2.1.1 시료의 준비

본 연구에서 사용한 전선은 배전선로에서 가장 많이 사용하는 ACSR-AW 160SQ으로 하였으며 전선간 연결을 위해 사용한 슬리브는 가공전선에서 90% 이상 압축공사가 행해지는 점퍼 개소용 스리브인 분기 스리브를 사용하였다. 분기 슬리브^(2,3,5)는 두가지 형태로 직접활선 때부터 사용해오고 있는 분기슬리브(E4)와 간접활선이 본격 사용되면서 개발된 신형 스리브(SL)를 사용하였다.

그림 1의 a는 직접활선 그리고 일부 간접활선 시범운영 기간에 사용해 오고 있던 E type 스리브이고, b는 간접활선을 위해 새로 적용되고 있는 직선형태의 SL type 스리브 이다. 이를 이용한 실제 배전선로에 압축한 모양을 그림 2에 나타내었다.

실험은 표 1처럼 각각의 시료에 6~13[tonf]의 압축강도를 가하여 스리브를 압축하고 성능평가를 진행하였다.

표 1에서 두 스리브의 샘플 수량이 다른 것은 E type은 기존에 사용 중에 있는 것으로 재고 수량이 충분하였고, SL type은 새로 개발된 스리브로 재고량이 없어 E type 과 동일한 수량을 확보하지 못했다.

2.1.2 도체저항

한전표준규격⁽⁶⁾에서 제시하고 있는 도체 저항 측정 방법은 저항 전압강하법 또는 브릿지법이 있으며, 접속개소에 대한 접속저항 기준은 압축 시 사용한 전선의 저항치 이하이여야 한다고 정해져 있다. 실험에서 사용한 전선 ACSR-AW 160SQ의 도체저항 기준⁽⁴⁾은 0.183[Ω/km]이다.

도체저항 측정방법 4탐침 측정법(4-point probe method)⁽⁶⁾은 그림 3의 a와 같이 시료 양단에 DC 전류(1, 3번 단자)를 인가하고 스리브 접촉 저항에 의한 전압강하(2, 4번 단자)를 측정하여 오옴의 법칙으로 저항을 구하는 방식으로 그림 3의 b와 같이 압축개소의 저항을 측정하였다. 그림에서 전선 중앙에 스리브 압축부를 위치시키고 전선 50cm 위치의 전선에서 도체 저항을 측정한 다음 온도와 거리를 적용하여 [Ω/km]로 환산시켜 구해진 환산저항을 구하고 이를 기준과 비교하여 만족여부를 검토하였다.

2.1.3 압축단면 공극률

압축단면 공극 비율은 스리브의 압축강도 기준 결정⁽¹⁾에 사용하는 평가 요소중 하나 이다. 공극률은 압축 스리브 절단면적 중 나타나는 공극의 면적 비율로 정의 된다. 기존 관련 기준 개정 시 스리브의 단면을 육안으로 관찰하여 공극 유무를 참고하였기에, 본 연구에서도 단면에 생성된 공극을 관찰하기로 하였다. 기존에는 압축된 스리브를 일반 절단 기계를 사용함으로써 단면이 뭉게진 상태에서 육안으로 관찰하였기 때문에 정확한 공극률을 산정하기가 매우 어려웠다. 본 연구에서는 우선 비파괴 방법인 X-ray CT 촬영을 통한 공극을 확인하였으며, 압축부위를 자르는 과정에서는 단면이 뭉개지는 것을 방지하기 위해 워터젯을 사용하였고 공극률을 결정하였다. 그림 4에서는 본 연구에서 시행한 공극률 측정 절차를 도식적으로 나타내었다.

압축부위 단면의 공극률 산정에는 압축강도 및 스리브 형태별 대표로 1개씩 압축된 부위에 대해서 측정하였다. 측정방법은 그림 4와 같이 압축된 부분을 자르기 전에 X-ray를 통해 단층 촬영한 후 공극을 X-ray 사진으로 확인하고, 자를 때 알루미늄 재질의 스리브가 열에 의해 뭉개지는 현상을 방지하기 위해서 워터젯(Water jet)을 이용하여 잘랐다. 잘라진 단면을 광학 카메라를 통해 촬영하고 공극률을 산정하기 위해 이미지 전처리를 하였다. 이미지 전처리는 촬영한 광학이미지 배경을 제거한 후 단순화(8 bit화)를 통해 명암비 분석이 가능하도록 하였다. 이렇게 전처리 된 이미지들은 소프트웨어적으로 처리하여 명암비를 분석하여 전체 단면적 대비 공극의 면적을 얻었다.

2.1.4 인장강도

스리브 압축부에 대한 인장강도 기준 부합 여부 확인 및 인장강도 측면에서의 최적 압축강도를 찾기 위해 인장강도 시험을 실시하고 자료를 통계분석 하였다. 인장시험방법은 한국전력공사 표준규격^(2,3)에 정한 방법에 따라 그림 5 및 6과 같이 시험체를 구성하고 전선양단을 20[mm/min]의 속도로 인장하여 먼저 인장강도를 측정하고 전선(ACSR-AW 160SQ)의 규정 하중치의 5%인 154[kgf]을 만족하는지를 평가하였다.

2.2.1 시료 수의 상이에 따른 결과값의 상이성 평가

표 1과 같이 스리브 표본의 수가 상이함에 따라서 인장강도 실험 결과, 두 표본 샘플 수에 의한 차이 유무를 파악하기 위해, 각 표본의 인장강도 측정치의 표준편차를 가지고 t 검정을 수행하였다. 그 결과 그림 7과 같이 p=0.05로 두 표본에 차이가 없었다.

2.2.2 압축강도에 따른 도체저항의 변화

표 2에는 압축강도에 따른 도체저항의 변화를 정리하여 나타냈으며 이 값을 그림 8에 나타내었다.

측정한 결과를 표 2에 정리하였으며 표 2와 그림 8에서 알 수 있듯이 한국전력공사 규격을 모두 만족 하였다. E type 스리브의 경우 압축강도와 도체 저항과의 상관관계가 없었으며, SL type의 경우 압축강도가 10[tonf] 이상일 때 압축강도가 증가할수록 도체 저항이 감소되는 경향이 있음을 알 수 있었다.

2.2.3 슬리브 압축 단면 공극률

그림 9는 E type 스리브의 압축강도별 X-ray 3D 단층 촬영(위)한 이미지로 어두운 색이 공극이다. 그림 9의 아래 사진은 압축 부위의 water jet 단면사진으로 한 개의 스리브당 3개의 압축부위가 있어 총 6면의 단면을 확인할 수 있었다. 그림 9와 10의 이미지에서 볼 수 있듯이 E type은 압축강도에 상관없이 모두 공극이 존재 한데 반해 SL type은 일정 압축 즉 10[tonf] 이상의 단면에서 공극이 존재하지 않았다. 또한 X-ray 단층 촬영과 water jet 단면에 공극 정도가 일치됨을 보여 주었다.

절단면의 전체 단면적에 대한 공극 면적을 계산한 공극률을 압축강도에 따른 변화를 관찰하여 그림 11에 나타내었다. E type의 스리브 압축 단면에의 공극은 압축강도가 높아질수 줄어들기는 하지만 완벽하게 압착, 즉 공극이 없는 정도는 아니다. E type 경우에는 스리브가 구조적으로 한쪽 측면이 항상 열려있는 개구 형태로 압착 시 한 쪽 부분이 스리브 몸체에 닿아 더 이상 압축이 발생하지 않아 공극을 갖게 한다. 이는 water jet 단면에서도 알 수 있었다. 반면 간접활선용 SL type의 경우에는 압착강도가 10[tonf] 이상에서 완벽하게 압착 되어 공극이 없어져 공극률 측면에서 적정 압축강도는 10[tonf] 이다. 그림 11 나타낸 것처럼 SL type이 E type에 비해 작은 공극을 나타낸 것으로 평가되었다. 그리고 전선 연결 관점에서 공극의 존재는 인장강도의 저하와 도체저항을 증가 시키기 때문에 E type에 비해 SL type이 적정한 압축강도 하에서 우수한 연결 특성을 보이는 것으로 판단된다. 또한 E type 경우 압축강도가 높다 하더라고 전술한 구조적 특징 때문에 완벽하게 압축은 되지 못한다. 이렇게 형성된 공극은 배전선로 운영중 외부 환경에 의해 염분이나 수분이 장시간 동안 정체되어 있을 경우 부식이 발생될 수 있다. 그리고 이러한 공극과 구조적 특징 때문에 인장실험에서 슬립이 발생한 것이다.

이상으로부터 공극률을 기준으로 스리브의 압축강도를 검토한다면 공극률이 최소가 되는 10[tonf]가 최적의 유압 압축강도로 사료된다.

2.2.4 인장강도

인장시험결과 그림 12의 a, b와 같이 압축강도 6[tonf]부터 13[tonf]의 모든 구간에서 한국전력공사 규격에서 요구하고 있는 인장강도 기준을 모두 만족하였다. 압축강도에 따른 인장력 시험결과 최저 압축강도인 6[tonf] 이상 기준을 만족한다.

하지만 실험과정에서 그림 13의 a와 같이 E type 스리브의 모든 시료에서 미끄러져 빠지는 현상 즉 슬립이 발생하였고, SL tpye에서는 8[tonf] 까지 E type과 동일하게 슬립이 발생하다가 이후 9[tonf]부터는 그림 8의 b와 같은 일반적인 인장실험에서 발생하는 전선 소선 파단이 나타났다.

E type의 스리브의 최대 인장강도는 13[tonf] 에서 998[kgf]으로 측정되었고 최소값은 6[tonf]에서 235[kgf] 이었고 SL type의 슬리브의 최대 인장강도 9[tonf]에서 1,479[kgf] 최소 인장강도는 6[tonf]에서 1,403[kgf] 이었다. SL type 인장강도 시험결과는 그림 12의 b에서 알 수 있듯이 압축강도 9[tonf]를 기준으로 9[tonf] 이하에서는 압축강도가 증가할수록 인장강도 증가하고 9[tonf] 초과에서는 압축강도와 인장강도가 음의 상관관계가 있음을 알 수 있었다. 이는 압축 시 알루미늄 전선 소선 일부가 손상되어 압축되면서 인장강도를 감소 시킨 것으로 판단된다. 따라서 인장강도 측면에서는 현재 사용하고 있는 알루미늄 도체 전선에는 소선을 손상시킬 수 있는 과압축이 적용되는 것으로 보여진다.

그림 12의 b의 데이터를 가지고 최적 압축강도 산정을 위해 압축강도 9[tonf], 10[tonf], 11[tonf]의 데이터에 대해서 통계적으로 유의미한 차이가 있는지를 확인하기 위해 각 그룹간 t 검정을 하였다.

그림 14는 9[tonf]과 10[tonf]에 대한 t 검정 결과로 두 표본이 서로 차이가 있음을 나타낸다 즉 9[tonf]의 인장력이 10[tonf] 보다 더 크다. 그림 15는 그림 14와 같이 10[tonf]과 11[tonf]의 t 검정 결과로, 10[tonf]의 인장력이 11[tonf] 보다 높다는 것을 확인하였다. 즉 SL type의 인장력 실험결과 9[tonf]에서 최대 인장력을 가지며 9[tonf] 이상에서는 압축강도가 강할수록 인장강도는 작아짐을 다시 한번 확인하였다.

본 실험에서 제시하고 있는 인장강도 측면에서의 최적 압축강도는 9[tonf]임을 알 수 있다. 즉 현재 기준으로 운영되어져 오고 있는 압축강도를 9[tonf]으로 하향 조정을 검토할 필요가 있는 것으로 보여진다. 이렇게 유압 압축강도 기준이 하향 조정되면 현 사용하고 있는 유압 압축기의 크기를 줄이고 종국적으로 간접활선 공법에서 지속적으로 요구한 유압 압축기의 무게를 줄일 수 있다.