1. 서 론

발전기(generator) 고정자 권선은 장기간 운전하는 동안에 열적, 전기적, 기계적 및 환경적 영향으로 주절연물(groundwall insulation) 내부의 보이드(void) 생성, 슬롯내부에서 주절연물 표면 마모 및 단말권선(endwinding) 오손 등으로 절연열화 진행, 표면 트레킹(tracking) 및 상간 방전(phase-to-phase discharge) 등에 의해 최종적으로 절연파괴가 발생한다^[1]-[3]. 운전중인 발전기 고정자 권선의 갑작스런 절연파괴 사고는 전력공급의 신뢰성을 저하시키고 단시간에 복구가 곤란하기 때문에 경제적인 손실이 매우 크게 된다. 따라서 일본, 한국 및 캐나다 등에서 발전기 고정자 권선의 절연열화를 사전에 예측하기 위해 정지중(off-line)과 운전중(on-line)에 진단시험을 통해 건전성을 평가하고 있다^[4]-[7].

정지중에 발전기 고정자 권선의 절연열화 상태를 평가하기 위해 주로 절연진단 시험을 수행하고 있다. 절연진단 시험항목은 절연저항, 성극지수, 교류전류, 유전정접 및 부분방전 등을 포함하며, 측정데이터를 종합적으로 분석하여 절연열화 여부를 판정하고 있다. 일본의 중전기 제작사에서 사용하고 있는 판정기준을 활용하였으나^{[4], [8]}, 최근 국내에서도 발전기 고정자 권선의 절연열화 판정기준을 정립하는 연구를 진행하였다^{[9], [10]}. 특히, 진단항목 중에 부분방전은 절연열화 정도를 나타내는 중요한 표시 인자이며, 정지중과 운전중에 부분방전 크기와 패턴을 측정하고 있다^{[7], [11]}. 따라서 발전기 고정자 권선에서 주절연물 내부의 국부적인 열화 상태를 확인하기 위해 최대부분방전 크기, 패턴 및 트렌드(trend)를 분석하여 사전에 결함정도를 예측할 수 있다^[12]-[15].

본 연구에서는 17년 이상 동안 운전된 증기터빈(steam turbine, S/T) 발전기(68.2MVA, 13.8kV) 고정자 권선의 절연열화 상태를 평가하기 위해 정지중 및 운전중 진단시험을 수행하였다. 정지중 절연진단 시험을 통해 교류전류, 유전정접 및 부분방전 크기 등을 2010년부터 2016년까지 7년 동안 매년 연속적으로 측정한 결과를 근거로 트렌드를 분석하였다. 그리고 운전중 진단시험은 2014년과 2016년 2회에 걸쳐 수행하였으며, 정지중과 운전중 진단결과를 종합적으로 분석하여 절연상태를 평가하였다.

2. 시험방법

본 논문은 화력발전소에서 17년 동안 운전하고 있는 13.8kV S/T 발전기 고정자 권선의 정지중 절연진단 시험을 2010년부터 2016년까지 7년 동안 매년 연속적으로 수행하였다. 교류전압을 인가하기 전에 발전기 고정자 권선에서 상별로 직류 전압 5kV를 인가하면서 성극지수(Automatic Insulation Tester, AVO International)를 측정하였다. 발전기 고정자 권선에서 교류전류, 유전정접 및 부분방전 시험을 위해 쉐링브리지(Schering Bridge), 커플링 커패시터(Coupling Capacitor) 및 부분방전 측정기(Partial Discharge Detector : PDD, Tettex Instruments TE 571)를 사용하였다. 쉐링브리지는 전원장치(HV Supply, Type 5283), 브리지(Bridge, Type 2818) 및 공진 인덕터(Resonating Inductor, Type 5285)로 구성되어 있다. 발전기 고정자 권선에 쉐링브리지(Tettex Instruments)를 연결하여 교류전압을 인가하였으며, 커플링 커패시터(Tettex Instruments, 4,000pF)는 권선에서 유입되는 신호를 커플링 유니트(Coupling Unit, Tettex Instruments AKV 572)에 보내어 증폭한 후 부분방전 측정기에서 방전크기와 패턴을 분석하였다. 부분방전 측정기의 주파수 대역폭은 40∼400kHz 이다. 발전소 현장에서 발전기 고정자 권선의 부분방전 시험중에 접지(ground) 혹은 전원측에서 발생하는 외부 잡음(noise)은 980∼1,000pC 정도로 측정되었다.

운전중 진단시험을 위해 S/T 발전기 고정자 권선 A, B 및 C상은 에폭시-마이카 커패시터 C1, C2(80pF, IRIS Power Engineering) 즉 각 상당 2개씩 총 6개의 커패시터를 설치하였다^[14]. A, B 및 C상의 C1은 발전기(machine) 고정자 권선에서 발생하는 부분방전을 측정한다. 그리고 C2는 차단기, 스위치기어(switchgear) 및 변압기 등과 같은 시스템(system) 측에서 발생하는 외부 잡음을 측정한다. A, B 및 C상의 커패시터에서 단자함까지 부분방전 신호의 도착시간은 각각 10[ns], 13[ns] 및 14[ns]이다. 6개의 에폭시-마이카 커패시터에서 부분방전을 측정할 수 있도록 전압신호(mV)를 전송하기 위해 동축케이블을 인출하여 2014년과 2016년에 2회에 걸쳐 운전중 진단시스템을 사용하여 측정하였다.

3. 시험결과 및 고찰

표 1은 화력발전소에서 17년 동안 사용된 S/T 발전기(68.2MVA, 13.8kV) 정격을 나타내었다.

13.8kV S/T 발전기 고정자 권선의 절연상태를 평가하기 위해 2010년부터 2016년까지 7년 동안 매년 연속적으로 정지중에 절연진단 시험을 수행하였다. 표 2에서 나타낸 바와 같이 2010년부터 2016년까지 S/T 발전기 고정자 권선의 성극지수는 2.0이상으로 양호하게 측정되었다^{[4], [10]}. 그림 1은 S/T 발전기 중성점을 분리하고 상별로 교류전압을 1kV부터 상전압의 1.25배인 10kV까지 증가하면서 전류의 변화를 측정하였다. 교류전류-전압 특성 그래프에서 알 수 있는 바와 같이 제1차 전류 급증점은 4kV를 나타내었으며, 상전압(8kV)과 상전압의 1.25배인 10kV까지 측정한 데이터를 근거로 △I를 계산하였다^{[4], [10]}. 표 2에 나타낸 바와 같이 상전압(8kV)에서 S/T 발전기 A, B, C상의 △I는 각각 4.19∼4.68%, 4.19∼4.79%, 4.18∼4.67%이며,

그림 1. S/T 발전기 교류전류-전압 특성

Fig. 1. Characteristics of AC current-voltage in S/T generator

상전압의 1.25배(10kV)에서 A, B, C상의 △I는 각각 7.22%, 7.47%, 7.42% 이다. 13.8kV 발전기의 경우 상전압의 1.25배인 10kV에서 △I는 5% 이하이면 양호로 판정하고 있으며, △I가 7.22∼7.42%로 측정되어 불량으로 판정되었다^[4].

그림 2는 S/T 발전기 정지중에 7년 동안 매년 측정한 ΔI의 트렌드 변화를 나타내었으며, 2010년에 비해 2011년 측정결과가 약간 증가하였으나 거의 일정한 추이를 보이고 있다. 그림 3은 S/T 발전기 상별로 교류전압을 1kV부터 상전압(8kV)과 상전압의 1.25배인 10kV까지 증가하면서 유전정접(dissipation factor, tanδ)의 변화를 측정하였다. 그림 3은 S/T 발전기 tanδ-전압 특성 그래프이며, 전압 증가에 따라 유전정접이 급격하게 증가하는 전압이 3kV를 나타내었다. 상전압(8kV)과 상전압의 1.25배(10kV)에서 측정한 데이터를 근거로 Δtanδ를 계산하였다^{[4], [10]}. 표 2에 나타낸 바와 같이 8kV에서 발전기 A, B, C상의 Δtanδ는 각각 2.0∼3.13%, 2.26∼3.18%, 2.01∼3.08%이며, 10kV에서 A, B, C상의 Δtanδ는 각각 4.29%, 4.27%, 4.16%로 측정되었다. 13.8kV 발전기의 경우 상전압의 1.25배인 10kV에서 Δtanδ는 2.5% 이하이면 양호로 판정하고 있으며, A, B 및 C상 모두 Δtanδ가 3.08∼3.13%로 측정되어 불량으로 평가되었다^[4].

그림 2. 정지중에 S/T 발전기의 ΔI 트렌드

Fig. 2. ΔI trend of off-line S/T generator

그림 3. S/T 발전기 tanδ-전압 특성

Fig. 3. Characteristics of tanδ-voltage in S/T generator

그림 4는 S/T 발전기 정지중에 7년 동안 매년 측정한 Δtanδ의 트렌드 변화를 나타내었으며, 장기적인 관점에서 볼 때 서서히 증가하는 형태를 보이고 있다.

그림 4. 정지중에 S/T 발전기의 Δtanδ 트렌드

Fig. 4. Δtanδ trend of off-line S/T generator

그림 5는 S/T 발전기 상별로 교류전압을 1kV부터 상전압의 1.25배인 10kV까지 증가하면서 커패시턴스의 변화를 측정하였다. 1kV에서 발전기 A, B, C상의 커패시턴스는 각각 168.3nF, 168.4nF, 168.6nF이고 상전압인 8kV에서 A, B, C상은 각각 175.9nF, 176.3nF, 176.2nF이며, 상전압의 1.25배인 10kV에서 A, B, C상은 각각 180.3nF, 180.4nF, 180.4nF로 증가하였다. 전압 증가에 따라 커패시턴스가 급격하게 증가하는 전압도 역시 3kV를 나타내었다. 커패시턴스-전압 특성의 패턴과 유전정접-전압 특성 패턴을 상호 비교한 결과 거의 유사한 형태를 나타내고 있음을 확인할 수 있었다. 또한, 발전기 상전압인 8kV에서 A, B, C상의 ΔC는 각각 4.58%, 4.75%, 4.57%이며, 상전압의 1.25배인 10kV에서 ΔC는 각각 7.19%, 7.19%, 7.06%로 계산되었다^[16]. 따라서 표 2의 교류전류와 tanδ 특성에서 ΔI와 커패시턴스-전압 특성에서 ΔC를 비교한 결과 거의 유사한 크기를 나타내고 있다.

그림 5. S/T 발전기 커패시턴스-전압 특성

Fig. 5. Characteristics of capacitance-voltage in S/T generator

표 3에서 나타낸 바와 같이 S/T 발전기 고정자 권선을 상별로 분리하여 A, B, C상에 교류전압을 인가하면서 부분방전 크기를 측정하였다. 980∼1,000pC의 외부노이즈에서 시작하여 부분방전 크기가 1,000pC 이상으로 나타날 때 전압을 부분방전 개시전압(partial discharge inception voltage : PDIV)이라 한다. 그림 3에서 나타낸 바와 같이 유전정접이 3kV에서 급격하게 증가하고 있기 때문에 부분방전 개시전압도 이 전압 부근에서 발생될 것으로 예측할 수 있었다. 실제적으로 현장에서 측정한 부분방전 개시전압은 2.9∼3.1kV에서 발생하였다. 앞에서 설명한 바와 같이 유전정접-전압 특성에서 유전정접이 급격하게 증가하는 전압이 부분방전 개시전압과 거의 일치하였다. 이 전압은 다시 그림 1의 교류전류-전압 특성에서 교류전류의 제1차 전류 급증점이 나타나는 전압(4kV) 보다 1kV정도 낮게 분석되었다. 따라서 발전기 고정자 권선에서 절연열화가 발생되면, 유전정접의 증가점, 교류전류의 제1차 전류 급증점 및 부분방전 개시전압 등이 모두 낮은 전압으로 이동하기 때문에 절연내력이 크게 저하하는 것으로 보고하고 있다^[3].

S/T 발전기는 8kV에서 A, B, C상의 부분방전 크기가 각각 31,000∼45,000pC, 33,950∼45,000pC, 33,730∼40,000pC이며, 10kV에서 부분방전 크기는 각각 44,990pC, 46,650pC, 43,610 pC으로 측정되었다. 상전압인 8kV에서 부분방전 크기가 10,000pC이하는 양호하고 10,000pC이상∼30,000pC이하는 요주의 및 30,000pC 이상은 불량으로 판정하고 있다^{[4], [11]}, ^[17]. 따라서 S/T 발전기 고정자 권선은 상전압에서 부분방전 크기도 역시 불량으로 평가되었다. 표 2에서 나타낸 바와 같이 S/T 발전기 고정자 권선은 상전압의 1.25배인 10kV에서 계산한 △I, Δtanδ 및 부분방전 크기를 종합적으로 분석한 결과 모두 불량으로 판정되었다.

그림 6. S/T 발전기의 부분방전 패턴

Fig. 6. PD patterns in S/T generator

Discharge=45,000pC, Voltage=8kV

그림 6에서 나타낸 바와 같이 S/T 발전기는 정지중에 8kV까지 교류전압을 증가하면서 부분방전 크기와 패턴을 측정하였다. A, B, C상 모두의 부분방전 패턴은 발전기 고정자 권선의 주절연재료 내부에 보이드가 존재하는 내부방전(internal discharge)과 표면방전이 공존하는 복합방전을 나타내었다^{[17], [18]}. 그림 7은 S/T 발전기 정지중에 7년 동안 매년 측정한 부분방전의 트렌드 변화를 나타내었다. 2010년에 가장 높게 측정되다가 2012년까지 서서히 감소하였으며, 그 이후에는 거의 변화가 없다가 2016년에 약간 감소한 것은 흡습 등과 같은 외부의 영향으로 분석할 수 있었다. 표 2에서 나타낸 바와 같이 2010∼2015년에 비해 2016년에 절연저항과 성극지수가 가장 낮게 측정되었다.

표 4에서 나타낸 바와 같이 2014년과 2016년에 측정된 S/T 발전기 운전중에 A상, B상, C상의 부분방전 크기(Qm)를 나타내었다. A상은 2014년에 측정한 Qm의 초기값이 정극성 268[mV], 부극성 534[mV]에 비해 2016년에 측정한 Qm은 정극성 475[mV], 부극성 678[mV]으로 급격하게 증가하고 있기 때문에 절연열화가 예측되었다^{[14], [19]}, [20]. 그러나 2014년에 측정한 Qm의 초기값이 B상 정극성 195[mV], 부극성 274 [mV] 및 C상 정극성 183[mV], 부극성 290[mV]에 비해 2016년에 측정한 Qm은 B상 정극성 242[mV], 부극성 308[mV] 및 C상 정극성 193[mV], 부극성 304[mV]로 측정되어 약간 증가하였다. 결과적으로 A상은 B상과 C상에 비해 2.2배 정도 높게 측정되었다. 부분방전 패턴은 A상과 B상에서 Qm을 측정한 결과 부극성이 정극성에 비해 1.27∼1.43배로 분석됨에 따라 내부방전을 나타내었다^{[7], [14]}. C상은 부극성이 정극성에 비해 1.5배 이상 높게 분석됨에 따라 도체표면에서 방전을 나타내었다^{[7], [14]}.

그림 7. 정지중에 S/T 발전기의 부분방전 트렌드

Fig. 7. PD trend of off-line S/T generator

표 5에서 나타낸 바와 같이 13.8kV 발전기 고정자 권선에서 Qm이 매우 높은 경우 688[mV]이며, 현재 S/T 발전기 고정자 권선 A상은 678[mV]으로 거의 유사하게 높기 때문에 절연열화가 지속적으로 진행하고 있어서 주기적으로 NQN과 Qm를 측정하여 추이 관리를 통해 향후 정비계획을 수립할 필요가 있다.

4. 결 론

17년 동안 운전한 13.8kV S/T 발전기 고정자 권선에서 정지중과 운전중 진단시험을 시행한 결과 아래와 같은 결론을 얻었다.

(1) 정지중에 S/T 발전기 고정자 권선에서 상전압의 1.25배인 10kV까지 교류전류와 tanδ를 측정하여 △I와 Δtanδ를 분석한 결과 둘 다 불량으로 판정되었다. 교류전압 증가 따른 교류전류 측정결과 제1차 전류 급증점은 4kV, tanδ가 급격하게 증가하는 전압은 3kV 및 부분방전 개시전압도 3.1kV를 나타내었다. 따라서 tanδ가 급격하게 증가하는 전압이 부분방전 개시전압과 거의 일치하였으며, 이들 전압은 다시 제1차 전류 급증점 보다는 1kV정도 낮게 분석되었다.

(2) 정지중에 S/T 발전기 고정자 권선의 상전압(8kV)에서 A, B, C상의 부분방전 크기는 각각 31,000∼45,000pC, 33,950∼45,000pC, 33,730∼40,000pC으로 측정되어 불량으로 평가되었다. 그리고 A, B, C상의 부분방전 패턴은 모두 주절연재료 내부에 보이드가 존재하는 내부방전과 표면방전이 공존하는 복합방전을 나타내었다.

(3) 운전중에 S/T 발전기 고정자 권선에서 부분방전 추이를 분석한 결과 B상 및 C상은 절연상태가 양호하며, A상은 절연열화가 서서히 진행되고 있기 때문에 주기적으로 NQN과 Qm를 측정하여 추이를 관리할 필요가 있다. 그리고 2014년에 측정한 Qm의 초기값인 정극성 268[mV], 부극성 534[mV]에 비해 2016년에 측정한 Qm은 정극성 475[mV], 부극성 678[mV]로 급격하게 증가하고 있기 때문에 절연열화가 빠르게 진행하고 있는 것으로 예측되었다.