振動性サージ

2019年1月作成,2022年7月10日

はじめに

JEC-0102「試験電圧標準」において,避雷器を適切に使用することで,変圧器の雷インパルスに対する試験電圧の低減が図られてきた。しかし,近年の変圧器事故の状況を見ると,変圧器本体は避雷器により適切なレベルに保護されているにも関わらず,振動性の雷サージ波形に起因した共振により,タップ巻線のコイル間,ターン間やタップ部など,本来,想定されていない部位での損壊が生じている。これまでの試験電圧設定プロセスでは考慮されていないが,今後,試験電圧値や試験波形を考える上で,注意を払う必要があると提言されている。

本稿では,振動性の雷サージによる変圧器の事故・障害事例の紹介,変圧器の絶縁設計について述べる。

振動性の雷サージによる変圧器の事故・障害事例

論文等により,公となっている振動性サージによる事故・障害事例を下表にまとめる。

表 振動性サージによる変圧器の事故・障害事例
No. タイトル 発生時期 概要
1 主変圧器の内部電位振動現象 1995年
1月
東京電力 柏崎刈羽原子力発電所に接続される送電線の第 6 鉄塔と第 7 鉄塔の間の架空地線に雷撃があり,第 7 鉄塔にて逆フラッシオーバ。雷撃点から送電線,GIS,電力ケーブルを経由して変圧器に雷サージが到達するまで,サージインピーダンスが大幅に変化する点で反射を繰り返し,サージ電圧波形の周波数成分は約 300 kHz が卓越していた。その周波数と変圧器タップ巻線の固有周波数が一致し,当該部分で電位振動による電圧上昇が生じ,絶縁破壊に至ったと推定。なお,この事故・障害の対策として,タップ巻線にサージアブソーバを設置。
2 内部共振現象による配電用変圧器損壊事故について 1997年
1月
および
2001年
11月
北陸電力 片山津変電所の変圧器に雷サージ(雷撃点は,同変電所から別の変電所を経由し,15.2 km 離れた送電線)が侵入し,1997 年と 2001 年の2回,変圧器タップ巻線が損傷。雷サージ解析により,変圧器端の電圧波形の周波数成分と,周波数特性試験を実施して得られたタップ巻線の固有周波数が一致したことから,変圧器内部での共振現象により,過電圧が発生し,損壊に至ったと推定。対策として,巻線方式の変更(円板巻から円筒巻),タップ巻線保護用避雷装置を設置。
3 同一変電所構内での配電用変圧器損壊事故について 2005年
12月
北陸電力 織田変電所の変圧器に雷サージが侵入し,配電用変圧器が損傷。仮復旧用に設置した移動用変圧器を設置したが,1 回目の損傷から 3 日後にも雷サージが侵入し,移動用変圧器が損傷。1 回目の雷撃点は変電所から 4 km,2 回目の雷撃点は変電所から 6 kmで,変圧器に侵入した雷サージに含まれる周波数成分と損傷した変圧器の固有周波数が一致していた。送電用避雷装置の設置により,変圧器へ雷サージが 3 相侵入する頻度が多くなると想定され,変圧器の仕様を変更し,配電用変圧器 1 次側中性点に避雷器を設置することを標準とした。
4 配電用変圧器損壊時の雷サージ解析 2015年
1月
九州電力 A 変電所が接続する 66 kV 送電線の隣区間送電線(B 変電所を経由し,A変電所から 13 km)へ雷撃があり,A 変電所の変圧器と,隣接する発電所の変圧器が同時に損壊。A 変電所の変圧器には 1 から 19 タップあるが,巻線抵抗測定により,18 - 19 タップ巻線が断線していた。雷サージ解析の結果,A 変電所端子に生じる雷過電圧の周波数成分と変圧器の固有振動数の一致により,変圧器内部に共振性の過電圧が発生したと推定。
表中では,論文のタイトルのみ記載し,詳細は参考文献リストに記載する。

事故・障害事例を見ると,冬季に事故・障害が発生している。また,共振という結論が導き出される背景として,次のようなものが考えられると,耐雷設計ガイドで述べられている。

  • 落雷位置標定システム(LLS : Lightning Location System)では,発変電所近傍で雷撃が確認されていない。
  • 事故・障害のあった変圧器には避雷器が設置されており,変圧器端で生じる過電圧は避雷器の制限電圧以下に抑制されていると推察される。
  • 事故・障害のあった変圧器の製造者(メーカ)は,特定の製造者に限定されていない。

冬季雷の特徴

振動性サージによる変圧器の事故・障害事例は,冬季に多い理由について考察するため,耐雷設計ガイドに記載されている,夏季雷と冬季雷の特徴を下表にまとめる。

冬季雷で変圧器事故・障害が発生しやすい原因の一つに,持続時間が長い雷サージが変圧器に侵入した際に,雷過電圧が変圧器の固有周波数と共振する現象がある。

表 夏季雷と冬季雷の特徴比較
特性 夏季雷 冬季雷 説明
雲底 [m] 1.2 × 103 300 ~ 雷雲の電荷は気温が -10 °C から - 20 °C の間で発生するとされており,大気温度が低い冬季雷の方が,夏季雷に比べ電荷群の中心が低い位置となる
静電エネルギー [kJ] 約 106 約 102 ~ 108 冬季雷はバラツキは大きいが,夏季雷よりも静電エネルギーが大きい場合がある
電流波高値 [kA] ~ [24] ~ < 2 ~[24] ~ 150 < 夏季雷と冬季雷で代表値は同じだが,冬季雷には電流波高値の大きいものもある
電流峻度 [kA/μs] < 1 ~ [10] ~ 80 0.01 ~ [0.63] ~ 100 電流峻度の代表値は,冬季雷の方が小さい
電流波頭長 [μs] < 1 ~ [2] ~ 30 0.1 ~ [32] ~ 104 電流波頭長の代表値は,冬季雷の方が大きい
電流波尾長 [μs] ~ [40] ~ 250 1 ~ [50] ~ 104 電流波尾長の代表値は,夏季雷と冬季雷で大きく変わらないが,冬季雷には波尾長が長いものがある
極性 ほとんど負極性(95 %) 正極性 1/3 冬季雷に正極性が多い理由は,雷雲の上層の季節風によって,雷雲が水平方向に大きく傾斜し,正電荷から大地へのリーダが発生しやすくなるためと推定されている
放電の進展方向 ほとんど下向き ほとんど上向き(96 ~ 99 %) 冬季雷は電荷群の中心が低いため,構造物近傍の電界強度が強くなり,夏季には上向き雷が発生しないような高さの構造物においても,上向きリーダが発生しやすくなる
a ~ [b] ~ c とは,a ~ c の範囲で [b] が代表値

冬季雷のメカニズム

日本海沿岸は放電電荷の大きな上向き放電を伴う冬季雷が多発する地域である。世界的にも稀な高エネルギー雷が冬季の日本海側で発生するメカニズムについて述べる。

この冬季雷は,対馬暖流の上空に冬季の寒冷なシベリア寒気団が発達することで,大量の水蒸気が供給され,高いエネルギーを持った雷雲が沿岸部に接近することで発生する(下図)。夏季雷は負極性(上空が負電荷を帯びる)のものが多いが,冬季雷は正極性となる割合が多く,雲の高さが低いといった特徴も有している。また,冬季雷は夏季雷より,10 ~ 100 倍のエネルギーを有していることもある。

冬季雷のメカニズム
図 冬季雷のメカニズム

振動性サージの解析手法

変圧器の事故・障害が,振動性サージによるものか検討するための解析手法について述べる。代表的な解析手法として,雷撃点に雷撃電流を注入し,変圧器端で発生する時間波形を解析し,その周波数成分を求める手法,雷撃点から変圧器までの伝達インピーダンスの周波数特性を計算する手法がある。

瞬時値解析を用いる手法

雷撃点に雷撃電流(ランプ波や観測された雷撃電流波形など)を注入し,変圧器端で発生する雷過電圧を解析し,その時間波形の周波数特性を計算する。

周波数特性計算を用いる手法

周波数の変化する正弦波として雷撃点に注入し,変圧器端で発生する電圧を計算する。大きさが 1 A の電流を雷撃点に注入したときの応答は,伝達インピーダンスの周波数特性と捉えることもできる。本手法では,非線形抵抗特性を有する避雷器は模擬できないが,雷撃点と変圧器の間での往復反射や構内ケーブル内での往復反射による雷過電圧振動成分の周波数特性を計算するのに本手法は有効である。

変圧器の絶縁設計

変圧器の絶縁設計について

変圧器の絶縁はその使用目的からいって変圧器の生命であり,絶縁寸法を大きくすることなく,十分な絶縁強度を持たせることが,絶縁設計上のもっとも重要な眼目である。

変圧器は送配電線路に直接接続され,たえず雷その他の異常電圧にさらされているので,その絶縁設計にあたっては,常に常規周波数の電圧に対する絶縁強度を考慮しただけでは十分ではない。変圧器巻線の故障は復旧に多額の経費と長い日時を必要とするので,その絶縁強度は系統に発生すべき異常電圧と,これを制限すべき避雷装置,その他の部分の絶縁協調などと協調をはかり,いわゆる絶縁協調を保たねばならない。

さらに電気的には正弦波の電流・電圧がおとなしくコイルに流れているのではなく,激しい衝撃電圧電流が襲来して,コイルの中はそれこそテンヤワンヤの振動を始めるのである。この内部電位振動が一個所でもその位置の絶縁耐力を超過すると変圧器は絶縁破壊事故となるのである。内部電位振動を抑制し,かつ絶縁寸法の内部協調を保つことは最も大きな当時の設計上の問題であったのである。

「新版・変圧器の設計工作法」序 昭和35年5月30日 木村 久男

インパルス特性の必要性

変圧器は,送配電線に直接接続されるので,外部から襲来する雷による過電圧(雷サージ)と,系統の内部で負荷遮断や地絡事故などによって生ずる異常電圧開閉サージにさらされることになる。

雷サージの値は,数万 kV に達することもあり,変圧器の絶縁をそれに耐えるようにすることは現実的に困難であるから,避雷器で雷の大きさを制限し,その制限電圧(すなわち避雷器の保護レベル)に対し,耐電圧を高くすることにしている。

雷サージに対する耐電圧は雷インパルス電圧(lightning impulse voltage)によって試験される。

雷インパルス波形
図 雷インパルス波形

雷インパルスに耐えるように変圧器を設計・製作すれば,一般には開閉サージにも十分耐えられる。インパルスの継続時間が数百 μs から数 ms 程度のものを開閉インパルス電圧(switching impulse voltage)といい,特に開閉サージへの耐電圧を試験するときに用いられる。

インパルスに対する変圧器巻線内部の電位振動

サージに対する変圧器巻線は,下図のようにインダクタンスと静電容量よりなる分布定数回路とみなされる。サージが襲来した初期にはインダクタンスが非常に大きい値となるから,初期電位分布は静電容量のみによってきまるので,このときの等価回路は,$L$ を取り除いたものと考えてよい。また,$C_\text{e}$ は各コイルと大地間の静電容量,$C_\text{w}$ は各コイル間の静電容量である。

サージに対する変圧器巻線の等価回路
図 サージに対する変圧器巻線の等価回路

変圧器端子より,直角波頭の衝撃電圧(ステップ電圧)が加えられた場合,巻線内に生じる初期電圧分布は次式で表される。

\[ e_\text{n}=e\times\frac{\cosh{\alpha\frac{n}{N}}+\sqrt{\frac{C_0}{C_1 C_2}}\sinh{\alpha\frac{n}{N}}}{\cosh{\alpha}+\sqrt{\frac{C_0}{C_1 C_2}}\sinh{\alpha}} \]

ただし,$e_\text{n}$ は $n$ 番目のコイルと大地間の電圧,$e$ は外部より加えた電圧である。また,$C_1$,$C_2$,$\alpha$ は次式で与えられる。

\[ C_1=\Sigma{C_\text{e}} \] \[ C_2=\frac{1}{\Sigma{\frac{1}{C_\text{w}}}} \] \[ \alpha=\sqrt{\frac{C_1}{C_2}} \]

中性点を直接接地

中性点を直接接地すると,$C_0 = \infty$ であるから,初期電圧分布は,次式で表される。

\[ e_\text{n}=e\times\frac{\sinh{\alpha\frac{n}{N}}}{\sinh{\alpha}} \]

上式を $\alpha$ の種々の値に対して図示すれば,下図のようになる。

初期電圧分布(中性点を直接接地)
図 初期電圧分布(中性点を直接接地)

中性点を非接地

中性点が非接地で巻線端の対地静電容量が非常に小さいと,$C_0$ は零になるから初期電圧分布は,次式で表される。

\[ e_\text{n}=e\times\frac{\cosh{\alpha\frac{n}{N}}}{\cosh{\alpha}} \]

上式を $\alpha$ の種々の値に対して図示すれば,下図のようになる。

初期電圧分布(中性点を非接地)
図 初期電圧分布(中性点を非接地)

電圧分布の対策

初期電圧分布の図より明らかなように,$\alpha$ の値が小さいほど,すなわち対地静電容量 $C_1$ に対し,巻線間の静電容量 $C_2$ が大きいほど,電圧分布は直線的となって,全巻線は一様に電圧を分担することになり,線端部の電圧集中は少ない。初期の電圧分布は時間の経過とともに変移し,ついに抵抗およびインダクタンスで定まる定常電圧分布($\alpha=0$ の値と一致する直線)になるが,初期電圧分布より定常電圧分布に移る間に,巻線の固有周波数により巻線各部の電圧が振動し,局部的には印加電圧より高い電圧を発生することになる。そこで,初期電圧分布が定常電圧分布に近いほど,すなわち $alpha$ の値が小さいほど,振動電圧の振幅が小さくなり,巻線内部に生じる異常電圧が小さくなる。

内部電位振動の対策

変圧器の巻線に雷インパルスのようなサージが印加されると,巻線内の電位分布は一様にはならず,インダクタンスやキャパシタンスにより定まる電位分布になる。変圧器の絶縁上は,巻線内に局所的な高電界が発生しないように一様な電位分布にすることが望ましく,高電圧変圧器にはサージルーフ巻線やインターリーブ巻線など電位分布を一様化する構造が多く採用される。

円板状巻線の場合

部分しゃへいまたはリブシールド

リブシールド(rib shielding)円板巻線は,巻線に外部から直列静電容量を加えるもので,円板コイルの外側にシールド線として,絶縁された薄い平角導体を巻き付けて巻線導体との間に静電容量を形成する方法である。

制振しゃへい円板巻線

巻線の外部に直列静電容量を加えるもう一つの方法で,薄い平角絶縁導体をコイル導体の間に一緒に巻回するものである。

高直列容量巻線

コイル内の導体の巻き方を(配置)を変えて巻線内で直列静電容量を持たせてある。

インターリーブ巻線
図 インターリーブ巻線

インターリーブ巻線(interleaved winding)とは,円板巻線の直列キャパシタンスを大きくとるために考案された巻線方式で,出来上がったものは 2 個のコイルを 1 組として上図に示すように素線を互いに入り組ませて巻いた形となる。1950 年に A. T. Chadwick が発表した巻線方式である。ハイセルキャップ巻線(hisercap winding)と呼ばれているものも基本的にはこの巻線方式である。これはインターリーブ巻線とすることによって直列キャパシタンスを大きくとれることを印象づけるために日本の変圧器メーカが high series capcitance を略したものである。

円筒巻線の場合

無振動成層巻線

複数層の円筒コイルを同心配置して,最外周に線路端子と同電位にした静電しゃへいを巻き付けたものである。最外周の静電しゃへい板のシールド効果により,内部電位振動が小さくなる。対地電位の低い中性点を内側の低圧巻線に巻き,線路端子側を外側に巻くので,高圧巻線と低圧巻線の寸法間隔を短くすることができる。

外鉄形変圧器の場合

外鉄形は一般に高圧巻線と低圧巻線は交互配置であるので,コイル数を少なくし,コイル間の対向面積を大きくすることにより,直列静電容量を大きくするとともに,さらに線路端子コイルと同電位の静電しゃへいを配置して箱形絶縁とし,急峻波に対する絶縁を強化したものがある。

電位振動計算

変圧器巻線は等価回路的にみるとインダクタンスとキャパシタンスから構成されており,局所的な固有振動周波数に一致するようなサージが侵入すると局所的に大きな振動電圧が発生する可能性がある。このため,サージ侵入時の巻線内電位振動解析を行い,局所的な発生電圧のレベルを確認することは変圧器絶縁設計の合理化に必要であるとともに絶縁の信頼性確保のうえでも非常に重要となる。

変圧器巻線の電位振動計算では,巻線を集中定数の等価回路で表して,回路網解析を行う方法が多く用いられてきた。近年,汎用過渡解析プログラム EMTP を用いた電位振動計算も広く用いられるようになってきた。また,電位振動計算のアプローチとして,周波数電圧関数を用いた解析法も検討されている。

電力系統も含めた変圧器内電位振動

電力系統を含めたサージに対する変圧器の絶縁評価は,変圧器端に侵入するサージ波形の解析と,侵入サージ波形に対する変圧器内の電位振動計算を分けて実施されることが多い。また,電力系統側のサージ解析では,変圧器を単純な静電容量で与えることが多く(電力機器のモデリング参照),高周波領域の侵入サージの解析精度については不明確な面も残っている。EMTP は系統のサージ解析だけでなく変圧器の電位振動計算にも利用されており,電力系統まで含めた解析への適用拡大が期待される。

サージによる変圧器巻線の電圧振動

雷サージや開閉サージが変圧器ブッシング端子に侵入すると変圧器内部では特異な高周波過電圧現象が発生して変圧器コイルの絶縁を脅かす。この現象は変電所の絶縁協調という観点で決して見過ごせない現象ではあるが,電力系統の絶縁協調という理論体系には含めないのが一般的である。個々の変圧器は当該変電所回路の絶縁階級の規格で認めている雷サージ,開閉サージの上限値が侵入する場合でも損傷しないことが不可欠である。これは変圧器メーカが当然カバーすべき必須条件とみなされる。

気中絶縁変電所での雷サージ観測

77 kV 気中絶縁変電所において,変圧器巻線電圧を含む変電所各所の雷サージ波形を観測した事例がある。その事例では,変圧器巻線内の電圧測定を行うために巻線形雷サージ観測装置を用いている。この測定装置は 10 MVA,77/6.6 kV の変圧器巻線とほぼ同じ構造であり,高圧巻線の電路側が直列静電容量の大きい耐雷巻線構造である。

参考文献

  1. 長谷 良秀 著,「電力技術の実用理論 発電・送変電の基礎理論からパワーエレクトロニクス応用まで 第 3 版」,丸善出版,2015 年
  2. 雷リスク調査研究委員会 発変電雷リスク分科会,「発変電所及び地中送電線の耐雷設計ガイド」,電力中央研究所 総合報告 H06,2012 年 9 月
  3. 非有効接地系統および UHV 系統の絶縁協調技術協同研究委員会 編,「非有効接地系統および UHV 系統の試験電圧の考え方 - JEC-0102-2010 技術解説 -」,電気学会技術報告,No. 1258(2012 年 8 月)
  4. 変圧器解析技術調査専門委員会 編,「変圧器の解析技術の現状とその動向」,電気学会技術報告,No. 701(1998 年 10 月)
  5. 坪島 茂彦,羽田 正弘 共著,「図解 変圧器−基礎から応用まで−」,東京電機大学出版局,1981年12月20日
  6. 木村 久男 監修,「新版・変圧器の設計工作法」,電気書院,1967年12月30日 第 2 版第 1 刷発行
  7. 伊藤 紀夫,「主変圧器の内部電位振動現象」,火力原子力発電,No. 477,Vol. 47,1996 年 6 月
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  9. Hori, Nishioka, Ikeda, Noguchi, Kajimura, Motoyama, Kawamura: "Internal Winding Failure Due to Resonance Overvoltage in Distribution Transformer Caused by Winter Lightning", IEEE Trans. Power Del., Vol. 21, No. 3 (2006)
  10. 植田 俊明:「変電所侵入雷サージによる変圧器巻線共振現象に関する検討」,電学論 B,Vol. 141,No. 2,pp. 181 - 187(2021)
  11. 吉田 明弘,杉木 信夫,南 博之,「同一変電所構内での配電用変圧器損壊事故について」,電気学会全国大会講演論文集,2007 巻,7 号,pp. 124-125
  12. 田口 彰,「配電用変圧器損壊時の雷サージ解析」,平成27年電気学会電力・エネルギー部門大会,pp. 9-1-9 - 9-1-10
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