), 廣東 廣州 510663；3.國(guó)家能源大電網(wǎng)技術(shù)研發(fā)(實(shí)驗(yàn))中心，廣東 廣州 510663；4.廣東省新能源電力系統(tǒng)智能運(yùn)行與控制企業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510663；5.中國(guó)南方電網(wǎng)有限責(zé)任公司電網(wǎng)仿真重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510663)

電網(wǎng)換相換流器型高壓直流(line commutated converter based HVDC,LCC-HVDC)輸電系統(tǒng)的快速準(zhǔn)確等值計(jì)算(特別是考慮逆變側(cè)交流故障等大擾動(dòng)下的準(zhǔn)確計(jì)算)極為重要。現(xiàn)有研究均為雙端等值模型，即通過(guò)采樣整流側(cè)和逆變側(cè)交流電壓信息計(jì)算直流系統(tǒng)的暫態(tài)響應(yīng)。但當(dāng)逆變側(cè)發(fā)生交流故障時(shí)，整流側(cè)交流信息的獲取對(duì)通信鏈路提出了極高的要求，不符合實(shí)際工程情況，限制了雙端模型的適用性。由于在實(shí)際工程中不易獲取整流側(cè)的電氣信息量，只能依靠逆變側(cè)交流電壓計(jì)算得到逆變側(cè)交流電流[1-4]。建立LCC-HVDC的單端等值模型可以增強(qiáng)等值計(jì)算的實(shí)用性，符合實(shí)際工程需求，為等值計(jì)算邁向?qū)嶋H工程領(lǐng)域奠定理論基礎(chǔ)。

由于直流系統(tǒng)具有時(shí)變非線(xiàn)性，求解故障下直流系統(tǒng)各電氣量的解析表達(dá)，需求解高階非線(xiàn)性方程，不僅缺乏相應(yīng)的數(shù)學(xué)手段，求解高階非線(xiàn)性方程的耗時(shí)也無(wú)法滿(mǎn)足計(jì)算仿真的實(shí)時(shí)性[5]。目前HVDC等值模型均為簡(jiǎn)化等值模型，主要分為4種等值模型：電磁暫態(tài)模型、狀態(tài)空間模型、準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型和動(dòng)態(tài)向量模型[6]。電磁暫態(tài)模型基于詳細(xì)建模下逐步計(jì)算的小時(shí)間尺度模型，具有極高的仿真精度；狀態(tài)空間模型根據(jù)在同一開(kāi)關(guān)拓?fù)淠Ｐ椭须娐吠負(fù)錇榫€(xiàn)性模型這一特點(diǎn)，利用狀態(tài)微分方程對(duì)直流系統(tǒng)電氣量進(jìn)行求解[7]；準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型基于平均值的思想，適用于大時(shí)間尺度下的HVDC穩(wěn)態(tài)電氣量計(jì)算[8]；動(dòng)態(tài)向量模型是基于調(diào)制理論的仿真模型，是近年來(lái)快速發(fā)展的電磁暫態(tài)低階近似模型，具有較快的計(jì)算速度和較高的仿真精度。

本文采用整流側(cè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型加逆變側(cè)動(dòng)態(tài)相量模型的方案進(jìn)行單端等值建模，原因如下：①當(dāng)逆變交流側(cè)發(fā)生大擾動(dòng)時(shí)，逆變器將發(fā)生換相失敗事件并伴隨著直流電壓的急劇下降和直流電流的上升，同時(shí)換相失敗將導(dǎo)致?lián)Q流器的導(dǎo)通拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)發(fā)生改變，直接影響逆變側(cè)三相交流電流和逆變側(cè)直流電壓，因此逆變側(cè)需采用動(dòng)態(tài)向量模型，精細(xì)地刻畫(huà)逆變器的動(dòng)態(tài)導(dǎo)通行為。②LCC-HVDC逆變側(cè)通常采用定熄弧角控制，即需實(shí)時(shí)向控制器輸入每次換相的熄弧角，通過(guò)PI控制使熄弧角大于最小熄弧角，因此逆變側(cè)需實(shí)時(shí)準(zhǔn)確計(jì)算每次換相的熄弧角大??；基于動(dòng)態(tài)相量的開(kāi)關(guān)函數(shù)法也需實(shí)時(shí)計(jì)算觸發(fā)角和換相重疊角，因此逆變側(cè)采用動(dòng)態(tài)相量模型能夠匹配控制器輸入需求。③整流側(cè)不會(huì)發(fā)生換相失敗事件，整流器導(dǎo)通時(shí)序拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)不發(fā)生改變，同時(shí)由于平波電抗器和換流變漏抗的存在，使直流電流和整流側(cè)交流電流在一個(gè)周期內(nèi)的變化很有限；因此即便逆變側(cè)發(fā)生換相失敗，對(duì)整流側(cè)(特別是整流側(cè)直流電流)的影響是有限的，可以采用基于平均值思路的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型。

1 單端等值模型

基于逆變側(cè)交流電壓信息的LCC-HVDC單端等值模型采用整流側(cè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型加逆變側(cè)動(dòng)態(tài)相量模型的建模方案，利用平均值思路刻畫(huà)影響有限的整流側(cè)暫態(tài)響應(yīng)，通過(guò)基于動(dòng)態(tài)相量的開(kāi)關(guān)函數(shù)法精細(xì)刻畫(huà)逆變側(cè)的暫態(tài)響應(yīng)。

準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型采用平均值的思路，通過(guò)控制器輸出的觸發(fā)角指令計(jì)算直流電壓，從而控制整流側(cè)直流電壓的平均值，如圖1所示。圖1中：Ud0為整流器空載電壓；αr為整流側(cè)觸發(fā)角；Rx為等值換相電阻；Idr為整流側(cè)直流電流；Udr為整流側(cè)直流電壓。滿(mǎn)足

(1)

式中XT為折算到閥側(cè)的換流變壓器漏抗。

圖1 整流側(cè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型Fig.1 Quasi-steady-state model of the rectifier side

逆變側(cè)動(dòng)態(tài)相量模型通過(guò)開(kāi)關(guān)函數(shù)來(lái)描述逆變器的開(kāi)關(guān)時(shí)序?qū)ㄐ袨?。由于電壓和電流開(kāi)關(guān)函數(shù)是分段函數(shù)，不具有連續(xù)可導(dǎo)的性質(zhì)，因此通過(guò)動(dòng)態(tài)相量分解，截取開(kāi)關(guān)函數(shù)中起關(guān)鍵性作用的階數(shù)進(jìn)行運(yùn)算，不僅使開(kāi)關(guān)函數(shù)具有連續(xù)可導(dǎo)等良好的數(shù)學(xué)性質(zhì)，還能加快運(yùn)算速度。

開(kāi)關(guān)函數(shù)用于描述交直流混聯(lián)系統(tǒng)交流與直流的轉(zhuǎn)換關(guān)系，主要分為電壓開(kāi)關(guān)函數(shù)和電流開(kāi)關(guān)函數(shù)，分別描述交直流的電壓耦合和電流耦合關(guān)系。電壓和電流耦合關(guān)系為[5]：

(2)

式中：Udi為逆變器直流電壓；Idi為逆變器直流電流；Sva、Svb、Svc分別為三相電壓開(kāi)關(guān)函數(shù)；Sia、Sib、Sic分別為三相電流開(kāi)關(guān)函數(shù)；iai、ibi、ici分別為逆變側(cè)三相交流電流；uai、ubi、uci分別為逆變側(cè)三相交流電壓。LCC-HVDC單端等值建模方案如圖2所示，圖中Z為直流輸電線(xiàn)路等值阻抗。

圖2 單端等值建模示意圖Fig.2 Schematic diagram of single-terminal equivalent modeling

2 考慮換相失敗的LCC-HVDC仿真模型

LCC-HVDC具有大容量、遠(yuǎn)距離輸電的優(yōu)勢(shì)，但由于逆變交流側(cè)通常為弱系統(tǒng)，當(dāng)逆變側(cè)發(fā)生交流故障時(shí)，極易引發(fā)逆變器發(fā)生單次換相失敗或連續(xù)換相失敗等現(xiàn)象，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致直流單雙極閉鎖，造成大量的潮流轉(zhuǎn)移，引起一系列連鎖故障，嚴(yán)重威脅電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

2.1 整流側(cè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型

電力系統(tǒng)中廣泛使用的廣域測(cè)量系統(tǒng)(wide area measurement system, WAMS)以相量測(cè)量裝置(phasor measurement unit，PMU)為基礎(chǔ)，可獲得整流側(cè)分鐘級(jí)潮流、交流母線(xiàn)電壓、頻率和發(fā)電機(jī)功角等。

由于LCC-HVDC送端一般為強(qiáng)系統(tǒng)，業(yè)界一般采用短路比(short cut ratio, SCR)來(lái)衡量電網(wǎng)節(jié)點(diǎn)的電壓支撐能力。在PSCAD中的CIGRE Benchmark標(biāo)準(zhǔn)模型中，送端系統(tǒng)的短路比為2.5，可認(rèn)為送端系統(tǒng)交直流耦合節(jié)點(diǎn)電壓支撐能力較強(qiáng)，且本文所提為受端發(fā)生交流大擾動(dòng)故障時(shí)LCC-HVDC的暫態(tài)響應(yīng)，故障點(diǎn)與送端的電氣距離更長(zhǎng)，影響更小。即便在逆變側(cè)發(fā)生換相失敗時(shí)，直流系統(tǒng)一般會(huì)發(fā)生直流電壓上升、直流電流下降等故障；但由于整流側(cè)不發(fā)生換相失敗事件，且一個(gè)周期內(nèi)直流電流的變化是有限的，整流側(cè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)系統(tǒng)盡管與實(shí)際工況不嚴(yán)格相符，也不會(huì)引入不可接受的誤差。

綜上所述，整流側(cè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型將整流側(cè)三相交流電源視作無(wú)窮大系統(tǒng)，采用準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型平均值思路的計(jì)算方法[8]，代數(shù)方程如式(1)所示，等值示意圖如圖3所示。

圖3 整流側(cè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型Fig.3 Schematic diagram of quasi-steady state model of the rectifier side

2.2 逆變側(cè)動(dòng)態(tài)相量模型

基于動(dòng)態(tài)相量的開(kāi)關(guān)函數(shù)利用電壓開(kāi)關(guān)函數(shù)Sva、Svb、Svc和電流開(kāi)關(guān)函數(shù)Sia、Sib、Sic來(lái)描述交直流混聯(lián)系統(tǒng)電壓電流耦合關(guān)系，根據(jù)六脈動(dòng)逆變器拓?fù)鋱D(圖4)可知：

(3)

式中：Sv1—Sv6分別為開(kāi)關(guān)管圖4中VT1—VT6的電壓開(kāi)關(guān)函數(shù)；Si1—Si6分別為開(kāi)關(guān)管VT1—VT6的電流開(kāi)關(guān)函數(shù)。

圖4 六脈動(dòng)逆變器拓?fù)銯ig.4 Topology diagram of six-pulse converter

根據(jù)文獻(xiàn)[6]動(dòng)態(tài)相量的求取方法，在已知逆變器觸發(fā)角αi和換相重疊角μi的前提下，可得電壓開(kāi)關(guān)函數(shù)動(dòng)態(tài)相量k階次表達(dá)式

(4)

電流開(kāi)關(guān)函數(shù)動(dòng)態(tài)相量各階次表示為

(5)

換相重疊角

(6)

式中：Lc為逆變變壓器的每相漏抗；E為逆變器閥側(cè)交流線(xiàn)電壓有效值；ω為工頻角頻率。

根據(jù)時(shí)域調(diào)制方法，電壓開(kāi)關(guān)函數(shù)重構(gòu)為

(7)

式中：k1為重構(gòu)截取的動(dòng)態(tài)相量階數(shù)；t為時(shí)間。電流開(kāi)關(guān)函數(shù)重構(gòu)為

(8)

2.3 直流線(xiàn)路模型

LCC-HVDC直流輸電模型可采用梯形等效電路，如圖5所示。圖中：R、L、C為輸電線(xiàn)路等效電阻、電感和電容，Uc為等效電容電壓。

圖5 直流線(xiàn)路T形等效電路Fig.5 T-typed equivalent circuit of DC line

根據(jù)T形等效電路圖，可得直流線(xiàn)路微分方程為

(9)

2.4 控制系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

在PSCAD的CIGRE Benchmark模型中，控制系統(tǒng)主要包括以下幾部分：①整流側(cè)為定電流控制，配有最小觸發(fā)角控制；②逆變側(cè)配有定熄弧角控制和定電流控制，兩者通過(guò)電流偏差控制器(current error controller，CEC)進(jìn)行協(xié)調(diào)切換；③兩側(cè)均配有低壓限流環(huán)節(jié)(voltage dependent current order limiter，VDCOL)[9-12]。

整流側(cè)定電流控制系統(tǒng)框圖如圖6所示，圖6中：Tr、Kir、Tir為控制參數(shù)；x1、x2為PI輸出值。

圖6 整流側(cè)定電流控制Fig.6 Constant current control on the rectifier side

測(cè)量的整流側(cè)直流電流Idr通過(guò)慣性環(huán)節(jié)得到Idr,mes，Idr,mes與直流電流整定值Iord進(jìn)行比較，再通過(guò)PI環(huán)節(jié)輸出βr，整流側(cè)觸發(fā)角αr=180°-βr。整流側(cè)定電流控制的微分方程表達(dá)式為

(10)

VDCOL的主要作用是在直流電壓低于整定值時(shí)，控制器會(huì)限制直流電流整定值的大小，控制框圖如圖7所示，圖中Tiu和Tii為控制參數(shù)。

圖7 VDCOL控制框圖Fig.7 VDCOL control block diagram

VDCOL控制系統(tǒng)的微分方程為

(11)

分段函數(shù)表達(dá)式為

(12)

式中值為標(biāo)幺值

逆變側(cè)采用定熄弧角控制和定電流控制，2種控制方式通過(guò)CEC控制協(xié)調(diào)切換，如圖8所示，圖中Tii、Kic、Tic、Kiy、Tiy為控制參數(shù)。CEC控制為一分段函數(shù)，原理與VDCOL控制相似[13]。輸入為逆變側(cè)直流電流Idi和逆變器熄弧角γ在一周期內(nèi)的最小值；逆變側(cè)定電流控制需減去一個(gè)電流裕度ΔI，再通過(guò)PI環(huán)節(jié)得到定電流控制的輸出βc；逆變側(cè)定熄弧角控制則通過(guò)最小熄弧角γmin加上CEC控制輸出γCEC再減去一個(gè)周期內(nèi)最小熄弧角，再與下限Δγ進(jìn)行比較運(yùn)算，取最大值，通過(guò)PI環(huán)節(jié)輸出βγ；取βγ與βc的最大值為βi，βi與逆變側(cè)提前觸發(fā)角αi的關(guān)系為：αi=180°-βi。

圖8 逆變側(cè)控制框圖Fig.8 Control block diagram of inverter side

2.5 考慮換相失敗的開(kāi)關(guān)函數(shù)修正方法

根據(jù)圖4所示，上下半橋的換相電壓互不干擾，即各半橋的是否發(fā)生換相失敗與另一半橋的導(dǎo)通狀態(tài)無(wú)關(guān)，因此換相失敗后的開(kāi)關(guān)函數(shù)修正可在上下半橋獨(dú)立進(jìn)行[13]。假設(shè)初始狀態(tài)為VT5與VT6導(dǎo)通，當(dāng)VT1觸發(fā)脈沖來(lái)臨時(shí)，發(fā)生了VT5→VT1的換相失敗事件，由于VT1關(guān)斷，則會(huì)相繼發(fā)生VT1→VT3的換相失敗，由于VT3關(guān)斷，VT5導(dǎo)通，VT3→VT5的換相過(guò)程不會(huì)發(fā)生，因此在換相失敗后的整個(gè)換相周期時(shí)間，VT5會(huì)持續(xù)導(dǎo)通[14-16]。

在同一橋臂上，假設(shè)在t時(shí)發(fā)生了換相失敗事件，P為換相起始相，Q為換相目標(biāo)相，W為剩余一相。由以上分析，當(dāng)發(fā)生P→Q換相失敗時(shí)，該橋臂P相對(duì)應(yīng)的開(kāi)關(guān)管將持續(xù)導(dǎo)通整個(gè)換相周期，而Q相和W相所對(duì)應(yīng)的開(kāi)關(guān)管將不會(huì)被導(dǎo)通。又由于同一橋臂中，3個(gè)開(kāi)關(guān)管開(kāi)關(guān)函數(shù)之和為1，即SP+SQ+SW=1，因此發(fā)生換相失敗的同一橋臂的3個(gè)開(kāi)關(guān)函數(shù)修正如下：

(13)

式中T為換相周期。此修正方法適用于電壓開(kāi)關(guān)函數(shù)和電流開(kāi)關(guān)函數(shù)。

在仿真的過(guò)程中難以預(yù)測(cè)是否發(fā)生換相失敗，文獻(xiàn)[6]提出當(dāng)線(xiàn)電壓有效值低于一定閾值時(shí)，則判斷該換相過(guò)程發(fā)生了換相失敗[17-18]。但是線(xiàn)電壓有效值是基于準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)平均值的思路，不能準(zhǔn)確反映故障狀態(tài)下是否發(fā)生換相失敗，因此根據(jù)文獻(xiàn)[5]采用熄弧面積判據(jù)更符合故障下的暫態(tài)響應(yīng)。熄弧面積判據(jù)計(jì)算如下[19-20]：

(14)

式中：S0為最小熄弧面積；γ0為最小熄弧角；uPQ為P相向Q相換相時(shí)P相與Q相的線(xiàn)電壓；SPQ為P相向Q相換相時(shí)的熄弧面積；γ=π-αi-μi，為熄弧角。

2.6 仿真流程

仿真流程如圖9所示，圖中Δt為仿真步長(zhǎng)?？芍抡嫦到y(tǒng)本質(zhì)上為壓控電流源，輸入為逆變側(cè)三相交流電壓瞬時(shí)值，輸出為逆變側(cè)三相交流電流瞬時(shí)值。從仿真框架而言，將整流側(cè)閥組等值為準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型不會(huì)增加仿真接口。從狀態(tài)變量和變量數(shù)而言，由于單端等值模型對(duì)整流側(cè)進(jìn)行準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)等值，相較于雙端等值模型，減少了整流側(cè)三相交流電壓和三相交流電流共6個(gè)變量。對(duì)于控制系統(tǒng)而言，控制系統(tǒng)仍然保持精確的等值模型，對(duì)應(yīng)的微分代數(shù)方程保持不變。

圖9 仿真流程Fig.9 Simulation flow chart

3 仿真分析

為驗(yàn)證本文提出的LCC-HVDC單端等值方法，以PSCAD中提供的CIGRE Benchmark標(biāo)準(zhǔn)模型仿真結(jié)果作為基準(zhǔn)，對(duì)PSCAD仿真結(jié)果與本文所提方法計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。

本文以3種典型場(chǎng)景進(jìn)行仿真結(jié)果比較：①逆變側(cè)1 s時(shí)發(fā)生A相接地故障，過(guò)渡電阻為1 Ω，故障持續(xù)0.15 s后切除；②逆變側(cè)1 s時(shí)發(fā)生AB兩相接地短路故障，過(guò)渡電阻為1 Ω，故障持續(xù)0.15 s后切除；③逆變側(cè)1 s時(shí)發(fā)生三相接地短路故障，過(guò)渡電阻為1 Ω，故障持續(xù)0.15 s后切除。單端等值模型與PSCAD仿真步長(zhǎng)均為100μs。仿真結(jié)果如圖10—圖12所示。

圖10 場(chǎng)景1仿真結(jié)果 Fig.10 Simulation results of scenario 1

圖11 場(chǎng)景2仿真結(jié)果Fig.11 Simulation results of scenario 2

圖12 場(chǎng)景3仿真結(jié)果Fig.12 Simulation results of scenario 3

由以上仿真結(jié)果可知：在發(fā)生單相接地故障和兩相接地短路故障時(shí)，單端等值模型能夠刻畫(huà)電流的變化趨勢(shì)，單端等值模型仿真結(jié)果與PSCAD仿真結(jié)果變化趨勢(shì)一致，有利于對(duì)故障后交流電流的變化趨勢(shì)進(jìn)行預(yù)測(cè)，為保護(hù)裝置的優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)；在三相短路接地故障場(chǎng)景中，A相電流與PSCAD仿真結(jié)果差異較大，但是直流電流和直流電壓變化趨勢(shì)與PSCAD仿真結(jié)果一致。為計(jì)算單端等值模型與PSCAD仿真模型的相對(duì)誤差，令平均相對(duì)誤差

(16)

式中：Yi為PSCAD仿真值；yi為單端等值仿真值；N為采樣個(gè)數(shù)；Yr為額定值。各故障場(chǎng)景交流電流、直流電流以及直流電壓的相對(duì)誤差見(jiàn)表1。由表1可知，在A相接地故障和AB兩相接地短路故障時(shí)，平均誤差均較低；在三相接地短路故障時(shí)，平均誤差顯著增高。

表1 各故障場(chǎng)景仿真平均相對(duì)誤差Tab.1 Average relative error of each failure scenario simulation

造成A相電流及直流電壓差異較大的原因主要是三相電壓的集體跌落影響了換相角的計(jì)算，從而使換相失敗的判斷與PSCAD模型出現(xiàn)了偏差，導(dǎo)致單端等值模型逆變器的開(kāi)關(guān)導(dǎo)通拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與PSCAD不同，直接影響了逆變器三相交流電流的計(jì)算。

在相同的計(jì)算機(jī)硬件下，PSCAD平均仿真耗時(shí)約為9.83 s，單端等值模型平均仿真耗時(shí)約為0.75 s，單端等值模型平均仿真耗時(shí)約為PSCAD模型的7.63%，極大地提高了仿真計(jì)算速度，實(shí)現(xiàn)了實(shí)時(shí)計(jì)算仿真。

4 結(jié)論

本文根據(jù)實(shí)際工程需要得到基于逆變側(cè)交流電壓信息的LCC-HVDC單端等值模型，即“整流側(cè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型+逆變側(cè)動(dòng)態(tài)相量模型”，然后推導(dǎo)了開(kāi)關(guān)函數(shù)的動(dòng)態(tài)相量表達(dá)式和直流線(xiàn)路模型的微分方程表達(dá)式，然后根據(jù)換相機(jī)理將上下橋臂分別進(jìn)行換相失敗判別并且推導(dǎo)了開(kāi)關(guān)函數(shù)的修改方法。

根據(jù)仿真結(jié)果分析得出結(jié)論：在單相接地故障和兩相接地短路故障時(shí)，單端等值模型仿真結(jié)果與PSCAD仿真結(jié)果變化趨勢(shì)一致，能夠預(yù)測(cè)故障電流的變化趨勢(shì)，為保護(hù)的優(yōu)化提供理論支撐；在三相接地短路故障時(shí)，三相電壓集體跌落，使換相角的計(jì)算誤差增大，從而使換相失敗的判斷與PSCAD模型中不一致，直接導(dǎo)致逆變器導(dǎo)通拓?fù)鋱D的不一致。

前2種場(chǎng)景中單端等值模型與PSCAD模型仿真依然存在一定的差異，差異主要來(lái)源于：①開(kāi)關(guān)函數(shù)與實(shí)際開(kāi)關(guān)導(dǎo)通狀態(tài)不完全一致；②換相失敗后開(kāi)關(guān)函數(shù)的修改方法是將同一半橋的開(kāi)關(guān)函數(shù)相加到換相失敗的起始相，其他兩相開(kāi)關(guān)函數(shù)置零，沒(méi)有考慮換相的過(guò)程；③整流側(cè)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型交流側(cè)為無(wú)窮大系統(tǒng)，與PSCAD中仿真模型不完全一致。