一种新型高压直流断路器的自供能控制方法

摘要

本发明公开了一种新型高压直流断路器的自供能控制方法，流程如下：首先，采用新型高压直流断路器的拓扑结构；然后，针对启动充能、稳态运行以及故障处理3种模式，分析断路器的整体动作特性与控制策略，并进行直流断路器补能周期计算；最后，搭建典型算例系统进行仿真研究，验证断路器拓扑及其控制策略的有效性与可行性。负载转移开关和主断路器直接通过其子模块电容取能，无需外部供电，避免了工程中难以解决的绝缘及耐压问题，降低了设计及制造难度，有利于该断路器拓扑在高压直流电网中的应用；通过本发明所设计的控制策略，可使EHBSM电容电压在人为设定的阈值内波动，保证了能量的稳定性，防止电容电压剧烈波动而影响其驱动电路的供电可靠性。

说明书

技术领域

本发明涉及一种新型高压直流断路器的自供能控制方法，属于断路器控制技术领域。

背景技术

大规模新能源通过直流电网并网是未来电力系统的发展趋势与传统的交流电网相比,直流电网的阻尼相对较低，其故障发展更快,控制保护的难度更大。

目前高压直流断路器的研究方案主要集中于3种类型，分别是基于常规开关的传统机械式断路器、基于纯电力电子器件的固态断路器和基于二者结合的混合式断路器。其中，混合式高压直流断路器结合了前2种断路器的优点,既具备较低的通态损耗,又有很快的分断速度，具有良好的应用前景。

为了降低制造成本，期刊《电网技术》和《电力系统自动化》分别提岀了一种组合式高压直流断路器和一种电流转移型高压直流断路器这2种方案的主要设计思路是，接在同一个换流站的直流线路共用断流支路，从而达到降低制造成本的目的。

然而.无论是混合式高压直流断路器还是组合式高压直流断路器.目前工程中均采用外部供电的方式为断路器中IGBT的驱动电路供能。但由于断路器需要串联在直流线路中，且直流电压等级较高，因此对外部供电电路的绝缘、耐压能力提出了较高要求这一缺陷极大限制了直流断路器在高压技术领域中的应用。

发明内容

本发明所要解决的技术问题是提供一种新型高压直流断路器的自供能控制方法，对传统混合式高压直流断路器的负载转移开关和主断路器进行了改进，将原有的IGBT串联变为EHBSM串联,通过相应的控制策略，使子模块中的电容在正常工况下带电运行。断路器具有启动充能、稳态运行以及故障处理3种运行模式,功能性与灵活性得以大幅提升。

为解决上述问题，本发明所采取的技术方案是：

一种新型高压直流断路器的自供能控制方法，流程如下：首先，采用新型高压直流断路器的拓扑结构；然后，针对启动充能、稳态运行以及故障处理3种模式，分析断路器的整体动作特性与控制策略，并进行直流断路器补能周期计算；最后，搭建典型算例系统进行仿真研究，验证断路器拓扑及其控制策略的有效性与可行性。

作为本发明的进一步改进，所述新型高压直流断路器包括并联的主断路器、日常通流支路和故障断流支路；

所述日常通流支路包括串联的超快速机械开关和负载转移开关；所述故障断流支路由多个断流单元串联构成；

所述负载转移开关和主断路器采用增强型半桥子模块EHBSM。

作为本发明的进一步改进，所述EHBSM由2个IGBT、4个二极管以及1个子模块电容构成；

所述EHBSM包括导通状态和关断状态2种开关状态，具体如下所述：

导通状态，当EHBSM中的1GBT都开通时，电流直接从IGBT或其并联二极管流过，电容器被旁路；

关断状态，当EHBSM中的IGBT被关断时，电流需要从电容器流过，直流电流的流通受阻碍；

根据运行场景不同，所述新型高压直流断路器有3种不同的工作模式,分别为启动充能模式、稳态运行模式和故障处理模式。

作为本发明的进一步改进，所述启动充能模式，包括以下步骤：

步骤S11，新型高压直流断路器日常通流支路的超快速机械开关处于关断状态，负载转移开关的IGBT处于关断状态，故障断流支路的IGBT也处于关断状态；

步骤S12，直流系统中各换流站启动，传输功率参考值设定为1％-5％,保证直流线路中的电流维持在较低水平；由于超快速机械开关还没有闭合，所以电流将从主断路器流过，为电容充电；

步骤S13，当主断路器中的子模块电容电压达到IGBT触发所需的阈值时,使能IGBT驱动电路，并对主断路器的子模块电容进行分组充电；

步骤S14，主断路器充电完成后，将其设定为导通状态；电流从主断路器流过，超快速机械开关承受的电压为0；

步骤S15，将少量主断路器中的EHBSM关断，这些子模块电容叠加后的反向电压使直流电流转移到正常流通支路上去，从而对负载转移开关进行充电；

步骤S16，当负载转移开关完成充电后，将负载转移开关和主断路器都设成导通状态，之后将直流系统功率参考值提升至额定水平，系统进入稳态运行模式。

作为本发明的进一步改进，所述稳态运行模式中，负载转移开关和主断路器的IGBT驱动电路都由各自的电容进行负载转移开稳态补能和主断路器稳态补能。

作为本发明的进一步改进，所述负载转移开稳态补能的控制步骤如下：

步骤S21，当检测到负载转移开关的任意一个子模块电容电压低于稳态阈值下限U

步骤S22，当检测到负载转移开关的任意一个子模块电容电压高于稳态阈值上限U

作为本发明的进一步改进，所述主断路器稳态补能的控制步骤如下：

步骤S31，当检测到主断路器的任意一个子模块电容电压低于稳态阈值下限U

步骤S32，分组对主断路器中的EHBSM进行充电，流程如下：将主断路器中的EHBSM分成N组，每组的个数为小于负载转移开关中EHBSM的个数；将第i(i＝l,2,…，N)组的EHBSM关断，其余组的EHBSM导通，由于负载转移开关产生的总反向电压大于主断路器中第i组EHBSM产生的反向电压，直流电流从主断路器支路流过，对第i组的EHBSM充电；当第i组的EHBSM电容电压达到阈值上限U

步骤S33，主断路器完成充电后，将主断路器所有的EHBSM设定为导通状态；

步骤S34，将负载转移开关设为导通状态，直流电流从主断路器支路转移到日常通流支路，主断路器补能结束。

作为本发明的进一步改进，所述故障处理模式用于新型高压直流断路器的直流故障处理，步骤具体如下：

步骤S41，稳态运行时，超快速机械开关、负载转移开关和主断路器均处于闭合导通状态，换流器流出的直流电流流经日常通流支路；

步骤S42，直流线路在t

步骤S43，对超快速机械开关施加开断信号，经过一定的延时，超快速机械开关在h时刻完成开断动作；

步骤S44，当超快速机械开关处于关断状态时，对主断路器施加开断信号，并在t

步骤S45，剩余能量通过避雷器进行耗散。

作为本发明的进一步改进，所述直流断路器补能周期计算，是计算EHBSM的电容器能量耗散速率；EHBSM电容被消耗的能量有两部分:一部分是给IGBT驱动电路供能消耗的能量；另一部分是并联在电容器上的均压电阻消耗的能量。

作为本发明的进一步改进，所述仿真研究采用的典型算例系统为在PSCAD/EMTDC中搭建的四端测试系统。

与现有技术相比,采用上述技术方案所产生的有益效果在于：

本发明是一种新型高压直流断路器的自供能控制方法，对传统混合式高压直流断路器的负载转移开关和主断路器进行了改进，设计了新型混合式高压直流断路器，具备有以下优点：

负载转移开关和主断路器直接通过其子模块电容取能，无需外部供电，避免了工程中难以解决的绝缘及耐压问题，降低了设计及制造难度，有利于该断路器拓扑在高压直流电网中的应用；

通过本发明所设计的控制策略，可使EHBSM电容电压在人为设定的阈值内波动，保证了能量的稳定性，防止电容电压剧烈波动而影响其驱动电路的供电可靠性。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。

图1是新型高压直流断路器拓扑结构图；

图2是主断路器补能过程中各设备动作时序图；

图3是四端直流电网测试系统图；

图4是启动充能时高压直流断路器的动态特性；

图5是启动充能时直流系统的直流电压动态特性；

图6是启动充能时直流系统的直流电流动态特性；

图7是负载转移开关补能时高压直流断路器的动态特性；

图8是负载转移开关补能时换流站2直流系统的动态响应；

图9是主断路器补能时高压直流断路器的电流动态特性；

图10是主断路器补能时高压直流断路器的电容电压动态特性；

图11是主断路器补能时高压直流断路器的电压动态特性；

图12是主断路器补能时换流站2直流系统的动态响应；

图13是故障处理时高压直流断路器的电流动态特性；

图14是故障处理时高压直流断路器的电压动态特性；

图15是故障处理时高压直流断路器接入超快速机械开关的电压动态特性；

图16是故障处理时直流系统的直流电压动态响应；

图17是故障处理时直流系统的直流电流动态响应；

图18是故障处理时直流系统的平波电抗器的电压动态响应。

具体实施方式

下面将结合本申请实施例中的附图，对本申请实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本申请一部分实施例，而不是全部的实施例。以下对至少一个示例性实施例的描述实际上仅仅是说明性的，决不作为对本申请及其应用或使用的任何限制。基于本申请中的实施例，本领域普通技术人员在没有作出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本申请保护的范围。

需要注意的是，这里所使用的术语仅是为了描述具体实施方式，而非意图限制根据本申请的示例性实施方式。如在这里所使用的，除非上下文另外明确指出，否则单数形式也意图包括复数形式，此外，还应当理解的是，当在本说明书中使用术语“包含”和/或“包括”时，其指明存在特征、步骤、操作、器件、组件和/或它们的组合。

一种新型高压直流断路器的自供能控制方法，流程如下：首先，采用新型高压直流断路器的拓扑结构；然后，针对启动充能、稳态运行以及故障处理3种模式，分析断路器的整体动作特性与控制策略，并进行直流断路器补能周期计算；最后，搭建典型算例系统进行仿真研究，验证断路器拓扑及其控制策略的有效性与可行性。

本实施例具体的，如图1所示，所述新型高压直流断路器包括并联的主断路器、日常通流支路和故障断流支路；

所述日常通流支路包括串联的超快速机械开关和负载转移开关；所述故障断流支路由多个断流单元串联构成；

所述负载转移开关和主断路器采用增强型半桥子模块EHBSM。

本实施例具体的，所述EHBSM由2个IGBT、4个二极管以及1个子模块电容构成；

所述EHBSM包括导通状态和关断状态2种开关状态，具体如下所述：

导通状态，当EHBSM中的1GBT都开通时，电流直接从IGBT或其并联二极管流过，电容器被旁路；

关断状态，当EHBSM中的IGBT被关断时，电流需要从电容器流过，直流电流的流通受阻碍；

根据运行场景不同，所述新型高压直流断路器有3种不同的工作模式,分别为启动充能模式、稳态运行模式和故障处理模式。

本实施例具体的，所述启动充能模式，包括以下步骤：

步骤S11，新型高压直流断路器日常通流支路的超快速机械开关处于关断状态，负载转移开关的IGBT处于关断状态，故障断流支路的IGBT也处于关断状态；

步骤S12，直流系统中各换流站启动，传输功率参考值设定为1％-5％,保证直流线路中的电流维持在较低水平；由于超快速机械开关还没有闭合，所以电流将从主断路器流过，为电容充电；

步骤S13，当主断路器中的子模块电容电压达到IGBT触发所需的阈值时,使能IGBT驱动电路，并对主断路器的子模块电容进行分组充电；

步骤S14，主断路器充电完成后，将其设定为导通状态；电流从主断路器流过，超快速机械开关承受的电压为0；

步骤S15，将少量主断路器中的EHBSM关断，这些子模块电容叠加后的反向电压使直流电流转移到正常流通支路上去，从而对负载转移开关进行充电；

步骤S16，当负载转移开关完成充电后，将负载转移开关和主断路器都设成导通状态，之后将直流系统功率参考值提升至额定水平，系统进入稳态运行模式。

本实施例具体的，所述稳态运行模式中，负载转移开关和主断路器的IGBT驱动电路都由各自的电容进行负载转移开稳态补能和主断路器稳态补能。

本实施例具体的，所述负载转移开关稳态补能的控制步骤如下：

步骤S21，当检测到负载转移开关的任意一个子模块电容电压低于稳态阈值下限U

步骤S22，当检测到负载转移开关的任意一个子模块电容电压高于稳态阈值上限U

本实施例具体的，所述主断路器稳态补能的控制步骤如下：

步骤S31，当检测到主断路器的任意一个子模块电容电压低于稳态阈值下限U

步骤S32，分组对主断路器中的EHBSM进行充电，流程如下：将主断路器中的EHBSM分成N组，每组的个数为小于负载转移开关中EHBSM的个数；将第i(i＝l,2,…，N)组的EHBSM关断，其余组的EHBSM导通，由于负载转移开关产生的总反向电压大于主断路器中第i组EHBSM产生的反向电压，直流电流从主断路器支路流过，对第i组的EHBSM充电；当第i组的EHBSM电容电压达到阈值上限U

步骤S33，主断路器完成充电后，将主断路器所有的EHBSM设定为导通状态；

步骤S34，将负载转移开关设为导通状态，直流电流从主断路器支路转移到日常通流支路，主断路器补能结束。

以N＝3、m＝l为例,主断路器补能过程中，各设备的动作时序如图2所示。

从负载转移开关补能操作和主断路器补能操作步骤可以看岀，整个补能过程不需要超快速机械开关动作，控制策略简单易行。需要注意的是，负载转移开关补能操作和主断路器补能操作不能同时进行：如果2个部件同时收到补能信号，由于负载转移开关补能操作比较简单且耗时短，因此优先对负载转移开关进行补能。

本实施例具体的，所述故障处理模式用于新型高压直流断路器的直流故障处理，步骤具体如下：

步骤S41，稳态运行时，超快速机械开关、负载转移开关和主断路器均处于闭合导通状态，换流器流出的直流电流流经日常通流支路；

步骤S42，直流线路在t

步骤S43，对超快速机械开关施加开断信号，经过一定的延时，超快速机械开关在h时刻完成开断动作；

步骤S44，当超快速机械开关处于关断状态时，对主断路器施加开断信号，并在t

步骤S45，剩余能量通过避雷器进行耗散。

对于本实施例所提的新型高压直流断路器,其核心部件是组成负载转移开关和主断路器的EHBSM,因此本节重点研究EHBSM的关键参数选取原则这些参数包括IGBT选型、电容容值、电容电压参考值以及子模块配置个数等。

本实施例以图3所示的四端直流电网为测试系统进行分析:设计目标为直流线路24中换流站2侧的直流断路器。换流站2的额定直流电压为500kV,额定容量为1500MW,因此额定直流电流为3kA。

对于容量为1 500MW的换流站,其断路器一般采用ABB公司的StakPak 5SNA3000K452300压接式IGBT,其额定电压为4.5kV,额定电流为3kA,峰值电流为6kA。

首先配置负载转移开关EHBSM的个数。从发生直流故障到超快速机械开关完成开断动作，大概需要经过2ms延时，这段时间的故障电流需要流过负载转移开关。此时，负载转移开关EHBSM并联系数应该配置为2,即2排子模块并联。由于不需要承受较大的电压，因此其串联个数无需太多。目前工程中，一般串联系数为5左右。因此，负载转移开关由2并、5串共10个EHBSM组成。

接下来配置主断路器EHBSM的个数。对于该直流断路器，假设IGBT承受的电压为2.3kV,由于其稳态情况下需要承受至少500kV的直流电压(主断路器断流后承受极对地电压)，因此需串联218个EHBSM，，因为IGBT的最高耐压为4.5kV,因此218个EHBSM串联在一起之后，主断路器能够承受的过电压为981kV,是额定电压的1.962倍。由于单个IGBT的断流能力有限，为了具有较强的断流能力，可采用EHBSM并联的方式。若断流能力为18kA,则需要3个并联支路。因此.主断路器由3并、218串共654个EHBSM组成。新型高压直流断路器的关键参数如下:IGBT额定电压为4.5kVJGBT额定电流为3kA,负载转移开关EHBSM个数为10,主断路器EHBSM个数为654,子模块电容稳态运行电压为1kV,电容电压上限阈值Umax＝1.1kV,电容电压下限阈值Umin＝0.9kV,子模块电容容值为1mF。本实施例具体的，所述直流断路器补能周期计算，是计算EHBSM的电容器能量耗散速率；EHBSM电容被消耗的能量有两部分：一部分是给IGBT驱动电路供能消耗的能量；另一部分是并联在电容器上的均压电阻消耗的能量。

首先计算IGBT驱动电路的功率。IGBT驱动电路的功率由两部分组成，一部分用于IGBT的开关切换(从开通状态到关断状态，或从关断状态到开通状态)，另一部分用于维持IGBT的开关状态。IGBT驱动电路的功率计算表达式为：

P＝Q

其中，Q

直流断路器在正常运行过程中，无论是负载转移开关中的IGBT还是主断路器中的IGBT,都是一直处于开通状态。因此，用于IGBT开关切换的功率为0。这样，稳态运行过程中的IGBT驱动电路的功率可表示为：

P＝I

根据ABB公司StakPak 5SNA 3OOOK4523OO压接式IGBT的数据，可以计算出单个IGBT驱动电路在正常运行时的功率为：

P＝500×15＝7.5×10

由于一个EHBSM含有2个IGBT,因此一个EHBSM在正常运行过程中的驱动电路功率为1.5x10

电容电压初始值为U

以上已计算出EHBSM的驱动电路功率为1.5x10

根据基本的电路知识可知，电容器与其均压电阻构成了最简单的RC并联电路。如果电容电压的初始值为U

其中,R为均压电阻值，工程中通常为几十千欧姆到几百千欧姆,这里取500kΩ。如果采用计算数据，C＝1mF,U

如果取EHBSM电容器的补能周期为100s,将主断路器的所有子模块分为100个小组进行补能,每个小组的补能充电时间设为10ms(实际补能充电时间远小于10ms),那么完成主断路器一次补能的总时间为1s,占EHBSM电容器补能周期100s的1％,即在上述假设条件下，正常运行时负载转移开关和主断路器中的子模块大约有1％的时间处于充电补能状态。

本实施例具体的，所述仿真研究采用的典型算例系统为在PSCAD/EMTDC中搭建的四端测试系统。换流站1-3采用定有功功率和无功功率控制，稳态情况下分别向直流侧输送600MW、1200MW及-500MW的功率。换流站4采用定直流电压和无功功率控制.直流电压参考值为500kV4个换流站之间通过架空线路相连。

启动充能测试场景为：直流网络内各换流器已完成启动前的准备工作。换流站1、3、4侧的高压直流断路器已安装完毕并完成充能操作。换流站2侧的高压直流断路器已安装完毕，但尚未充能。

为了减小充电电流，延长子模块充电时间，换流站1-3的功率参考值均设定为额定容量的5％,其中换流站1、2向直流侧输送功率,换流站3向交流侧输送功率，换流站4采用定电压控制，电压参考值设为500kV。

直流系统在t＝0.2s时启动运行。图4为高压直流断路器B24的动态特性,从上至下分别为流过断路器负载转移开关和主断路器的电流、负载转移开关和主断路器的EHBSM电容电压以及超快速机械开关、负载转移开关和主断路器两端的电压。

图5和6为直流系统的特性，其中图5为4个换流站的直流电压，图6为4个换流站的直流电流。

从仿真图中可以看出，系统启动后，首先对主断路器的子模块电容进行充电，其电容电压稳步上升。这个过程中的充电电流平均值大约为25A。由于主断路器的EHBSM是直接串联在直流线路24上，所以换流站2的直流电压随着子模块电容电压的上升而上升。在t＝0.463s时主断路器电容电压达到0.3kV，IGBT驱动电路解锁.可以对EHBSM进行控制。随后分组对主断路器的子模块进行充电，其电容电压很快充到上限阈值1.1kV。在t＝0.686s时开始对负载转移开关的子模块进行充电，流过主断路器的电流被迅速转移到负载转移开关的支路。经过约29ms的充电过程，负载转移开关的子模块充电完毕。整个断路器完成启动充能过程。需要注意的是，虽然在启动充能过程中最高电压达到了580kV，但这是短时间的暂态过程.且过电压倍数只有1.16倍系统可以承受。

此外还可以看出，在断路器启动充能过程中，直流电流会小幅波动。经过约1s，波动调整完毕，直流系统恢复稳态运行状态，系统的安全稳定运行特性不会受到影响。负载转移开关补能测试场景为：断路器充能完毕后，系统进入稳态运行模式，各换流站参考值恢复为原来的参考值:由于持续向IGBT驱动电路供电且均压电阻持续耗能.负载转移开关的子模块电容电压逐渐下降到下限阈值0.9kV。此时，需要对电容进行补能。设t＝3.5s时开始补能。图7为断路器B24的动态特性。从上至下分别为流过断路器负载转移开关和主断路器的电流、负载转移开关和主断路器的EHBSM电容电压以及超快速机械开关、负载转移开关和主断路器两端的电压。图8为换流站2直流侧动态特性，从上至下分别为换流站2的直流电压、流过直流线路24的直流电流以及流过线路24的有功功率。

从图中可以看出，当负载转移开关子模块电容电压下降到0.9kV时，关断子模块的IGBT,子模块电容处于充电状态：子模块电容电压很快充到上限阈值1.1kV。之后导通子模块的IGBT,系统恢复正常运行。整个过程中各电气量均无明显波动。

主断路器补能测试场景为：系统处于稳态运行模式。由于持续向IGBT驱动电路供电且均压电阻持续耗能，主断路器的子模块电容电压逐渐下降到下限阈值0.9kV。此时，需要对子模块电容进行补能。

本仿真算例中，负载转移开关由5个EHBSM串联，而每个EHBSM的电容电压范围为0.9-1.1kV,因此负载转移开关关断后产生的反向电压为4.5～5.5kV。将主断路器218个串联的EHBSM分成73组，每组3个EHBSM(最后一组为2个)。这样，主断路器每组EHBSM产生的反向电压最大为3.3kV,小于负载转移开关产生的反向电压，因此可保证主断路器正常分组充电。

设t＝4.0s时开始补能。图9-11为断路器B24在主断路器补能过程中的动态特性，其中图9为流过断路器负载转移开关和主断路器的电流，图10为负载转移开关和主断路器的EHBSM电容电压，图11为超快速机械开关、负载转移开关和主断路器两端的电压。图12为换流站2直流侧动态特性，从上至下分别为换流站2的直流电压、流过直流线路24的直流电流以及流过线路24的有功功率。

从图中可以看出，当收到主断路器的补能指令后，关断负载转移开关，直流电流被转移到主断路器支路中。待直流电流完成转移后，分组对主断路器中的子模块电容进行充电。每组EHBSM充电时间大约为0.4ms,上一组完成充电后到下一组开始充电前的时间间隔设置为0.5ms,因此73组EHBSM完成充电大约需要65ms。对于本例,EHBSM电容器的补能周期为100s,正常运行时仅仅有约0.1％的时间负载转移开关和主断路器中的子模块处于充电补能状态。如果考虑直流电流很小的情况，例如直流电流为20A(约为本算例直流电流的1％),则每组EHBSM充电时间大约为40ms,上一组完成充电后到下一组开始充电前的时间间隔保持0.5ms不变，主断路器完成补能所需要的时间约为3s,仅占EHBSM正常运行时间的3％。

主断路器完成充电后，将主断路器和负载转移开关调整为导通状态，系统恢复正常运行。整个补能过程中，直流线路24的有功功率下降约30MW(3％的输送功率)后恢复正常水平，这只对直流网络的潮流有小幅度的影响，而对换流站的出力没有影响，因此系统的安全稳定运行特性也不会受到影响。

直流故障处理测试场景为：系统处于稳态运行模式。断路器B24出口处发生瞬时性接地故障。

故障发生在t＝1.01s；lms后继电保护系统完成故障定位，直流断路器B24和B42的负载转移开关动作；t＝1.01125s时对超快速机械开关施加开断信号；t＝1.01325s时超快速机械开关完成开断动作，50μs后主断路器动作。

图13-15给出了直流断路器B24的响应特性：图13为负载转移开关、主断路器及其避雷器中的电流；图14为负载转移开关和主断路器的EHBSM电容电压；图15为超快速机械开关、负载转移开关以及主断路器两端的电压。图16-18给出了换流站的响应特性：

图16为换流站1—4端口的直流电压，图17为流过换流站1—4平波电抗器的电流，图18为换流站2出口处平波电抗器电压。

从图13-15可以看出，对于短路点近处的断路器B24,其动作时间为故障后1ms,负载转移开关动作时的电流为7.6kA,主断路器动作时的电流为16.1kA。主断路器断开后，故障电流向装有避雷器的耗能支路转移，这个过程中主断路器的子模块电容被充电。经过约0.8ms故障电流完成转移，主断路器子模块电容电压达到3.7kV。此时主断路器承受的电压为917.0kV,是直流电网额定电压的1.83倍。

从图16-18可以看出，由于故障点距离换流站2较近，直流短路故障发生后,换流站2的端口直流电压迅速下降至0左右，其余换流站端口的直流电压也相应下降。换流站1—4直流出口处的电流迅速上升，向故障点馈入故障电流。由于距离故障点较近，换流站1、2的电流上升速度最快。故障发生时，平波电抗器的电流变化率非常大，因此其瞬时电压超过了400kV。

此外还可以看出，该新型高压直流断路器能够在4ms内快速隔离直流故障，且开断时的电流为16.1kA,满足直流断路器的性能要求。如果故障清除后500ms时直流断路器重合闸.系统的安全稳定特性不受影响。