第章

3

電力輸送力の増強技術

第３章

３−１

発電機励磁制御による電力輸送力の増強

３−２直流技術による系統機能の強化

24

電力輸送力の増強技術 ● 目次

狛江研究所電力システム部

上席研究員

井上

俊雄

狛江研究所電力システム部

主任研究員

吉村

健司

狛江研究所電力システム部

主任研究員

北内

義弘

狛江研究所電力システム部

上席研究員

高崎

昌洋

………………………………………………………………………………25…………………………………………………………………………………………35

井上 俊雄（昭和57年入所）
電力系動特性解析のための火力・原子力プ
ラントのモデリング、プラント特性を考慮した緊急時制御、電力系統の長時間動特性解析
手法に関する研究に従事してきた。現在、主としてコンバインドサイクルプラントのモデリングならびに適応型発電機励磁制御方式の開発に取り組んでいる。

吉村 健司（昭和60年入所）
主に電力系統の定態安定度、特に系統安定化制御系の定数最適設計手法に関する研究に従事してきた。現在、大規模系統を対象とした高周波数の異常振動現象とその安定化対策に関する研究に取り組んでいる。

北内 義弘（昭和61年入所）
主に超電導発電機の安定度向上効果、特に発電機励磁制御系に関する研究に従事してきた。現在、発電機多入力安定化制御や電力系
統のオンライン制御に関する研究に取り組んでいる。

高崎 昌洋（昭和58年入所）
主に直流送電を初めとするパワーエレクト
ロニクス機器の系統適用技術、解析・制御技
術に関する研究に従事してきた。現在、自励式変換器を活用した電力システムの高機能化に関する研究に取り組んでいる。

第３章

電力輸送力の増強技術

大容量発電所の遠隔・偏在化、電力需要の大都市部への効率運用は今後ともより一層の推進が求められるため、の集中化、電力会社間の広域連系強化などによって電力電力輸送の増強技術はますます重要となる。

系統の大規模・複雑化が進んでいる。これに伴い、落雷

本章では輸送力増強技術として発電機励磁制御によなどによる系統事故時の系統動揺現象がより複雑になっる系統安定度の向上対策と、直流技術による系統機能ている。またコスト低減などの観点から、電力輸送設備の強化について概説する。

３−１

発電機励磁制御による電力輸送力の増強

系統安定度を向上させる発電機の励磁制御（以下、PSS

系統状態を想定した単純な系統での周波数応答解析がと呼ぶ）は、安定化制御の中でも発電機の運転に本来必一般に用いられている。しかし、系統運用状態が大き要な励磁装置の制御装置や制御方式を変更するだけで系

く異なる場合、大規模系統において幅広い周波数領域

統安定度の向上を達成できるので最も経済的である。その電力動揺現象が問題となる場合、従来手法に代わるの反面、その制御には高度な考え方や理論が要求される。

新しい PSS 定数設計手法が必要となる。

当研究所では、図 3-1-1 に示すように、発電機の励磁当研究所では、これまで大規模系統の固有値解析手制御に関して以下の３つの側面から同時に研究を進め法を用いた PSS 定数最適化手法を提案し、ほぼ実用化ている。

の段階に至っている。その成果として、発電機有効電
力出力（Ｐ）と発電機回転数（ω）を入力とする２入力形⑴ 現用 PSS 制御系定数設定の最適化

PSS（以下、P+ ω形 PSS と呼ぶ）定数設定に関し、複数

従来から、PSS 制御系の定数設計については、特定の現在の潮流断面を同時に考慮し、かつ、幅広い周波数帯の将
来

発電機の励磁制御

定数

設定

方式

御方式

新しい制

現用PSS制御系
定数設定の
最適化

適応型の
新しい
制御方式の
開発
非線形性を考慮した
新しい制御方式の開発

図3-1-1 発電機励磁制御への取り組み

電中研レビュー No.39 ● 25

動揺現象を良好に安定化する手法を 3-1-1 で述べる。

態を想定し、発電機一台と送電線のみといった非常に簡略化された系統モデル（以下、一機無限大母線系統モデ⑵非線形性を考慮した新しい制御方式の開発

ルと呼ぶ）が用いられている。しかし実際には、昼間と電力輸送設備の効率運用が一層推進され電力系統が夜間のように系統の潮流状態が大きく異なったり、発電

その安定度限界近くで運用される状況下では、電力系統

機のローカル動揺１や広域動揺 ２のように動揺周波数もの非線形性の影響が強まる。この場合、電力系統を線形

動揺様相も異なる現象が問題となる場合、特定の系統状近似した上記⑴のモデルで定数を設計した PSS では、動態のみを想定する従来の設計手法では充分に系統の安定

揺抑制性能が低下することが懸念される。このため非線性を確保することができなくなる可能性が高い。

形性を考慮した制御方式の開発の必要性が今後ますます高くなってくる。

これに対応するため当研究所では、これまで大規模系
統の固有値解析手法（Ｓ法３）を用いて、PSS の制御系定当研究所では、系統動揺形態からの知見に基づくファジ数を最適に設計する手法を提案し、ほぼ実用化レベルにィ制御方式を提案し、非線形性の影響が特に強い大擾乱にある。ここでは、その成果の一つとして、新しいタイプ

対して現用 PSS より優れた制御性能が得られることを明の PSS（P+ ω形 PSS）の定数設定に関し、複数の潮流状らかにした。その成果として、ファジィ制御方式を改良・態を同時に考慮し、かつ、ローカル動揺と広域動揺の両発展させた多入力 PSS 方式を当研究所の交・直流電力系

者をバランス良く良好に安定化する手法について述べる。

統シミュレータに適用した検証実験結果を 3-1-2 で述べる。
⑴⑶

適応型の新しい制御方式の開発

幅広い系統運用状態に対応する PSS 定数最適設計
手法

上記⑴、⑵は、ある系統状態を想定しそれに対して

現在、電力各社で広く採用されている一機無限大母制御系の定数を設計し、設計後は以後その定数を固定

線系統を対象とした PSS 定数設計手法（表 3-1-1 の現用とする制御方式である。このため、想定した系統状態

設計手法）に替わるものとして、当研究所では新たに、では所期の安定化性能を発揮するが、想定から大幅に複数の系統状態における安定性を同時に考慮した PSS

離れた状態ではその性能が低下することが懸念される。

定数最適設計手法を開発・実用化した（表 3-1-1 の新最適

これに対して、発電機の動揺状況に応じて適切に制御化手法）。大規模系統を対象に PSS を設計する際に、系系の定数をオンラインで調整する、いわゆる適応型の統運用状態（例えば系統構成や潮流状態）が変化しても、制御方式は、より幅広い範囲の系統状態において安定

それを事前に考慮することにより系統の安定性を確保

化性能を維持でき（以下、ロバスト性が高いという）、

するロバストな制御系の設計を可能とした。以下にそ将来的に有望な方式として期待される。

の原理を簡単に述べる。

適応型の制御方式の研究は従来から国内外で実施さ複数の系統状態の定態安定度の評価は、図 3-1-2 のよ

れているが研究途上にあり、手法として確立して適用

うに、ある系統状態における固有値を用いた Fi を系統が検討されるまでには至っていない。

状態数だけ足しあわせた関数Ｆとして定量的に与える。

当研究所では、適応型制御方式の一つとして時系列関数Ｆは系統の安定性が悪いほど大きな値となる。しモデルを用いた制御方式を提案し、そのロバスト性のたがって、PSS 定数を最適化し系統の安定性を高めるた

高さを明らかにしている。その成果として、系統事故

めには、関数Ｆの値を最小にすればよい。そのためににより系統構成が大きく変化した場合についてシミュ

は、PSS 定数（図 3-1-2 ではα 1、α 2 として表現していレーションによる検証結果を 3-1-3 で述べる。

3-1-1

現用発電機制御系の最適設計による電力系統の安定化

従来から、PSS の設計では、ある一つの特定の系統状

26＊１
ローカル動揺：発電機固有の特性に基づく約１ Hz 程度の比較
的周波数の高い電力動揺＊２
広域動揺：系統全体の発電機が動揺する約 0.5Hz 程度の比較的周波数の低い電力動揺＊３
電力系統の微小外乱に対する安定性（定態安定度）を解析するプログラム。系統の安定性は，Ｓ法により得られる「固有値（ダンピングとも言う）」の符号により判別することができる。現在，我が国の電力会社で広く用いられている。

表3-1-1 PSS定数設計手法の特徴比較
系統対象規模発電機モデル

現用設計手法

一機無限大母線系統

簡略モデル

新最適化手法

大規模系統

詳細モデル

α1：PSS定数1

F=ΣFiの等高線

PSSタイプ

設計対象条件

制御対象電力動揺

P形PSS

単一系統条件ローカル動揺P＋ω形PSS、他
任意の形式

複数系統条件ローカル＆広域動揺

Fi : ある系統状態の安定性を固有地を用いて定量的に 評価する関数。全体の安定性はFiを足し合せて次式で与えられる。
F=ΣFi

系統運用条件全体の安定性を示す関数Ｆの値を最小にするための最急勾配方向（これを何度も繰り返して最小点へ到達する）。

関数Ｆの最小点（複数の系統が最も安定な状態）

スタート地点α2：PSS定数2

図3-1-2 安定性指標関数Ｆとその安定化の概念図る）に対する固有値感度を用い、最急勾配法 ４により関に、ω形 PSS が広域動揺抑制に効果的である。ただし、数Ｆを最小化する。

Ｐ形とω形の PSS を組み合わせるといっても、P 形とω形を各々個別に定数を最適化し P+ ω入力として組み合⑵

ローカル動揺・広域動揺抑制のための２入力形
PSS 最適設計手法
ロバスト性の高い制御系設計のためには、⑴のような複数の系統状態の安定化だけでなく、ローカル動揺

わせても必ずしも全体として最適とはならない。
そこで、複数系統状態の安定性を考慮しながら、P+
ω形 PSS の定数を P 形ω形同時に最適設計する実用的な手法を開発した（表 3-1-1 ：新最適化手法）。

や広域動揺といった動揺様相の異なる幅広い動揺周波
数領域における安定性を確保する必要がある。

⑶ モデル系統での検証結果

現用の制御機器を活用しかつ、周波数帯の異なる複図 3-1-4 に示す系統モデルを用いて、開発した手法の数の動揺現象を抑制するためには、それぞれの周波数

有効性を検証した。この多機系統モデルは、我が国の帯の動揺現象に効果的に作用する PSS を組み合わせて60Hz 系統を簡略に発電機 18 機で模擬したもので、各発発電機電圧を制御することが肝要となる。具体的には、

電機固有の約１秒周期のローカル動揺だけでなく、約３

図 3-1-3 に示すような発電機の有効電力出力（P）と回転秒周期の広域動揺現象が発生しやすい特徴を持つ。多機

子の回転数（ω）を PSS の入力信号とした P+ ω形 PSS

系統モデルの両端に位置する発電機 G1 および G18 に P+が有効である。基本的には、Ｐ形 PSS がローカル動揺ω形 PSS を設置し、その定数を最適化することにより開発した手法の有効性を検証した。このモデル系統におい＊４関数Ｆを最小化する最適化繰り返し計算の各ステップにおいて，
図 3-1-2 のように関数Ｆの最も勾配の大きい（最急勾配）方向へパ
ラメータαを変化させて計算を進め，最終的にＦが最小となるパ
ラメータαを探索する手法。

て有効性が検証されれば、実系統への適用も現実的となる。
PSS 定数を最適化する際、ω形 PSS による広域モード

電中研レビュー No.39 ● 27

P

ω

5s

1＋TP1s1＋TP3sGP

1＋5s

1＋TP2s1＋TP4s

1＋0.02s

10s

1＋Tw1s1＋Tw3sGω

1＋10s

1＋Tw2s1＋Tw4s

1＋0.05s

図3-1-3

G1

G2

G3

G8

G16

＋

PSS

P＋ω形PSSブロック図

G17

G18
G1

最適化対象発電機

昼間断面

G2

G3

G8

G16

G17

G18

最適化対象発電機
夜間断面

昼間断面：電力消費量の大きい系統運用条件
夜間断面：電力消費量は昼間断面の半分

図3-1-418機長距離串形系統モデル

安定化のために、電力需要の大きい昼間を想定したモデ

図 3-1-5 に各ケースのシミュレーション結果を示す。

ル（以下、昼間断面）の他に、電力需要の小さい夜間を想各ケースの発電機動揺波形のうち上段は昼間断面、下定した発電機容量･出力と負荷量を昼間モデルの値の半段は夜間断面である。PSS 定数最適化前は、昼間／夜間分としたモデル（以下、夜間断面）の２つを考慮した。ま断面ともに G1 と G18 が大きく動揺する広域動揺が振動

た、PSS 最適化対象発電機である G1 と G18 のローカル

発散で不安定であり、ローカル動揺はほとんど顕在化

動揺モードの安定化のために、従来手法と同様一機無限していない（同図⒜）。ケース⒝でＰ形 PSS を最適化す

大母線系統モデルを考慮した。線路インピーダンスの値

ることにより、昼間/夜間とも広域動揺は安定化できては、夜間断面において最適化対象発電機から多機系統モ

いるが、シミュレーション開始後 3 秒間のローカル動揺

デルを見たときの短絡インピーダンスとした。このようが安定ではあるがケース⒜より悪化している（同図⒝）。

に、２つの多機系統モデルと２つの一機無限大母線系統

P 形 PSS のみでも、ローカル動揺と広域動揺の両方を安モデルの合計４つの安定性を同時に考慮して、PSS 定数定化できることが判るがその効果は十分とはいえず、を最適化した。P+ ω形 PSS の最適化対象パラメータは、

もう一段の安定化が望まれる。ケース⒞で P+ ω形 PSS

図 3-1-3 で示すゲインと位相進み遅れ補償器の時定数（Gp、への新最適化手法の適用で、両動揺の安定性は更に向Tp1、Tp2、Tp3、Tp4、Gw、Tw1、Tw2、Tw3、Tw4）とした。

上した（同図⒞）。シミュレーション開始後 3 秒程度の期

P 形 PSS のみを用いる場合は、Gp、Tp1、Tp2、Tp3、Tp4間に現れるローカル動揺が支配的な領域、その後に現を最適化した（この時、G w =0）。最適化検討ケースは、

れる広域動揺が支配的な領域共にケース⒝よりも大幅⒜ベースケース（PSS 定数最適化前）、⒝ G1、G18 発電機に安定化されており、系統多断面を考慮した P+ ω形のＰ形 PSS 定数最適化、⒞ G1、G18 発電機の P+ ω形

PSS 定数の最適化効果により幅広い動揺周波数領域でのPSS 定数最適化、の３ケースとした。

安定度向上効果が大きいことが明らかとなり、本手法

28

0.20
（a）安定化対策前（G1、G18にPSS設置せず）
0.12
0.04
︵
電 −0.04
力
動 −0.12
揺
の
0.12
大
き
さ
0.04
︶
−0.04

G1

昼間断面：振動発散で不安定

G18

G1

夜間断面：振動発散で不安定

G18

−0.12
−0.20
0.00

1.50

3.00

4.50

6.00

7.50

9.00

10.50 12.00 13.50 15.00

（時間）
0.20

0.04
︵
電 −0.04
力
動
揺
0.12
の
大
0.04
き
さ
−0.04
︶

（b）Ｐ形PSS定数最適化による安定化効果

ローカルモードが支配的な領域

0.12

昼間断面：ローカルモード、広域モードともに安定だが減衰性は不十分

G1
G18

広域モードが支配的な領域
G1

夜間断面：ローカルモード、広域モードともに安定だが減衰性は不十分

G18

−0.12
−0.20
0.00

1.50

3.00

4.50

6.00

7.50

9.00

10.50 12.00 13.50 15.00

（時間）
0.20
（c）Ｐ＋ω形PSS定数最適化による安定化効果

0.12
0.04
︵
電 −0.04
力
動
揺
0.12
の
大
0.04
き
さ
︶ −0.04

昼間断面：ローカルモード、広域モードともに十分な減衰性がある

G18

G1

G1

夜間断面：ローカルモード、広域モードともに十分な減衰性がある

G18

−0.12
−0.20
0.00

1.50

3.00

4.50

6.00

7.50

9.00

10.50 12.00 13.50 15.00（時間）

図3-1-5 P＋ω形PSS定数最適化手法のシミュレーション検証例（系統事故後の発電機G1とG18の電力動揺波形）の有効性が検証された。

きる。さらに、PSS の入力として今回用いた発電機自身

以上のように、実系統を簡略模擬した 18 機モデル系の情報（P やω）だけでなく、発電機から遠方の情報（例

統に提案手法を適用し、ロバストな安定度向上効果が

えば連系線電力潮流）を PSS の入力信号とすることで、得られた。この結果は本手法が十分実用に耐えうるも任意の発電機で任意の動揺現象を安定化させることものであることを示しており、今後幅広い利用が期待で可能である。

電中研レビュー No.39 ● 29

確保するため発電機無効電力出力（Q）を入力する Q 入力

3-1-2

多入力 PSS による安定度向上効果

ブロックと、発電機の過渡動揺第１波脱調を防止する
ための過渡安定度向上論理ブロック（ν回路ブロック）から成る。以下にそれぞれのブロックを簡単に説明す

3-1-1 では P+ ω形 PSS によるロバストな発電機励磁制る。

御系の設計手法を述べた。しかし、系統運用状態が厳しくなり、長距離送電線で大電力を送電しなければな⑵

らない条件下では、電力系統を線形近似モデルとして

Q 入力ブロック
一般に系統事故発生後の発電機内部相差角の変化と取り扱うことが難しくなってくる。
そこでこのような非線形性の強い条件下でも安定性発電機有効電力の変化はほぼ比例の関系があるが、安を確保するために、当研究所で既に開発していたファ

定度的に厳しい長距離・大電力送電系統においてはそ

ジィ発電機励磁制御方式を改良し、ロバスト性が高く、の関系が変化し、有効電力の非線形性が強くなる。すかつ特に長周期動揺抑制に効果の高い多入力 PSS を東

なわち、相差角の変化に対して有効電力変化の度合い

北電力㈱、㈱日立製作所との共同研究により開発した。

が小さくなる特性となる。このような系統状況においまた、実機相当のソフト・ハードによって構成されるては、有効電力を入力信号とする PSS は効果が小さく

多入力 PSS の試作機を製作した。ここでは、多入力

なり、系統事故後に良好なダンピング制御効果が得ら

PSS の概要、定数設定方法および当研究所「交・直流電れなくなる。
一方、発電機無効電力（Q）の変化の度合いはその逆に、力系統シミュレータ」における多入力 PSS 試作機の性

上記状況下において、相差角に対してほぼ比例する特能検証試験結果について述べる。

性となり、有効電力変化よりも大きくなる。したがっ⑴

多入力 PSS の概要て、P ＋ω形 PSS に無効電力（Q）を追加して入力するこ

図 3-1-6 に提案した多入力 PSS の概略図を示す。多とにより、系統運用条件の厳しさが増しても、長距

入力 PSS は、基本的には前述の P+ ω形 PSS に追加する

離・大電力送電系統における長周期動揺現象に対し良形として、非線形性の強い条件下でも動揺の減衰性を好なダンピング向上効果が得られる。

端子
電圧
Ea

端子電圧 Eas
設定値
1
1＋0.02s

＋
−

ν回路
＋

1＋T7 s＋ 1＋T8 s ＋

界磁電圧初期値
Eas
Efs
Gain ＋10
−10

Ea
＋7.5
−4.5

−0.1s
1＋0.1s

界磁
電圧
Ef

dEa

1‥‥
0
0.05

＋0.1
−0.1

0.1s
1＋0.1sKdP

1＋T1 s1＋T2 s1＋T10 s1＋T20 sdP

1
1＋0.02s

−5s
1＋5s

Q

1
1＋0.02s5s
1＋5s

1＋T5 s1＋T6 s1＋T50 s1＋T60 sKQω1
1＋0.02s5s
1＋5s

1＋T3 s1＋T4 s1＋T30 s1＋T40 s

Kω

P

Kp

＋

ΔP

＋

＋

＋
＋

＋

ΔQ

Δω

【パラメータ】 Gain=150, Kp=1.0, KQ=0.08, Kω=20, T1=0.1, T2=0.6, T3=0.6, T4=0.1,
T5=T6=T50=T60, T7=0.2, T8=0.5

図3-1-630

多入力PSS付きAVRの設計例（サイリスタ励磁方式）

に適用し、多入力 PSS 定数設定法の有効性、限界送電⑶ 過渡安定度向上論理ブロック

電力とダンピングの向上効果および系統状態の変化に系統に事故が発生すると発電機は加速するが、その対するロバスト性を確認した。

まま加速が収まらずに脱調に至る場合がある。それを図 3-1-7 において送電線１回線の地絡事故を発電機３

第１波脱調と呼ぶが、この過渡動揺第 1 波における過渡と４の間の送電線中間点で発生させ、発電機１から右安定度を向上させるため、(2)の Q 入力ブロックとは別

端の無限大母線への送電電力の限界値を P ＋ω形 PSSの論理ブロックを開発した。これは、発電機至近端にと多入力 PSS で比較した。図 3-1-8 にその検証結果を示

おいて短絡事故が発生した場合に、有効電力偏差Δ P のす。発電機が４台とも系統に接続されているケースを値を積分し、その値の大きさにより界磁電圧 Ef を発電

基本ケースとした。発電機１に設置した多入力 PSS の

機励磁系の上限値まで強制的に突き上げる回路（ν回路）定数はこの基本ケースを対象に設計した。次に、発電である。これにより発電機の内部電圧を事故直後に急機２〜４を１台ずつ系統から切り離した３種類の系統

速に上昇させることができ、第１波脱調を防止できる

構成変更ケースを実施した（発電機切り離しの際は、負可能性が高くなる。

荷１〜負荷３も減少または切り離した）。同図⒜に各ケースの限界送電電力の比較を示す。基本ケースだけで⑷ 多入力 PSS の定数設定方法なく、系統構成が変化した全てのケースにおいて P ＋ωP+ ω形 PSS 部分と Q 形 PSS 部分に分け、その定数を設定する。最初に P+ ω形 PSS 部分の制御定数を前述（3-1-1）の P ＋ω形 PSS 定数最適化手法によって設定し、その後 Q 形 PSS 部分を線形化モデルにおいて 0.3 〜 1.0
５形 PSS よりも多入力 PSS の方が限界送電電力を５〜 10（％）
程度大きくできることが明らかになった。
また、同図⒝は基本ケースで発電機１の出力が 50（kW）時における各発電機の電力動揺波形である（太線[Hz] 程度の低周波数（長周期）の同期化力係数 および制が PSS を設置した発電機１）。多入力 PSS のダンピング

動力係数６を増加させるように設定する。Q 入力ブロッ向上効果が大きいことが分かる。これらの結果より、

ク部分は低周波数領域を制御対象としているため、発限界送電電力とダンピング効果の両面で多入力 PSS が電機の励磁機の違いによって設定を変える以外は、ほ優れていることが検証された。なお上記に併せて、実とんどの機種の発電機に同一の推奨値を適用すること際の発電機への適用に当たって問題となる可能性のあができる。なお、Q 形 PSS を導入すると、それに付随る、発電機回転数検出精度の影響、発電機の瞬時電圧

して短周期の安定性の悪い動揺現象が発生する可能性の高調波ひずみ、自励式サイリスタの点弧時のノイズ、がある。したがって、実系統へ導入する際には図 3-1-6

系統事故時の瞬時電流波形の直流分、あるいは不平衡に示すように、Q 形 PSS と併せて発電機電圧の変化分

故障時の動作に対して、試作機が問題無くその能力をdEa と発電機有効電力出力の変化分 dP を加える必要が発揮できることも確認している。

ある。

これにより、多入力 PSS の実用化の見通しが得られたので、今後は実機系統への適用が期待できる。

⑸ 交・直流電力系統シミュレータでの検証結果
長周期および短周期動揺が混在する複雑な実系統の3-1-3 適応型発電機励磁制御方式の開発

特徴を再現するために、交・直流電力系統シミュレー
タにおいて、図 3-1-7 に示す長距離串形４機系統を構成

3-1-1 および 3-1-2 において、現用発電機励磁制御系あした。実機相当のソフト・ハードにより構成される多るいはそれを改良した制御系による安定度向上効果を述

入力 PSS の試作機を無限大母線から最も遠い発電機１べた。これらは、あらかじめ想定した系統運用状態の下での安定性を確保するために、オフラインで事前に制御＊５
同期化力係数：系統擾乱発生時に発電機動揺を引き戻そうとする力。一般にこの値が大きいと過渡安定度が向上する。
＊６
制動力係数：発電機動揺の減衰を早めようとする力。一般にこの値が大きいと定態安定度が向上する。

系定数を設計し、設計後はその定数は基本的には固定とされる。また、複数の重要な系統運用状態を考慮することにより、通常の運用範囲におけるロバスト性は確保で

電中研レビュー No.39 ● 31

発電機１
発電機２
（多入力PSS設置
対象機）

発電機３

発電機４

可変（kW）

40（kW）

60（kW）

60（kW）

200（V）

200（V）

190（V）

190（V）

EHV 60km

EHV 60km

40km 40km

EHV 400km（EHV 174km
相当）
連系
Tr. 3

無限大
母線

連系
Tr. 2

180（V）
3LG-O

図3-1-7

負荷１（60kW）

負荷２（60kW）

交・直流電力系統シミュレータ４機系 試験系統

基本ケース
（４機系）

多入力
P＋ω型

系統構成変更ケース（３機系）

発電機動揺の大きさ（度）

系統構成変更ケース（２機系）

発電機動揺の大きさ（度）

負荷３（30kW）

系統構成変更ケース
（１機系）
0

10

20
30
40
50
限界送電電力（kW）

60

140
120
100
80
140
120
100
80

70

0

⒜ 限界送電電力の比較

図3-1-82

4
6
8
時間（sec）

10⒝ 基本ケースにおけるダンピング向上効果の比較

多入力PSSとP＋ω型PSSのシミュレータ検証試験結果の比較

発電機出力波形
P
オンライン

同定

オンライン
ω

適応型PSS
PSS出力波形

XPSS

制
御
信
号

外部系統
XPSS

AVR

非線形性

図3-1-932

適応型PSS方式の概略図

非
線
形
性

12

現時点の
有効電力
変化

Step2
ΔPd（１時点先の所望のΔP）

５時点前の
有効電力変化

ΔP

U

サンプル・
ホールド
（サンプリン
グタイム：
0.1S）

W1

ΔPk

W2

・
・
・

・
・
・

ΔPk-5

W7

Uk-1

W8

・
・
・

・
・
・

Uk-5

W12

Step1
実績値と推定値が一致するように修正
VPSS

Step3
現時点での
PSS出力

Uk

Σ
−VPSS

５時点前の
PSS出力

１時点前の
PSS出力

図3-1-10 提案した適応型PSS方式

きるが、送電線に事故が発生し事故後の系統構成が大き前に出力した PSS 出力（U k − 1 ）の推定値を逆算する。

く変化するなど制御系設計時の想定外の状況となった時もし、時系列モデルのパラメータが真値であれば、などでは、安定性が確保できなくなることが懸念される。

この推定値は１時点前の実績値と一致する。しかし

そこで当研究所ではより一層のロバスト性の向上を

通常はそうではないので、推定と実績が一致するよ図るために、系統事故時の発電機の動揺特性をオンラ

うに各パラメータをオンラインで修正する。

インで同定し、時々刻々のその特性に合った適切な制Step ２：有効電力変化（１時点先）所望値の決定御を実施していく方式を新たに提案した。

PSS 出力によって生じる発電機有効電力変化が発電機の回転数変化に比例するように制御すれば発電機を⑴ 提案した適応型制御方式の概要
図 3-1-9 に提案した適応型 PSS 方式の考え方を示す。

安定化することができる。このため、現時点の回転数変化に比例した値を１時点先の有効電力の所望値

発電機動揺時の有効電力（P）波形と PSS 出力（Ｘ PSS）波形（Δ Pd）とする。

データに基づき、両者間の動的な関係を時系列モデルと・ Step ３： PSS 出力の算定してオンラインで同定する。そして、この時系列モデル

時系列モデルによって、１時点先の有効電力変化を予を用い、発電機の回転数（ω）の変化に比例した有効電測することができる。この変化が、Step ２で決定し力変化が生じるような PSS 出力を算定し発電機励磁制御

た有効電力変化の所望値（Δ Pd）と一致するよう現時系（AVR）へ送出する。これにより、系統状態に左右さ点の PSS 出力（Uk）を決定する。すなわち、Step １でれない極めてロバスト性の高い制御系として期待できる。

修正したパラメータ（W1 〜 W12）、および Step ２で決

図 3-1-10 に提案方式の具体的な構成を示す。入力信定した１時点先の所望値（Δ Pd）をもとに、５時点前

号は発電機有効電力変化（ΔＰ）と PSS 出力(U)であり、から現時点までの有効電力変化（Δ Pk-5 〜Δ Pk）と、過去の時点から現時点（時間間隔 0.1 秒）までの実測値を５時点前から１時点前までの PSS 出力（Uk-5 〜 Uk-1）

時系列として保存している。各ステップの処理内容はを用い、現時点での PSS 出力（Uk）を算定する。

次の通り。
・ Step １：時系列モデルのパラメータの修正⑵ モデル系統での検証結果

発電機動揺中の有効電力変化（Δ P）と PSS 出力(U)の

図 3-1-11 の 10 機モデル系統を用いて提案の適応型

実測値から、時系列モデルのパラメータ（W 1 〜 W 12）

PSS の性能をシミュレーションにより検証した。このモを修正する。すなわち、現時点の有効電力変化（Δ Pk）

デル系統は系統事故発生前はループ状の系統構成となっが実測されたならば、時系列モデルを用いて１時点ている。提案手法のロバスト性を示すために、同図 A、

電中研レビュー No.39 ● 33

1000MVAベース

それぞれ2GVA
1.8

3GVA
1.8 2.7

1.8

対象発電機
G1（4GVA）（100km）

0.6（300km）（300km）

A

B（100km）
1.3 （50km）

3.2

0.9 （100km）

事故点
（×印）
（50km） （50km）（100km）
事故発生前はループ状系統 4.5
事故発生後はG6（5GVA）
ルート遮断となり串形状系
1.8
1.8
統

C

G8（5GVA）（100km）
4.5

1.8

それぞれ2GVA

図3-1-11

発電機（G1）の相差角（deg）

100

モデル系統

事故地点Aのケース

高さすなわちロバスト性の高さを明らかにした。

70以上のように、系統構成が大きく変化するような状

4070

事故地点Bのケース

況下においても、その系統状態をオンラインで的確に50把握し、それに発電機励磁系を適応させていく提案手

30
80

事故地点Cのケース

提案の適応型PSS
現用PSS

法は現用の制御系に比べて高いロバスト性を有することを明らかにした。ただし、場合によっては現用 PSS

50よりも減衰が悪くなるケースもあるため、今後は提案

20
0

10
時間（sec）

図3-1-12

提案方式と現用方式の動揺抑制性能比較

方式の適用性を広げるために、パラメータ修正の速応性と収束性を改善する必要がある。

3-1-4
B、C の３個所で事故をそれぞれ発生させた。事故後の発電機励磁制御系の一層の高度化を目指して送電線開放により元のループ系統構成は大きく変更され、長距離串形系統へと変化するようになっている。

3-1 節では、電力系統の安定化制御としての発電機の提案の適応型 PSS 方式と現用 PSS 方式を発電機 G1 に励磁制御に関し、当研究所で進めている研究の最近の適用し、上記事故を発生させて安定化効果を比較した。

成果を３つの側面から紹介した。現用 PSS 制御系定数

送電線ルート遮断後の系統状態が相異なる事故地点の最適化の側面からは２入力（P+ ω）形 PSS 定数の最適（A,B,C）に対して、その結果を図 3-1-12 に示す。事故 B化手法を提案し、非線形性を考慮した新しい励磁制御

ケースは両方式の差はほとんど無く十分な安定性を確保方式の開発の側面からは多入力 PSS 方式を提案した。

している。事故Ｃケースでは両方式とも安定であるが提また、将来的に有望である適応型制御方式の開発の側

案手法の方が若干減衰率が悪い結果となった。しかしな

面から、時系列モデルを用いた制御方式を提案した。

がら、事故 A ケースにおいては、現用方式では徐々に

今後は、これら３つの側面からの研究から得られた成動揺が振動発散するのに対して、提案方式は十分な安定

果や知見を相互に活用することで、発電機励磁制御系性を示し、提案方式の系統構成の変化に対する適応性ののより一層の高度化に役立てたい。

34

３−２

直流技術による系統機能の強化

電力供給におけるコストと信頼度の協調のため、流とめ、自励式直流送電による電力系統の高機能化方策

通設備の利用率向上や電源、負荷の不確実性に柔軟にについて整理する。次に、コスト低減に向けた設計合対応できる設備形成が重要となっている。パワーエレ

理化のため、新たに開発した系統事故時の過電流、過クトロニクス技術は、電力流通網の制御性を高め、大電圧抑制方式について紹介する。

規模停電の防止、系統安定度向上や短絡容量軽減などの系統対策を低コストで合理的に実現することを可能

3-2-1 自励式変換器の利点と適用効果とする。これにより、電力自由化などの環境下において、最適潮流制御や信頼度制御を行うための極めて有効な手段として活用することができる。

自励式変換器の応用装置としては、STATCOM（自励式 SVC ： Static Compensator）と UPFC（自励式移相変

電力流通分野におけるパワーエレクトロニクス技術

圧器： Unified Power Flow Controller）が既に実運用にには、いわゆる FACTS 機器７と直流送電がある。直流入っている。また、自励式直流送電に関しては、標準送電に関しては、非同期連系による事故波及防止や短化によるコスト低減を図った数万 kW 規模の HVDC

絡容量軽減が、一方 FACTS 機器に関しては、分散配置

Light が実用化されている。数十万 kW クラスの直流連による安定度向上が主たる導入目的となる。また、直系（BTB）用変換器についても、わが国の連系強化技術

流送電は、環境性や経済性から、ローカル電源に代わ

開発プロジェクトにおいて、実規模実証器を実系統にる負荷供給や都市供給、さらには再生可能エネルギー

接続して検証試験を行っている。この成果により、大による分散型電源の集約送電への適用も期待されてい容量器への自励式変換器の適用についても技術的な素る。

地は整いつつある。

直流技術による系統機能の強化とは、電力供給の信電圧形自励式変換器は、図 3-2-1 に構成と動作原理を

頼度と品質を確保しつつ、経済的な設備形成、運用を示すように自らの転流動作により直流電圧を切り刻む行うための手段として、系統の制御性を高めることを形で交流電圧を発生している。従って、直流電圧が維指す。

持されている限り、自励式変換器は交流系統から見て直流送電用などの交直変換器については、今後、自８電圧源として機能する。これにより、直流送電への適励式変換器 の適用が主流となるものと考えられる。自用を考えた場合、他励式変換器では実現できない次の励式変換器は、連系する交流系統に依存することなくようなメリットが得られる。

高速に有効・無効電力を調整可能な電圧源であり、交流系統から見れば極めて制御性の良い発電機とみなす⑴ 電源としての運転、負荷供給ことができる。このため、雷事故などによる系統動揺

無電源あるいはそれに近い系統への電力供給が可能

時の安定運転性能と有効・無効電力の調整能力に優れ、である。回転機に比して慣性の非常に小さい電圧源にそのことが他励式変換器にはない画期的な導入メリッ

相当し、制御性に優れる。ただし、過負荷耐量は変換トを生み出す。しかしながら、大容量の直流送電用と器の定格設計（素子電流耐量）により決定され、回転機

して実用化するためには、設計合理化によるコスト低よりは通常小さく制限されるが、一方では短絡電流を減と損失低減が大きな課題となっている。

増加させない利点ともなる。

本節では、まず自励式変換器の利点と適用効果をま＊７

FACTS ： Flexible AC Transmission System の略。パワエレ
機器を主体として交流電力系統をより柔軟に制御するシステム。
＊８
自励式変換器：装置内部に電源を持って運転する交流･直流変換器。これに対して、系統の電圧を用いて運転を行う変換器を他
励式変換器と呼ぶ。

⑵ 弱小交流系統との連系
変換器の運転や転流動作に対する交流系統電圧のアンバランス、波形歪みの影響が小さく、変換器自身にも転流失敗が無い。さらに、下記⑶、⑷項の能力をベ

電中研レビュー No.39 ● 35

p
Q1

Q３

Q５

Va ＋

D1 ＋

D3 ＋

＋
D5

Vb

0

Vc

変換器用
変圧器

Q4

Q6

Q2

＋

D4 ＋

D6 ＋

Ed/2
−

＋
Ed/2
D2

−
n

３相ブリッジ

＋Ed/2
va 0
−Ed/2
相
電 vb
圧
vc

＋Ed
vab 0
−Ed
線
間 vbc
電
圧
vba
時間

図3-2-1３相電圧形変換器の基本構成と動作原理

Q 無効電力供給

ースに、交流電圧制御が可能となることから、電圧安定性にも優れるため、短絡容量が小さい弱小交流系統との連系においても、安定な運転が可能である。

逆変換器
運転

順変換器
運転

⑶

P

無効電力供給能力
自励式変換器によって有効電力（P）と無効電力（Q）を

自励式変換器
円内のすべての領域制御できる範囲（以下、有効・無効電力可制御領域と呼ぶ）は、図 3-2-2 に示す円内の領域である。変換器が系統に供給できる皮相電力最大値は、変換器の実効値電流容量で決まり、系統電圧が定格の場合には MVA 容量

他励式変換器
可制御領域

図3-2-2

無効電力消費

有効・無効電力可制御領域に一致する。同図に他励式変換器の有効・無効電力可制御領域との比較を示すが、自励式変換器の特徴が、生しなくなる。

無効電力を供給できる点にあることがわかる。このたまた、放射状系統においては、無効電力不足によるめ、他励式システムのような調相設備が不要となる。

電圧低下が送電容量の限界を決定しているケースが多従って、系統事故時の交流側過渡過電圧など調相設備

く、無効電力供給能力を持つ自励式変換器の導入によを原因とする過電圧が、自励式システムにおいては発り、輸送力の向上効果が期待できる。

36

留意すべき点は、最大出力が変換器の電流容量によされる直流送電（図 3-2-3）の他に、自励式変換器と他励り制限されるため、系統電圧が低下すれば、それに比式変換器の組合せによる直流送電の２つの構成がある。

例して可制御領域も同心円状に低下することである。

自励式直流送電の活用には、基幹系統においては、

従って、事故時などの交流電圧低下時に、変換器から大規模停電防止と流通設備の利用率向上を同時に実現の無効電力供給により系統電圧を維持したい場合、有する具体的な方策を考えることが重要となる。この前

効電力を絞らない限り、無効電力を供給できないとい提として、わが国の基幹系統は、概ね電源開発に先んった制約を生じる。

じて整備されてきており、電源、負荷の極端な偏在がない限り、21 世紀中葉の所要送電量に対応した骨格は⑷ 高速な有効・無効電力独立制御

ほぼ出来上がっていると見てよい。一方、需要地系統

交流系統との連系時には、通常、系統電圧を制御入（2-2 参照）においては、信頼度とコストの協調に加えて、力とし、これに対して所望の有効・無効電力（実際には環境性にも優れるシステムを構築するため、中小規模

これに対応した交流電流）を系統に流し込むために必要直流送電の利用方法と定量的メリットを明らかにするな変換器出力電圧を発生している。すなわち、図 3-2-2

必要がある。

の円内に対応した有効・無効電力を系統に供給するた

ここでは、自励式直流送電の活用方策をいくつか提めに必要とされる出力電圧を発生することで、有効・示し、それぞれの導入効果について考察する。これら

無効電力可制御領域に対応した有効、無効電力が供給

は、電力システムの将来像を描いていく上での要素技できる。変換器制御における有効・無効電力の独立制術となるものである。

御は、変換器出力電圧の大きさと位相という２つの制
御自由度を利用して、交流電流を調整することで実現⑴ 小規模負荷供給、電源送電
図 3-2-4 に示すように本系統と小規模の地域系統あるしている。
この能力は、系統の安定化制御や最適潮流制御の実いは電源を結ぶものであり、容量的には 100MW 程度ま

現に威力を発揮する。例えば系統事故時の安定化につでのシステムを想定している。負荷供給を受ける地域

いては、変換器の有効電力と無効電力を協調して制御系統としては、離島などディーゼル発電に依存していすることで、周波数と電圧双方の変動を同時に抑制する地域が考えられ、経済性や環境面に利点がある。一ることが可能となる。

方、負荷供給とは逆に、需要地とは離れた小規模電源（風力、太陽光など）の出力を集約し、送電する電源系⑸ PWM による高調波抑制

統への適用も考えられる。これらはいずれも、HVDC
９PWM（パルス幅変調）制御 の採用により、高調波フLight の適用分野に挙げられている。

ィルタの削減あるいは省略が可能となる。この効果は、直流送電のシステム構成としては、全ての端子を自励

PWM パルス数を大きくするほど高くなるが、一方では式変換器で構成する場合と、順変換器側については他励

損失の増大につながり、コストを最小とする設計が求式変換器を利用するハイブリッド構成とが考えられる。

められる。フィルタの削減は、調相設備が不要となる

このときの選定基準は、順変換器側においても電圧安定

ことと相まって、現状の他励式システムに比して、変化などの無効電力制御を必要とするかどうかによる。

換所敷地面積の大幅な削減につながる。
⑵ 都市供給3-2-2 自励式直流送電による系統高機能化

都市部においては、今後電力需要が２倍近くまで増加することが予想され、都市供給系統の輸送力倍増が

自励式直流送電には、自励式変換器のみにより構成

大きな課題となる。この対策の一つに交流送電線の直流化が挙げられる。154kV 〜 275kV、数十 km の交流架＊９PWM ： Pulse Width Modulation の略。自励式変換器の変換タ
イミング指令を出すパルス信号の長さを自在に変えて所望の出力を発生させる方式。

空送電線を直流化した場合、1.5 〜 2.4 倍の輸送力増強が可能となり、同条件の交流ケーブルの場合でも相当の電中研レビュー No.39 ● 37

変換器

直流送電線

変換器

交流系統

交流系統

図3-2-3

自励式変換器のみにより構成される二端子直流送電システム

負荷供給

電源送電

本系統
小規模の
負荷系統
or
再生可能エネルギー
電源等

図3-2-4

小規模負荷供給あるいは電源送電への適用効果が期待できる。

とループを構成する多点連系への適用が考えられる。

都市部への高密度電力供給を考えれば、受電側変電

まず、６エリアからなる図 3-2-5 のモデル系統を用い

所のコンパクト化を図り、短絡容量の小さい系統へのて、自励式変換器による直流分割の適用効果を示す。こ

安定供給を実現できることから、自励式変換器の活用のモデル系統において、１から６のエリアは、各々１発が有効である。また、直流化の一形態として、電源か電機と１負荷からなる簡略化した地域系統を示す。いま、ら直接都市部の需要地に供給する自励式多端子のケー

エリア１から６への輸送力（可能融通電力）を事故点の F1

ブル送電系統なども考えられる。

〜 F3 のうち、最も条件の厳しい場所の送電線３線地絡事故に対する安定度限界で評価するものとする。直流連

⑶

周波数変換

系の容量は、交流送電線の熱容量に対応した３ GW（１50/60Hz 系統を連系する周波数変換設備は、200 〜

GW は 100 万 kW）とした。直流連系導入前の交流系統で250 万 kW 程度に増強すれば、想定し得る規模の需給変は 1.7GW の輸送力が、同図の分割点に直流連系を導入

動などには概ね対応できよう、との検討結果がある。

することで、直流限界容量の 3GW まで輸送力が増大す

すなわち、現状連系容量の倍増となるが、連系地点をることがわかる。放射状系統においては、このような効考慮した場合、他励式変換器の利用では同期調相機な

果は、直流連系の位置を動揺の中心（節）近くとするほどどの電圧安定化対策が必要となる可能性が高い。

高い。分割点によってはかえって逆効果となる場合もあ

自励式変換器を適用した場合、系統側の対策なしにり、適正な分割点を選定することも大きな課題となる。

安定な容量増加が可能となるとともに、隣接する他励

なお、自励式変換器を採用することのメリットは、分割式システムの安定化にも寄与できるため、適用のメリ点の系統状態によらず、短絡容量が小さい地点においてットは大きい。また、調相設備などを要因とする高調も直流の安定運転には問題が無いことである。

波不安定現象についても、ほとんど問題とならない。

次に、多点連系への適用については、ループ潮流の制御が第一の目的となる。さらに、直流連系に系統事⑷

直流連系
直流連系については、放射状系統における直流分割

38

故時の安定化制御を具備することで、交流系統安定化に必要となる SVC などの設置量を、他励式の場合に比

エリア２
14GW

エリア５
7GW

直流連系
3GW

エリア１
18GW

F1

F2

エリア６
30GW

F3

エリア３
7GW

エリア４
39GW

交流連系
直流連系
0

1
2
送電電力（GW）

3

図3-2-5 放射状系統への直流連系の適用効果

して大幅に低減できる可能性がある。

スに、直流多端子系統の一導入形態を示したものである。端子１の容量が、並列する交流ルートの熱容量⑸ 広域直流多端子連系（３ GW）に等しいケースを想定し、事故点 F1 〜 F3 の送図 3-2-6 は、図 3-2-5 と同じ放射状モデル系統をベー

電線３線地絡事故に対する最も厳しい条件における安

エリア2

過負荷容量
120％

エリア5

直流
250km

端子１
３GW

250km

端子２
１GW

エリア1

端子３
４GW

エリア6

交流１ルート

F1

交流１
ルート

1.7

交流２
ルート

4.3

他励式
３端子

1.8

自励式
３端子

F2

F3

エリア3

エリア4

：交流送電分：直流送電分

4.0

4.0

2.7

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

送電電力（GW）

図3-2-6 自励式直流多端子の適用による輸送力向上効果

電中研レビュー No.39 ● 39

定度限界でみたエリア１から６への電力輸送力の評価

対象として、EMTP 解析 10 および交直流電力系統シミを行った。端子２、３の定格容量はそれぞれ１ GW、４

ュレータ試験により次のことを明らかにした。

GW である。なお、いずれの端子とも 120%の常時過負（i）交流送電線事故に対する過電流、過電圧抑制方式

荷容量を持つものとし、無効電力はこの範囲内で供給可能とした。
このときの輸送力を、交流を２ルート化したケース、PWM パルス数を適切に選定した上で、変換器電流制御の高速化を図ることで、変換器過電流が抑制できる。
図 3-2-7 のような変換器過電流は、変換器制御のむだ時

および他励式変換器を採用したケースとの比較で示し

間（CPU 演算と信号伝送に要する制御の遅れ時間）が主た。自励式変換器を採用することにより、直流送電にな発生原因となっている。このため、このむだ時間をよる安定な送電容量の増加に加えて、並列する交流ル

補償する変換器制御方式を開発し、交流事故時の変換

ートの送電容量も熱容量限界近くまで増加（1.7 から器の最大過電流を、従来方式の半分以下の 1.3pu 程度ま

2.7GW へ増加）できる。自励式変換器の運転継続に基づで低減した（図 3-2-8）。これにより、同じ素子であってく事故時安定化制御（有効・無効電力モジュレーション

も変換器の定格電流を大きく設計することができるた

制御）により、系統電圧の維持とダンピングの向上を同め、素子の利用率向上によるコストダウンが可能とな時に実現することで、このような輸送力向上効果が得

る。

られる。

また、事故除去後欠相状態となる２回線同相１線地
絡事故に対しても、安定に運転継続可能な制御方式を3-2-3 設計合理化のための制御保護方式開発

開発した。これにより従来の他励式システムでは同期調相機などを設置しない限り運転ができなかった欠相⑴

制御保護方式開発のねらい
自励式直流送電の系統適用にあたっては、変換器の期間においても、自励式システムでは、定格の約 40%の送電電力が確保できる。

高電圧・大容量化、低損失化、高信頼度化のみならず、（ii）直流送電線事故に対する過電流、過電圧抑制方式

システムの設計合理化によるコスト低減が重要である。

接地回路定数の適切な選定と事故発生直後の瞬時ゲ

設計合理化を実現するには、直流送電システムの交流

ートブロック 11 を行うことで、変換器過電流を抑制しな側および直流側での系統事故時の過電流、過電圧の抑がら、直流送電線の電圧上昇を低減することができる。

制方式を確立する必要がある。これにより、変換器のこれにより、絶縁設計からみた直流送電線の建設コス

過負荷耐量設計や絶縁設計、また直流送電線の絶縁設

トは他励式システムと同等となる。

計の合理化が可能となる。

さらに、直流遮断器を用いて事故電流（制御により直さらに、過電流、過電圧抑制により、直流送電シス

流定格電流程度に低減）を遮断することで、他励式シス

テムを保護停止することなく運転継続できるため、自テムとほぼ同等の高速な送電再開が可能となる（図 3-2-

励式変換器が持つ系統安定化機能をフルに活用するこ9）。

とが可能となる。これにより、他励式システムに見られる、SVC などの安定化対策が不要となるため、特に弱小系統との連系において大幅なコスト低減が期待できる。
ここでは、自励式変換器を用いた直流送電の形態毎⑶

自励式変換器と他励式変換器の組合せによる直流送電の制御保護方式
都市供給や離島送電などの一方向送電には、他励式（順）変換器と自励式（逆）変換器を組み合わせたハイブに、これまでに当研究所において開発した過電流、過電圧の抑制制御方式とその効果を紹介する。

⑵

自励式変換器のみで構成される直流送電の制御保護方式
図 3-2-3 に示した二端子の自励式直流送電システムを

40

＊ 10
EMTP ：電磁界瞬時値解析プログラム。Electromagnetic
Transients Program の略。電力系統の電圧と電流を生波形（瞬時値）のままで計算機処理する汎用プログラム。解析領域の非常に短い詳細検討に効果的。これに対して、当研究所の Y 法は実効値解析プログラムと呼ばれる。
＊ 10
瞬時ゲートブロック：事故検出により変換器の運転を一時的に停止させる保護動作。

交流電圧

2000
0

−2000

変換器交流電流

事故発生

20ms

事故除去
過電流最大値1.72pu

100
0

−100

図3-2-7 交流系１回線１LG事故時の変換器過電流

従来方式

開発方式

1.8

1.8
事故発性時
事故期間中
事故除去時

1.6

事故発性時
事故期間中
事故除去時

1.7
過電流倍数（pu）

過電流倍数（pu）

1.7
1.5
1.4
1.3
1.2
1.1

1.6
1.5
1.4
1.3
1.2
1.1

1

1
不平衡事故
平衡事故
不平衡事故
平衡事故
（順変換器） （順変換器） （逆変換器） （逆変換器）

不平衡事故
平衡事故
不平衡事故
平衡事故
（順変換器） （順変換器） （逆変換器） （逆変換器）

図3-2-8 過電流抑制効果の比較（制御により抑制する領域）
2000

中性線電圧
本線電圧

1000
0
−1000
400ms

−2000
直流遮断器
変換器
開
ゲートブロック

直流遮断器 再起動
閉（避雷器により抑制する領域）

図3-2-9 直流送電線地絡時の直流過電圧の抑制

リッド式直流送電の適用が考えられる。このようなシステムと同じ制御方式が適用できる。他励側事故時にステムに関しては、自励側交流線路事故時の過電流、

ついては、従来の他励式システムと同様の制御で充分過電圧抑制方式として、上述の自励式変換器のみのシである。これに対し、直流線路事故に対しては、変換

電中研レビュー No.39 ● 41

器過電流を抑制しながら、中性線および健全極の過電圧を抑制するいくつかの方策を明らかにした。
⒜

中性線接地抵抗を適切な値に選定するとともに、

3-2-4

直流技術の広範囲な系統導入実現を目指して

自励式変換器の瞬時ゲートブロック方式を採用する
ことにより、直流線路の絶縁レベルを従来の他励式
直流送電と同程度とすることができる。
⒝

既設設備の利用率向上や都市への高密度電力供給、さらには環境性に優れる負荷供給などを実現する上で、

自励式変換器の直流端にダイオードを直列に接続

自励式変換器の系統適用が広範囲に進んでいくことはした構成を採用することで、自励式変換器の絶縁レ確実である。今後は、さまざまな導入形態に関し、技ベルが約 20 ％低減可能となる。

術的および経済的メリットをより具体的かつ定量的に提示するとともに、実用化に向けた開発課題を明確にしていく予定である。

42