JP2016004654A

JP2016004654A - 架空送電線

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Publication number: JP2016004654A
Application number: JP2014123411A
Authority: JP
Inventors: 智康表; Tomoyasu Omote; 則博清水; Norihiro Shimizu; 長野　宏治; Koji Nagano; 宏治長野; 俊伸辻; Toshinobu Tsuji
Original assignee: Kansai Electric Power Co Inc; J Power Systems Corp
Current assignee: Kansai Electric Power Co Inc; J Power Systems Corp
Priority date: 2014-06-16
Filing date: 2014-06-16
Publication date: 2016-01-12
Anticipated expiration: 2034-06-16
Also published as: WO2015194221A1; JP6240030B2

Abstract

【課題】既存の製造設備及び製造管理方法で製造でき、強度および交流電気抵抗の大幅な改善を図った架空送電線を提供する。
【解決手段】架空送電線は、カーボンコンポジット製のコア線と、前記コア線を被覆するアルミニウム被覆とを有するコアケーブルを複数本撚り合わせたコアと、前記コアの周囲に撚り合わされる、複数の円形もしくは扇形のアルミニウム製の導電線とを含む。
【選択図】図１

Description

本発明は、架空送電線に関する。

従来より、アルミニウム導体コンポジットコア補強ケーブル（Aluminum Conductor Composite Core reinforced cable）（以下、ＡＣＣＣケーブルと称す）がある（例えば、特許文献１参照）。また、アルミニウム導体コンポジット補強（Aluminum Conductor Composite Reinforced）ケーブル（以下、ＡＣＣＲケーブルと称す）がある（例えば、特許文献２参照）。

特表２００７−５２７０９８号公報特表２００８−５０３０５６号公報

ＡＣＣＣケーブルやＡＣＣＲケーブルは、鋼心アルミニウム撚り線（Aluminum Conductor Steel Reinforced）ケーブル（以下、ＡＣＳＲケーブルと称す）の鋼心アルミニウム撚り線に対して軽量・高強度なコンポジット材のコアを使用することで、鋼心の細径化と、導体アルミニウムの面積（断面積）の増大を図ったコンポジット電線である。

ＡＣＣＣケーブルは、ＦＲＰ系コンポジット材のコアを採用しており、ＦＲＰ系コンポジット材は、例えば、強化繊維としてカーボン繊維、マトリックスとしてエポキシ樹脂等を用いている。

ＡＣＣＲケーブルは、メタル系コンポジット材のコアを採用しており、メタル系コンポジット材は、例えば、強化繊維としてアルミナ繊維、マトリックスとしてアルミニウムを用いている。

ＦＲＰ系コンポジット材の繊維体積率は５０〜７０％程度であり、メタル系コンポジット材の繊維体積率は４０〜６０％程度である。

ＦＲＰ系コンポジット材は、密度が小さく、引張強さが高いという傾向の性質を有する。ＦＲＰ系コンポジット材とメタル系コンポジット材の伸びは１％〜１．５％程度であり、例えば、ＡＣＳＲケーブルに用いられている特強鋼線のような金属部材と比較すると、伸びが小さいという弱点がある。

また、ＦＲＰ系コンポジット材の密度は約１．６であり、引張強さは２１６０ＭＰａ程度であり、ＡＣＳＲケーブルに用いられている特強鋼線のような金属部材と比較して、比強度が高い。また、メタル系コンポジット材の密度は３．２９、引張強さは１３８０ＭＰａ程度であり、比強度は比較的低い。

ＡＣＣＣケーブルは、中心に１本のカーボンコンポジット材が配置され、その周囲には軟アルミニウム製の導体が撚られている。架線状態では、軟アルミニウム製の導体がクリープにより応力を分担しなくなることから、１本のカーボンコンポジット材が全張力を分担する。

仮に架線後、カーボンコンポジット材の表面に亀裂が入った場合には、亀裂箇所に応力が集中する。特に、着雪時のギャロッピング及び台風時のバフェッティング等により異常な張力が発生した場合には、カーボンコンポジット材の表面の亀裂箇所から破断が発生し、最終的に撚り線が全破断して地上に落下するおそれがある。

さらに、ＡＣＣＣケーブルの中心に太径の１本のカーボンコンポジット材のコアが配置される場合には、金車通過時に太径のカーボンコンポジット材の表面で発生する伸びは大きくなる。カーボンコンポジット材のコアの表面で発生する伸びが大きい程、カーボン繊維（炭素繊維）に亀裂のような損傷が生じる確率は高くなる。

また、ＡＣＣＲケーブルは、中心にメタルコンポジット（アルミナ繊維＋アルミニウムマトリックス）製の複数本の撚り線が配置されている。このような構造にすることで、ＡＣＣＣケーブルのように１本の太径のカーボンコンポジット材のコアが全張力を分担するリスクを低減できる。

しかしながら、メタル系コンポジット線の引張強さは１３８０ＭＰａ程度であり、カーボンコンポジット材の引張強さ（２１６０ＭＰａ）と比較して小さい。引張強さが小さいと、コンポジット材の細径化を図ることができず、コンポジット材の周囲に配置されるアルミニウム製の導体の面積（断面積）を十分に確保できない。

また、メタル系コンポジット線の伸びは約１％であり、カーボンコンポジット線の伸び（約１．５％）に対して小さい。このため、金車通過時に過張力が加わると、メタル系コンポジット線は、カーボンコンポジット線よりも断線する確率が高くなる。

さらに、ＡＣＣＲケーブルのメタルコンポジット製の複数の撚り線は、テープでバインドされているのみであり、各々の撚り線の表面では繊維が露出しているため、繊維が損傷しやすい。

また、上述のような問題を解決するにあたっては、新たな製造設備及び製造管理方法を用いることなく、既存の製造設備及び製造管理方法を用いることができることが望ましい。

そこで、既存の製造設備及び製造管理方法で製造でき、強度および交流電気抵抗の大幅な改善を図った架空送電線を提供することを目的とする。

本発明の実施の形態の架空送電線は、カーボンコンポジット製のコア線と、前記コア線を被覆するアルミニウム被覆とを有するコアケーブルを複数本撚り合わせたコアと、前記コアの周囲に撚り合わされる、複数の円形もしくは扇形のアルミニウム製の導電線とを含む。なお、コアはアルミ被覆コンポジット線とＡＣ（Aluminum-clad steel wire）線の混ぜ撚りでもよい。

既存の製造設備及び製造管理方法で製造でき、強度の大幅な改善を図った架空送電線を提供することができる。

実施の形態の架空送電線１００を示す斜視図である。実施の形態の架空送電線１００を示す断面図である。図２に示す架空送電線１００のコア１１０の断面を拡大して示す図である。実施の形態の実施例１による架空送電線１００Ａ、１００Ｂと、比較用の架空送電線１０Ａの断面構造を示す図である。実施の形態の実施例１による架空送電線１００Ａ、１００Ｂと、比較用の架空送電線１０Ａの設計諸元を示す図である。実施の形態の実施例２による架空送電線１００Ｃ、１００Ｄと、比較用の架空送電線１０Ｂの断面構造を示す図である。実施の形態の実施例２による架空送電線１００Ｃ、１００Ｄと、比較用の架空送電線１０Ｂの設計諸元を示す図である。実施例１の架空送電線１００Ａと１００Ｂで使用されるカーボンコンポジット製のコア線１１２（φ１．８ｍｍ）の応力−伸び特性を示す図である。実施例１の架空送電線１００Ａと１００Ｂで使用されるカーボンコンポジット製のコア線１１２（φ１．８ｍｍ）の引張強さヒストグラム、ワイブルプロットを示す図である。実施例１の架空送電線１００Ａと１００Ｂで使用される部材の曲げ特性を示す図である。架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の引張荷重チャートを示す図である。架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の弛度特性を示す図である。架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の風圧測定結果を示す図である。架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の１０年間の二酸化炭素（ＣＯ_２）排出量を示すである。

以下、本発明の架空送電線を適用した実施の形態について説明する。

＜実施の形態＞
図１は、実施の形態の架空送電線１００を示す斜視図である。図２は、実施の形態の架空送電線１００を示す断面図である。図２に示す導体１２０の形状は扇形であるが、円形もしくは円形と扇形の組み合わせでもよい。図３は、図２に示す架空送電線１００のコア１１０の断面を拡大して示す図である。

架空送電線１００は、コア１１０と導体１２０を含む。図１には、架空送電線１００の構成を分かり易くするために、２層構造の導体１２０をコア１１０に対して段階的に除去した状態を示す。

コア１１０は、７本、１９本など複数本のコアケーブル１１１を撚り合わせた構成を有する。たとえば、７本のコアケーブル１１１は、中心に位置する１本のコアケーブル１１１の周りに、６本のコアケーブル１１１を撚り合わせることによって作製される。

コアケーブル１１１は、コア線１１２と被覆部１１３とを有し（図３参照）、コア線１１２の外周を長手方向に沿って被覆部１１３で覆った構成を有する。コア線１１２は、カーボンコンポジット製であり、被覆部１１３はアルミニウム製である。なお、コア線のカーボンコンポジットの一部は、鋼としてもよい。

導体１２０は、コア１１０の外周を覆う導電線１２１と、導電線１２１の外周を覆う導電線１２２とを有する。導電線１２１は、コア１１０の外周に撚り合わされている。各導電線１２１は、螺旋状にコア１１０の外周に巻回されており、導電線１２１がコア１１０の外周を隙間なく覆っている。

また、導電線１２２は、導電線１２１の外周に撚り合わされている。各導電線１２２は、導電線１２１とは逆の巻き方で螺旋状に導電線１２１の外周に巻回されている。導電線１２２は、導電線１２１の外周を隙間なく覆っている。

導電線１２１及び１２２は、ともに硬アルミニウム製である。硬アルミニウムとは、金属材料としてのアルミニウムそのものであり、硬アルミニウムを焼き鈍した軟アルミニウムとは異なる。

次に、図４乃至図１４を用いて、実施の形態の第１実施例の架空送電線１００について説明する。

図４は、実施の形態の実施例１による架空送電線１００Ａ、１００Ｂと、比較用の架空送電線１０Ａの断面構造を示す図である。図５は、実施の形態の実施例１による架空送電線１００Ａ、１００Ｂと、比較用の架空送電線１０Ａの設計諸元を示す図である。

架空送電線１００Ａと１００Ｂは、導電線１２２の断面形状が異なる以外は、互いに同様の構成を有する。架空送電線１００Ａ及び１００Ｂの導体１２０の断面積は、ともに２０９ｓｑである。

なお、架空送電線１００Ａの導電線１２２の角部の曲率半径ｒ１、ｒ２は１．２ｍｍであり、架空送電線１００Ｂの導電線１２２の角部の曲率半径ｒ３、ｒ４は、１．８ｍｍ、０．３ｍｍである。角部に適切な曲率半径rを有することで、低風圧化を達成することが
できる。

比較用の架空送電線１０Ａは、ＡＣＳＲ／ＡＣタイプの架空送電線であり、コア１１Ａと導体１２Ａを含む。ＡＣＳＲ（Aluminum Conductor Steel Reinforced）は、鋼心アルミニウム撚り線であることを意味し、導体１２Ａがアルミニウム製の撚線であることを表す。また、ＡＣ（Aluminum-clad steel wire）は、コア１１Ａの７本のコアケーブル１Ａの各々が、鋼心をアルミニウムのクラッドで被覆したものであることを表す。コア１１Ａは、中央の１本のコアケーブル１Ａの周りに６本のコアケーブル１Ａを撚り合わせた構成を有する。

導体１２Ａの断面形状は円形であり、内側の１２本の導体１２Ａと、外側の１８本の導体１２Ａとの二層構造になっている。内側の１２本の導体１２Ａは、コア１１Ａの外周に撚り合わされている。外側の１８本の導体１２Ａは、内側の１２本の導体１２Ａの外周に撚り合わわれている。

架空送電線１００Ａと１００Ｂは、比較用の架空送電線１０Ａのコア１１Ａのコアケーブル１Ａのコア線を鋼鉄製からカーボンコンポジット製に変更したものである。

架空送電線１００Ａ及び１００Ｂのコア１１０の線外径はφ７．８ｍｍ、コアケーブル１１１の外径はφ２．６ｍｍである。コアケーブル１１１は、カーボンコンポジット製のコア線１１２（φ１．８ｍｍ）の周囲に、厚さ０．４ｍｍのアルミニウム製の被覆部１１３を連続押し出しによって形成したものである。なお、アルミニウムの被覆厚さは、既存の製造設備において0.1mm〜0.6mmの範囲で調整できる。

また、比較用の架空送電線１０Ａのコア１１Ａの線外径はφ７．８ｍｍであり、コアケーブル１Ａの外径はφ２．６ｍｍである。コアケーブル１Ａは導電率が２０％（２０ＡＣ）であり、直径φ２．２６の鋼鉄製のコア線の周囲に、厚さ０．１７ｍｍのアルミニウム製の被覆部を連続押し出しによって形成したもものである。

すなわち、架空送電線１００Ａと１００Ｂのコア１１０のコアケーブル１１１の外径と、比較用の架空送電線１０Ａのコア１１Ａのコアケーブル１Ａの外径とは等しい。

なお、図５におけるコアの面積比は、架空送電線１００Ａと１００Ｂについては、架空送電線１００Ａと１００Ｂの断面積（全面積Ａ）に対するコア１１０の断面積（７本のコアケーブル１１１の合計の断面積Ａｓ）の比である。また、比較用の架空送電線１０Ａについては、比較用の架空送電線１０Ａの断面積（全面積Ａ）コア１１Ａの断面積（７本のコア１１Ａの合計の断面積Ａｓ）の比である。

全面積比ηは、比較用の架空送電線１０Ａについては、比較用の架空送電線１０Ａの断面積（全面積Ａ）に対する、架空送電線１００Ａと１００Ｂの断面積（全面積Ａ）の比率である。

また、架空送電線１００Ａと１００Ｂは、比較用の架空送電線１０Ａの断面形状が円形の導体１２Ａを、断面形状が扇形の導体１２０に変更した構成を有する。

このように、断面形状が円形の導体１２Ａから、断面形状が扇形の導体１２０に変更することにより、実施例１による架空送電線１００Ａ、１００Ｂは、導体１２０の面積が拡大されている。

上述したように、架空送電線１００Ａ及び１００Ｂの導体１２０の断面積は、ともに２０９ｓｑであり、これは、比較用の架空送電線１０Ａの導体１２Ａの断面積である１６０ｓｑから約３０％程度増大されている。

このようにして、架空送電線１００Ａ及び１００Ｂは、比較用の架空送電線１０Ａに対して、伝送する電力の低損失化を図っている。

なお、コア面積Ａｓ、コア弾性係数Ｅｓ、コア線膨張係数αｓ、直流電気抵抗Ｒ、直流電気抵抗比％、直流抵抗減１００−Ｒｒ（ＤＣ）、最小引張荷重ＵＴＳ、コア最小引張荷重ＵＴＳ（ＳＴ）、電線重量Ｗ、電線重量比Ｗｒ、コア外径Ｄｓ、電線外径Ｄ、電線外径比Ｄｒ、電線温度ｔｆ、Rdc×β１、交流電気抵抗比、交流抵抗減、電流容量Ｉ、弛度ｄ、弛度比ｄｒについては図５に示す通りである。

また、全面積比ηは、架空送電線１００Ａ、１００Ｂと架空送電線１０Ａの面積比であり、Ａ（１００Ａ）／Ａ（１０Ａ）、Ａ（１００Ｂ）／Ａ（１０Ａ）で求まる。また、β１は表皮効果係数であり、交流電気抵抗比は、架空送電線１００Ａ、１００ＢのRdc×β１と、比較用の架空送電線１０ＡのRdc×β１との比である。

比較用の架空送電線１０Ａの連続許容電流である４８４Ａの電流を流したときの架空送電線１００Ａ及び１００Ｂの交流抵抗減は２７％であり、大幅な低ロス化が図られている。比較用の架空送電線１０Ａに連続許容電流である４８４Ａの電流を流したときの電線温度は９０℃であり、架空送電線１００Ａ及び１００Ｂの電線温度は約８０℃である。

架空送電線１００Ａと比較用の架空送電線１０Ａを鉄塔間距離が４００ｍの径間に架線して、連続許容電流４８４Ａを流した場合には、架空送電線１００Ａの弛度は１６．１４ｍであり、比較用の架空送電線１０Ａの弛度は１６．１５ｍである。架空送電線１００Ａの弛度は、比較用の架空送電線１０Ａに対して同等以下となる。

架空送電線１００Ａ及び１００Ｂのコア１１０のコアケーブル１１１の密度は２．１８であるのに対して、比較用の架空送電線１０Ａのコア１１Ａのコアケーブル１Ａの密度は６．５３である。

従って、架空送電線１００Ａ及び１００Ｂは、比較用の架空送電線１０Ａに対して電線重量増を伴わずに、外径を若干大きくすることで、アルミニウム導体の断面積を１６０ｓｑ（導体１２Ａ）から２０９ｓｑ（導体１２０）まで増大させることができた。

なお、架空送電線１００Ａ及び１００Ｂの外径はφ１９ｍｍ、電線重量は０．６６２１ｋｇ／ｍである。一方、比較用の架空送電線１０Ａの外径はφ１８．２ｍｍ、電線重量は０．６８５４ｋｇ／ｍである。

図６は、実施の形態の実施例２による架空送電線１００Ｃ、１００Ｄと、比較用の架空送電線１０Ｂの断面構造を示す図である。図７は、実施の形態の実施例２による架空送電線１００Ｃ、１００Ｄと、比較用の架空送電線１０Ｂの設計諸元を示す図である。

架空送電線１００Ｃと１００Ｄは、導電線１２２の断面形状が異なる以外は、互いに同様の構成を有する。架空送電線１００Ｃ及び１００Ｄの導体１２０の断面積は、５２７ｓｑと５２８ｓｑである。

なお、架空送電線１００Ｃの導電線１２２の角部の曲率半径ｒ５、ｒ６は、１．９ｍｍであり、架空送電線１００Ｂの導電線１２２の角部の曲率半径ｒ７、ｒ８は、３．０ｍｍ、０．３ｍｍである。角部に適切な曲率半径rを有することで、低風圧化を達成することができる。

比較用の架空送電線１０Ｂは、ＡＣＳＲ／ＡＣタイプの架空送電線であり、コア１１Ｂと導体１２Ｂを含む。

比較用の架空送電線１０Ｂは、比較用の架空送電線１０Ａ（図４（Ｃ）参照）とは、サイズが異なるだけで構成は同様である。比較用の架空送電線１０Ｂの導体１２Ｂの断面積は４１０ｓｑである。

架空送電線１００Ｃと１００Ｄは、比較用の架空送電線１０Ｂのコア１１Ｂのコアケーブル１Ｂのコア線を鋼鉄製からカーボンコンポジット製に変更したものである。

架空送電線１００Ｃ及び１００Ｄのコア１１０の線外径はφ９．０ｍｍ、コアケーブル１１１の外径はφ３．０ｍｍである。コアケーブル１１１は、カーボンコンポジット製のコア線１１２（φ２．２ｍｍ）の周囲に、厚さ０．４ｍｍのアルミニウム製の被覆部１１３を連続押し出しによって形成したものである。

また、比較用の架空送電線１０Ｂのコア１１Ｂの線外径はφ１０．５ｍｍであり、コアケーブル１Ｂの外径はφ３．５ｍｍである。

コアケーブル１Ｂは導電率が２３％（２３ＡＣ）であり、直径φ２．９２の鋼鉄製のコア線の周囲に、厚さ０．２９ｍｍのアルミニウム製の被覆部を連続押し出しによって形成したものである。

なお、図７におけるコアの面積比は、架空送電線１００Ｃと１００Ｄについては、架空送電線１００Ｃと１００Ｄの断面積（全面積Ａ）に対するコア１１０の断面積（７本のコアケーブル１１１の合計の断面積Ａｓ）の比である。また、比較用の架空送電線１０Ｂについては、比較用の架空送電線１０Ｂの断面積（全面積Ａ）コア１１Ｂの断面積（７本のコア１１Ｂの合計の断面積Ａｓ）の比である。

全面積比ηは、比較用の架空送電線１０Ｂの断面積（全面積Ａ）に対する、架空送電線１００Ｃと１００Ｄの断面積（全面積Ａ）の比率である。

また、架空送電線１００Ｃと１００Ｄは、比較用の架空送電線１０Ｂの断面形状が円形の導体１２Ｂを、断面形状が扇形の導体１２０に変更した構成を有する。

このように、断面形状が円形の導体１２Ｂから、断面形状が扇形の導体１２０に変更することにより、実施例２による架空送電線１００Ｃ、１００Ｄは、導体１２０の面積が拡大されており、導体１２０の断面積は５２７ｓｑである。これは、比較用の架空送電線１０Ｂの導体１２Ｂの断面積である４１０ｓｑから約３０％程度増大されている。

このようにして、架空送電線１００Ｃ及び１００Ｄは、比較用の架空送電線１０Ｂに対して、伝送する電力の低損失化を図っている。比較用の架空送電線１０Ｂの連続許容電流である８７１Ａを流したときの、架空送電線１００Ｃ及び１００Ｄの交流抵抗減は２０．８％であり、実施例１の架空送電線１００Ａ及び１００Ｂと同様に大幅な低損失化が図られている。

なお、コア面積Ａｓ、コア弾性係数Ｅｓ、コア線膨張係数αｓ、直流電気抵抗Ｒ、直流電気抵抗比％、直流抵抗減１００−Ｒｒ（ＤＣ）、最小引張荷重ＵＴＳ、コア最小引張荷重ＵＴＳ（ＳＴ）、電線重量Ｗ、電線重量比Ｗｒ、コア外径Ｄｓ、電線外径Ｄ、電線外径比Ｄｒ、電線温度ｔｆ、Rdc×β１、交流電気抵抗比、交流抵抗減、電流容量Ｉ、弛度ｄ、弛度比ｄｒについては図７に示す通りである。

また、全面積比ηは、架空送電線１００Ｃ、１００Ｄと送電線１０Ｂの面積比であり、Ａ（１００Ｃ）／Ａ（１０Ｂ）、Ａ（１００Ｄ）／Ａ（１０Ｂ）で求まる。また、β１は表皮効果係数であり、交流電気抵抗比は、架空送電線１００Ａ、１００ＢのRdc×β１と、比較用の架空送電線１０ＢのRdc×β１との比である。

比較用の架空送電線１０Ｂに連続許容電流である８７１Ａの電流を流したときの電線温度は９０℃であり、架空送電線１００Ｃ及び１００Ｄの電線温度は約８３℃である。

架空送電線１００Ｃと比較用の架空送電線１０Ｂを鉄塔間距離が４００ｍの径間に架線して、連続許容電流８７１Ａを流した場合には、架空送電線１００Ｃの弛度は１５．９６ｍであり、比較用の架空送電線１０Ｂの弛度は１６．０６ｍである。架空送電線１００Ｃの弛度は、比較用の架空送電線１０Ｂに対して同等以下となる。

架空送電線１００Ｃ及び１００Ｄのコア１１０のコアケーブル１１１の密度は２．１２であるのに対して、比較用の架空送電線１０Ｂのコア１１Ｂのコアケーブル１Ｂの密度は６．２７である。

従って、架空送電線１００Ｃ及び１００Ｄは、比較用の架空送電線１０Ｂに対して電線重量増を伴わずに、外径を若干大きくすることで、アルミニウム導体の断面積を４１０ｓｑ（導体１２Ｂ）から５２７ｓｑ（導体１２０）まで増大させることができた。

なお、架空送電線１００Ｃ及び１００Ｄの外径はφ２８．５５ｍｍ、電線重量は１．５６６ｋｇ／ｍである。一方、比較用の架空送電線１０Ｂの外径はφ２８．５ｍｍ、電線重量は１．５６９ｋｇ／ｍである。

図８は、実施例１の架空送電線１００Ａと１００Ｂで使用されるカーボンコンポジット製のコア線１１２（φ１．８ｍｍ）の応力−伸び特性を示す図である。なお、実測値は、カーボンコンポジット製のコア線１１２（φ１．８ｍｍ）に歪みゲージを取り付けて測定した。

図８に示すように、カーボンコンポジット製のコア線１１２（φ１．８ｍｍ）の引張強さ実測値は２５００ＭＰａ以上であり、伸び実測値は約２％である。このように、応力−伸び特性が示す弾性係数は設計値と略一致している。

図９は、実施例１の架空送電線１００Ａと１００Ｂで使用されるカーボンコンポジット製のコア線１１２（φ１．８ｍｍ）の引張強さヒストグラム（図９（Ａ））とワイブルプロット（図９（Ｂ））を示す図である。ワイブルプロットによれば、累積確率１％での引張強さは２６６３ＭＰａである。従って、実施例１の架空送電線１００Ａと１００Ｂで使用されるカーボンコンポジット製のコア線１１２（φ１．８ｍｍ）の最小引張強さは２５００ＭＰａ以上である。

図１０は、実施例１の架空送電線１００Ａと１００Ｂで使用される部材の曲げ特性を示す図である。図１０には、実施例１の架空送電線１００Ａと１００Ｂで使用されるカーボンコンポジット製のコア線１１２（φ１．８ｍｍ）と、コア１１０（φ７．８ｍｍ）との曲げ特性を示す。また、図１０には、比較用に、１本のカーボンコンポジット（φ７．８ｍｍ）の曲げ特性を示す。

１本のカーボンコンポジット（φ７．８ｍｍ）が曲げ破断に至る曲げ半径は２００ｍｍである。一方、コア線１１２（φ１．８ｍｍ）とコア１１０（φ７．８ｍｍ）が曲げ破断に至る半径はともに４５ｍｍである。コア１１０（φ７．８ｍｍ）は、７本撚り線にすることで、同一外径の１本のカーボンコンポジット（φ７．８ｍｍ）に比べて、許容曲げ半径を小さくすることができる。

図１１は、架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の引張荷重チャートを示す図である。図１１（Ａ）には架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の引張荷重チャートを示し、図１１（Ｂ）には架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の引張荷重チャートを示す。

図１１に示す引張荷重チャートでは、特異な変異点は認められず、引張荷重実測値は２０９ｓｑの規格値７１．６ｋＮ以上、５２７ｓｑの規格値１３７ｋＮ以上を示している。その他、弾性係数、線膨張係数などの実測値は、すべて設計値どおりであった。

図１２は、架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の弛度特性を示す図である。図１２（Ａ）には架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の弛度特性を示し、図１２（Ｂ）には架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の弛度特性を示す。なお、弛度試験時の電線温度実測値は、３本の熱電対の平均温度で示す。

図１２（Ａ）及び（Ｂ）に示すように、架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の弛度実測値は遷移点を考慮した計算値以下であり、良好な特性を示している。

架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）は、比較用の架空送電線１０Ａ（１６０ｓｑ）及び１０Ｂ（４１０ｓｑ）に対して低損失化を達成するために、外径が若干大きくなっている。

架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の外径がφ１９ｍｍであるのに対して、比較用の架空送電線１０Ａ（１６０ｓｑ）の外径はφ１８．２ｍｍである。すなわち、架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の外径増加率は４．４％となる。

また、架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の外径がφ２８．５５ｍｍであるのに対して、比較用の架空送電線１０Ｂ（４１０ｓｑ）の外径はφ２８．５ｍｍである。架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の外径増加率は０．２％となる。

架空送電線の外径増加は風圧増加を伴うことから、架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）に低風圧化構造を採用した。

なお、図４に示す架空送電線１００Ａについては、架空送電線１００Ａの導電線１２２の角部の曲率半径ｒは１．２ｍｍであり、図６に示す架空送電線１００Ｃでは、導電線１２２の角部の曲率半径ｒは１．９ｍｍである。

図１３は、架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の風圧測定結果を示す図である。風速４０ｍ／ｓにおける架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の抗力係数ＣＤは０．８５であるのに対して、比較用の架空送電線１０Ａ（１６０ｓｑ）の抗力係数ＣＤは０．９２である。

架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の架空送電線１０Ａ（１６０ｓｑ）に対する抗力係数ＣＤの低減率は７．６％である。架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の外径増加率は４．４％であることから、抗力係数ＣＤの低減率は外径増加率を上回り、鉄塔設計に影響を及ぼさないことになる。

また、風速４０ｍ／ｓにおける架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の抗力係数ＣＤは０．７３であり、比較用の架空送電線１０Ｂ（４１０ｓｑ）の抗力係数ＣＤは０．９３である。架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の架空送電線１０Ｂ（４１０ｓｑ）に対する抗力係数ＣＤの低減率は２２％である。

架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）の外径増加率は０．２％であることから、抗力係数ＣＤの低減率は外径増加率を上回り、架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）と同様に鉄塔設計に影響を及ぼさないことになる。

また、図１３に示す架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）及び架空送電線１００Ｃ（５２７ｓｑ）相当の揚力係数ＣＬは、風速に対する変動が小さく安定していることから、着雪なしで異常振動が発生する可能性はない。

図１４は、架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の１０年間の二酸化炭素（ＣＯ_２）排出量を示す図である。二酸化炭素（ＣＯ_２）排出量の計算は、亘長（径間の水平距離）１ｋｍ、電線６相分、送電線路の年平均負荷率４０％、ＣＯ_２排出係数０．３ｋｇ／ｋＷｈとして行った。

架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）の１０年間での二酸化炭素（ＣＯ_２）排出量は１２６０ｔｏｎであり、比較用の架空送電線１０Ａ（１６０ｓｑ）の１０年間での二酸化炭素（ＣＯ_２）排出量は１７３０ｔｏｎである。また、比較用の架空送電線１０Ａ（１６０ｓｑ）のコア１１Ａの７本のコアケーブル１Ａにアルミニウム被覆を行わないＡＣＳＲ型の架空送電線（１６０ｓｑ）の１０年間での二酸化炭素（ＣＯ_２）排出量は１８６０ｔｏｎである。

以上より、架空送電線１００Ａ（２０９ｓｑ）は、１０年間での二酸化炭素（ＣＯ_２）排出量について、コアケーブル１Ａにアルミニウム被覆を行わない架空送電線（１６０ｓｑ）に対して６００ｔｏｎの削減が可能であり、比較用の架空送電線１０Ａ（１６０ｓｑ）に対して５３０ｔｏｎの削減が可能となる。

以上のように、実施の形態によれば、既存の製造設備及び製造管理方法で製造でき、強度の大幅な改善を図った架空送電線１００Ａ、１００Ｂ、１００Ｃ、１００Ｄを提供することができる。

なお、以上では、架空送電線１００Ａ、１００Ｂ、１００Ｃ、１００Ｄの低風圧化構造として、溝１２２Ａが形成される角部の形状を有する形態について説明したが、低風圧化構造はこのような構造に限定されるものではなく、架空送電線１００Ａ、１００Ｂ、１００Ｃ、１００Ｄの表面に凹部及び／又は凸部を設けることによって風圧を低減できる構造であれば、他の如何なる構造であってもよい。

以上、本発明の例示的な実施の形態の架空送電線について説明したが、本発明は、具体的に開示された実施の形態に限定されるものではなく、特許請求の範囲から逸脱することなく、種々の変形や変更が可能である。

１００Ａ、１００Ｂ、１００Ｃ、１００Ｄ架空送電線
１１０コア
１１１コアケーブル
１１２コア線
１１３被覆部
１２０導体
１２１導電線
１２２導電線
１２２Ａ溝

Claims

カーボンコンポジット製のコア線と、前記コア線を被覆するアルミニウム被覆とを有するコアケーブルを複数本撚り合わせたコアと、前記コアの周囲に撚り合わされる、複数の円形もしくは扇形のアルミニウム製の導電線とを含む、架空送電線。
前記コア線の引張強さが２５００ＭＰａ以上であり、前記アルミニウム被覆の厚さが０．１ｍｍ〜０．６ｍｍである、請求項１記載の架空送電線。
前記コアは、アルミニウム被覆コンポジット線を複数本撚り合わせた中に、ＡＣ線（Aluminum-clad steel wire）を混ぜ合わせたことを特徴とする請求項１又は２記載の架空送電線。