2.1 부싱 해체점검 및 3D 형상 모델링

부싱 내부의 정확한 절연유량을 산정하기 위해 해체점검과 3D 모델링을 병행하였다. 해체점검은 부싱 외관 해체, 에폭시 절연체 제거, 절연지 및 알루미늄 박막 해체의 순서로 수행되었으며 이 과정에서 내부 구성 요소들의 치수를 정밀하게 실측하여 기록하였다.

해체 결과, 부싱 내부는 크게 절연유, 절연지 및 구리 도체로 구성되어있음을 확인하였다. 실측된 데이터를 기반으로 3D CAD 설계 소프트웨어인 SolidWorks를 활용하여 각 부품을 형상화하였으며, 프로그램 내 ‘교차(Intersect)’ 기능을 이용해 부싱의 총 내부 부피($V_{total}$)를 우선적으로 도출하였다. 최종적인 내부 절연유량($V_{oil}$)은 식 (1)과 같이 산출된 총 내부 부피에서 절연지($V_{paper}$)와 구리 도체($V_{copper}$) 등 개별 구성 요소들이 차지하는 부피를 제외하는 방식으로 산출하였다.

2.2 임계 혼합비 산출을 위한 가속열화 실험

본 연구의 가속 열화 시험 대상은 현재 한전에서 운용 중인 제작사 및 전압 등급이 상이한 부싱 3종의 절연유와 변압기 본체유를 선정하였다. 시료의 식별을 위해 변압기 본체유는 Oil M으로 명명하였으며, 부싱 A, B, C의 초기 충진유는 각각 Oil A, B, C로 지칭하였다. 각 시료의 세부 제원과 현장 적용 현황은 표 2와 같다.

시험 시료의 기유 분류 및 특성을 살펴보면, 먼저 본 연구에서는 변압기 본체용 절연유를 ‘Oil M’으로 명명하였으며 해당 절연유는 파라핀계 광유로서 산화방지제가 포함되지 않은 미억제유(Uninhibited oil)에 해당한다. 이와 대비하여 부싱 충진유인 Oil A, B, C는 모두 나프텐계 광유로 구성되어 있다. 특히 Oil B는 산화 안정성 향상을 위해 첨가제가 함유된 억제유(Inhibited oil)인 반면, Oil A와 Oil C는 첨가제가 배제된 미억제유 계열로 분류된다.

본 연구에서 대상으로 한 설비 및 절연유의 실설비 적용 현황을 분석한 결과, 억제유인 Oil B가 35.5%로 가장 높은 사용 비중을 차지하고 있었으며 Oil A(13.7%)와 Oil C(8.6%)가 그 뒤를 따르는 것으로 확인되었다. 이러한 운용 현황은 본 연구에서 도출될 혼합유의 특성 변화 데이터가 실제 현장 유지보수 알고리즘 수립에 있어 높은 실효성을 가짐을 나타낸다.

본 연구에서는 시험 시료인 3종의 부싱 충진유(Oil A, B, C)에 변압기 본체유(Oil M)를 각각 10%, 30%, 50%의 중량 비율(wt%)로 혼합하였다. 또한 혼합에 따른 특성 변화를 정밀하게 비교하기 위해 혼합되지 않은 순수 부싱 충진유 및 변압기 본체유 시료에 대해서도 동일한 조건의 가속 열화 시험을 수행하였다.

본 실험에 앞서, 가속 열화 전 신유 상태에서의 기초 물성을 파악하기 위해 표 3과 같이 각 절연유 제조사의 기술 사양을 바탕으로 절연유의 주요 특성을 검토하였다.

신유 물성 검토 결과, 제조사 사양에 따라 절연유별로 초기 건정성에 차이가 있음을 확인하였다. Oil A와 B는 모든 항목에서 국제 규격을 상회하는 우수한 특성을 보유한 반면, Oil M은 유동점, 유전정접 및 절연파괴전압 항목에서 규격치 대비 상대적으로 낮은 물성을 나타내었다. 또한 Oil C의 경우 제조사 사양서상에 산가와 동점도에 대한 명확한 기준치가 제시되지 않았다.

이러한 일부 시료의 국제 규격치 미달 및 제조사 기준치의 부재는, 단순한 신유 간의 성능 비교를 넘어 실제 운용 중 발생할 수 있는 이종 절연유의 혼합이 장기 열화 거동에 미치는 영향을 규명해야 함을 시사한다. 특히 초기 물성이 한계치에 근접하거나 정보가 불분명한 시료일수록 혼합 시 발생하는 화학적 상호작용이 절연 신뢰성에 미치는 영향을 실험적으로 검증하는 것은 필수적이다.

아울러 신유 상태에서의 시료 간 물성 차이는 미미한 수준이므로 단순 혼합에 따른 신유 물성 측정값은 각 시료의 산술적 평균치 내외에 머무를 가능성이 높다. 따라서 혼합유의 실질적인 건전성을 평가하기 위해, 가속 열화 실험을 통해 혼합비에 따른 열화 특성 변화를 중점적으로 분석하였다.

또한 제시된 제조사의 규격치는 품질 보증을 위한 최소 요구 조건으로, 실제 시료의 물성은 제조 공정상의 성능 여유를 고려하여 규격치보다 우수한 범위에서 보수적으로 관리된다. 본 연구의 실험에 사용된 시료들은 높은 초기 건정성을 보유하고 있으며, 이에 따라 일부 항목에서는 가속 열화 후의 측정값이 신유 규격치보다 우수하게 나타날 수 있다. 이는 열화 초기 단계의 수분 제거 등 부수적인 정제 효과에 기인한 것으로 판단되며, 결과적으로 모든 시료가 혼합 및 열화 특성 분석을 수행하기에 충분한 기초 성능을 확보하고 있음을 시사한다.

다음으로 본 연구에서 설정한 가속 열화 조건의 온도 및 시간은 120℃/20일이며 IEEE Std C57.91^[7]에서 제시하는 가속 열화 팩터($F_{AA}$, Acceleration Aging Factor) 및 절연유의 화학적 안정성을 동시에 고려하여 산정되었다.

먼저 각 절연유 시료의 인화점(Flash Point)에 따른 화재 위험성을 방지하고자 표 4와 같이 본 연구의 분석 대상인 절연유 4종(Oil A, B, C, M)의 인화점을 확인하였다. 그 결과 4종 절연유의 인화점은 최소 135℃에서 최대 154℃의 범위를 나타내었으며, 이에 따라 120℃는 가속 열화 수행시 안전성이 확보된 온도로 판단된다.

이와 함께 시험 조건의 열화 가속성을 판단하기 위해 식 (2)와 같이 변압기 권선 핫스팟 기준 온도(110℃)와 대비하여 시험 온도(120℃)에서의 $F_{AA}$를 산출하였다. 일반적으로 전력용 변압기 절연 시스템의 설계 수명은 권선 핫스팟 온도인 110℃를 기준으로 약 180,000시간(약 20.5년)으로 간주된다.

여기서 $\Theta_H$는 열화 온도이다. 120℃에서의 $F_{AA}$는 약 4.27로 산출되며 이는 120℃에서의 1시간 열화가 변압기 권선 핫스팟 기준 온도인 110℃에서 약 4.27 시간의 열화와 동일한 수명 손실을 가짐을 의미한다. 따라서 본 연구의 실험 조건인 20일은 110℃에서 지속 노출 시 약 2,050시간(약85일)의 열화에 해당한다.

나아가 이를 실제 부싱의 운전 환경과 비교하여 본 연구의 열화 가속성을 판단하였다. 변압기 부싱의 열 해석을 다룬 선행 연구^[8]에 따르면, 주변 온도가 20℃인 환경에서 정격 손실 운전 시 부싱의 상부 유온 상승치는 60℃이다. 따라서 이를 모두 적용하였을 때 정상 운전 상태의 부싱 내부 절연유의 온도는 약 80℃로 파악된다. 식 (2)를 통해 정상 운전 온도인 80℃를 기준으로 계산할 경우, 본 연구의 가속 열화 조건은 현장에서 부싱을 약 2.3년 동안 정격 부하 조건에 연속으로 노출시키는 가혹한 조건이다.

그러나 현장의 전력용 변압기는 통상적으로 정격 부하의 50~60% 수준에서 운전된다. 이러한 운전 조건하에서 전류의 제곱에 비례하는 부하손을 계산하면 내부 발열량은 정격 대비 약 25~36% 수준으로 급감하게 된다. 이러한 발열량 감소에 따른 온도 상승치의 저하를 고려하면 실제 부싱 내부 절연유의 평균 온도는 80℃를 크게 밑도는 50~60℃ 수준이다. 식 (2)를 통해 이를 환산하면, 본 연구의 가속 열화 조건(120℃, 20일)은 최소 15년에서 30년에 이르는 장기 운전 기간 동안 발생하는 절연유의 열화 특성을 충분히 대변하는 것으로 판단된다.

본 연구에서 사용된 혼합유 시료의 신뢰성 확보를 위해, 그림 1과 같이 항온 수조와 진공 펌프가 연결된 탈기 시스템을 구축하였다. 각 절연유 시료를 진공 전용 플라스크에 주입한 후 60℃의 항온 수조 내에서 24시간 동안 탈기를 진행하였다. 이 과정에서 연결된 튜브를 통해 시료 내부의 용존 가스와 수분을 추출하였으며, 혼합 후에도 동일한 공정을 반복하여 미세 기포를 완전히 제거하였다. 최종적으로 가스 유입이 차단된 상태에서 밀봉을 거쳐 외부 오염 요인을 최소화한 상태로 가속 열화를 수행하였다.

절연유의 혼용 기준 및 유지보수 가이드라인을 제시하는 국제 표준인 IEC 60422에서는 이종 절연유 혼합 시 기포도, 유전정접, 슬러지, 계면장력 등을 호환성 테스트 항목으로 권고하고 있다. 본 연구에서는 상기 표준의 권고 사항을 바탕으로 절연유의 운전 안정성, 화학적 안정성 및 전기적 신뢰성을 대표하는 핵심 항목들을 선정하여 혼합 후의 건정성을 종합적으로 평가하였다. 선정된 가속 열화 시험 항목은 유동점, 산가, 유전정접, 절연파괴전압, 수분 함량 및 동점도이며 각 항목별 분석 방법은 다음과 같다.

혼합 절연유의 물리적·전기적·화학적 특성을 종합적으로 평가하기 위해 다음과 같은 분석을 수행하였다. 우선 저온 환경에서의 유동 성능을 평가하기 위한 유동점 분석은 시료를 규정된 온도로 가열한 후 단계적으로 냉각시키면서, 시험관을 기울였을 때 절연유의 유동성이 소실되어 움직임이 멈추는 온도를 측정하였다. 전기적 특성 지표인 유전정접(tan$\delta$) 측정은 항온 조절 장치가 부착된 전용 셀에 시료를 주입하고 90°C에서 상용주파수 전압을 인가하여 소산되는 에너지 손실 비율을 산출하였다. 절연 강도 파악을 위한 절연파괴전압 측정은 일정 간격을 둔 두 전극 사이에 시료를 채우고 전압을 점진적으로 상승시켜 절연 파괴가 발생하는 순간의 전압 수치를 기록하였다. 화학적 열화 정도를 정량화하기 위한 산가 측정은 시료에 적정 용제를 혼합한 후 표준 알칼리 용액(KOH)을 이용한 전위차 적정법을 통해 시료 1g 내 산성 성분을 중화하는 데 필요한 수산화칼륨의 mg 수로 나타내었다. 절연 내력에 직결되는 수분 함량 분석은 칼 피셔(Karl-Fischer) 적정기를 사용하여 시료 주입 후 전기 화학적 반응을 통해 수분과 반응하는 시약의 양을 정밀 측정하였다. 마지막으로 혼합유의 순환 및 냉각 특성을 확인하고자 동점도를 측정하였으며, 40°C에서 규정된 부피의 시료가 점도계 모세관을 흐르는 데 소요되는 시간을 기반으로 동점도를 산출하였다. 본 연구에서 각 성상 분석에 사용된 세부 장비명, 제조국 및 적용 분석 규격은 표 5과 같다.

3.1 부싱 체적 기반의 운영 중 최대 충유량 산출

부싱의 유지보수 과정에서 발생하는 본체유의 혼합 비율은 각 부싱이 보유한 초기 절연유량에 의해 결정되므로 부싱별로 정확한 체적 산출이 선행되어야 한다. 이에 본 연구에서는 대상 부싱 3종의 내부 유량을 도출하고자 해체 점검을 통한 내부 구조 실측을 수행하였다. 외관 하우징, 내부 절연지 및 도체 직경 등 측정된 치수를 바탕으로 3D 형상 모델링을 구현하였으며 부싱 A의 해체점검 모습 및 3D 모델링 결과는 그림 2와 같다.

해체점검 과정에서 내부 구조를 확인한 결과, 부싱 A는 하단부의 절연지 펜슬링(Penciling) 처리가 대칭 구조가 아닌 한쪽에만 편중되어 형성됨을 확인하였다. 이러한 비대칭적 내부 구조를 3D 모델링 과정에 정밀하게 반영하여 내부 실측 데이터를 기반으로 고정밀 3D 모델을 구현하였다. 특히 그림 2(d)의 단면도에서 확인할 수 있듯이, 중앙의 구리 도체와 외함 사이의 복잡한 절연층 구조 및 오일 채널의 기하학적 형상을 수치화하였다. 이를 통해 단순 외형 치수만으로는 산출하기 어려운 부싱 내부의 유효 유량 공간을 확보하였으며, 결과적으로 부싱 A의 최종 순수 절연유량은 22L였다.

부싱 B에 대한 해체점검 및 3D 모델링 결과는 그림 3과 같으며, 부싱 B는 하단부의 펜슬링 처리가 도체를 중심으로 양측이 균일하게 형성된 대칭 구조임을 확인하였다. 이는 한쪽으로 편중된 구조를 가졌던 부싱 A와 대비되며 대칭형 펜슬링 구조에 따른 오일 채널의 부피를 3D 모델링을 통해 도출하였다. 도출한 부싱 B의 순수 절연유량은 163L이다.

마지막으로 부싱 C는 그림 4와 같이 도체를 중심으로 절연지의 좌우 형상이 상이한 특이 구조를 가진다. 그림 4(b)와 같이 좌측면은 매우 큰 단차를 가지는 펜슬링 구조가 형성되어 있는 반면, 우측면은 상대적으로 완만한 경사를 유지하며 대조적인 기하학적 형상을 보이고 있다. 이러한 비대칭적 단차 구조는 3D 모델링 과정에서 그림 4(c) 및 그림 4(d)와 같이 정밀하게 구현되었으며 이는 단순 수치 계산으로는 파악하기 어려운 내부 절연유의 유효 체적을 도출하는데 핵심적인 요소로 작용하였다. 이를 통해 도출된 부싱 C의 내부 절연유량은 211L이다.

본 연구에서 도출된 3D 모델링 기반의 절연유량 산출 결과 신뢰성을 검증하기 위해, 부싱 A에 대하여 실제 해체 점검 시 배유된 절연유량과 모델링 산출값을 비교 분석하였다. 해체 점검 시 배유량은 20L로 확인되었으며 모델링을 통해 산출된 유량(22L)은 실측치와 약 10% 이내의 오차를 나타냈다. 이러한 결과는 모델링 과정에서 고려되지 않은 부품 표면의 잔류막 및 배유 시의 손실 등을 감안할 때 합리적인 수준으로 판단되며, 이에 따라 본 연구에서 수행한 부싱 B와 C에 대한 모델링 산출값 역시 높은 신뢰도를 확보한 것으로 사료된다.

이와 같이 3D 모델링을 통해 산출된 부싱별 순수 절연유 보유량과 한전의 부싱 유지보수 시나리오를 바탕으로 운용 수명 동안 발생 가능한 최대 충유율을 계산하였다. 여기서 최대 충유율은 변압기 본체유의 최대 혼합율과 같은 의미를 가진다. 혼합 시나리오 산정은 한전의 부싱 진단 기준인 정기분석과 추적분석 조건을 기반으로 하였다.

가장 가혹한 혼합 조건으로 설정된 ‘추적분석 20년’ 시나리오의 경우, 연 4회 실시되는 진단 주기에 따라 20년간 총 80회의 채유가 수행된다. 회당 채유량을 150ml로 적용할 시, 부싱의 전체 생애주기 동안 발생하는 누적 시료 채취량은 총 12L에 달한다. 이 누적 채유량만큼 변압기 본체유가 보충된다고 가정하고 각 부싱별 내부 체적 대비 충유율을 산출한 결과, 부싱 A는 최대 54.5%, 부싱 B와 C는 각각 7.4%와 5.7%이었다. 또한 상대적으로 완만한 조건인 ‘추적분석 15년 및 정기분석 5년’ 시나리오 에서는 누적 채유량이 9.25L로 산출되었으며, 이에 따른 부싱별 최대 충유율은 4.4%에서 42.0%의 범위를 보였다(표 6).

이러한 결과는 부싱의 구조 및 내부 체적 차이에 따라 본체유의 혼합 영향이 크게 달라질 수 있음을 시사한다. 특히 모든 시나리오에서 도출된 혼합 범위가 최소 4.4%에서 최대 54.5%를 형성함에 따라, 본 연구의 가속 열화 시험에서는 이를 포괄할 수 있는 10%, 30%, 50%의 혼합 비율을 실험 조건으로 설정하여 혼합유의 건전성을 종합적으로 평가하였다.

3.2 혼합유의 가속 열화 특성 분석 및 임계 혼합비 도출

가속 열화 후 혼합 비율에 따른 유동점 측정 결과는 그림 5와 같다. 시험 결과, 모든 시료에서 Oil M(본체유)의 혼합 비율이 증가할수록 혼합유의 유동점이 점진적으로 상승하는 경향이 관찰되었다. 이는 순수 부싱유 대비 본체유 자체의 유동점이 상대적으로 높게 형성되어 있기 때문이며, 혼합 시 본체유의 물리적 성상이 혼합유 전체의 저온 유동성에 직접적인 영향을 미치는 것으로 판단된다.

신유에 대한 국제 규격인 IEC 60296에서는 절연유의 유동점을 –40℃ 이하로 유지할 것을 권고하고 있다. 측정된 데이터를 규격치와 비교한 결과, 각 절연유별로 규격을 만족하는 임계 혼합 비율은 서로 상이하게 나타났다. Oil A의 경우 순수 상태에서는 –45℃의 우수한 저온 특성을 보였으나 본체유가 30% 이상 혼합될 경우 유동점이 규격 한계치를 초과했다. 반면, Oil B와 Oil C는 초기 유동점이 –60℃ 및 –58℃로 매우 낮게 형성되어 있어, 본체유가 50%까지 혼합된 조건에서도 규격치를 만족하여 상대적으로 넓은 혼합 가용 범위를 확보하였다. 이러한 결과는 부싱유의 종류에 따라 본체유 혼합 시 저온 특성의 저하 속도가 다름을 의미하며 유동점 관점에서 임계 혼합비는 Oil A는 30% 이하, Oil B와 Oil C는 50% 수준까지 허용 가능한 것으로 분석되었다.

가속열화 후 Oil M 혼합비에 따른 부싱유별 산가 변화 특성은 그림 6과 같으며, 본 연구에서 확인된 결과는 선행 연구의 메커니즘과 일치하는 경향을 보였다.

파라핀계 미억제유인 Oil M과 나프텐계 기유인 Oil A 및 Oil B는 혼합 시 미혼합유와 대비하여 산가가 급격히 감소하는 비선형적 ‘V자형’ 추세를 나타낸다. 이러한 현상은 나프텐계 기유에 포함된 방향족 황 화합물이 천연 산화 억제제 역할을 수행하여 발생하는 시너지 효과로 설명될 수 있다^[9]. 특히 Petrofond^[10]의 기술자료에 제시된 기유 혼합 연구에 따르면, 저유황 파라핀계 기유에 나프텐계 성분을 소량 혼합 시 나프텐계의 천연 황 성분이 산화방지제의 반응성을 극대화 하여 산화 유도 시간을 비약적으로 향상시킨다. 이러한 화학적 상호작용은 다수의 황 화합물이 공존하는 환경에서는 단일 화합물과 대비하여 강력한 산화 억제 시너지를 발생시킨다는 Cont et al., (2020)^[11]의 연구결과와도 유사하다. 반면 Oil C의 경우 자체적인 산가는 0.01 mgKOH/g으로 매우 낮았으며 Oil M과의 혼합시에도 유의미한 상승 없이 안정적인 특성을 유지하였다. 이는 기유 자체가 혼합 비율과 관계없이 산화 생성물의 발생을 억제할 수 있는 탁월한 안정성을 확보하고 있다고 사료된다.

다음으로, 가속열화 및 Oil M 혼합비에 따른 유전정접 측정 결과는 그림 7과 같다. 시험 결과, 모든 부싱 유종에서 Oil M의 혼합 비율이 증가할수록 유전정접 값이 점진적으로 감소하는 경향이 관찰되었다.

이러한 현상은 산가 분석에서 확인된 산화 억제 시너지 효과와 밀접한 관련이 있는 것으로 판단된다. 유전정접은 절연유 내의 극성 오염 물질이나 산화 생성물에 의해 증가하는데, Oil M의 혼합이 나프텐계 부싱유의 산화를 억제함으로써 전기적 손실을 유발하는 화합물의 생성을 억제했을 것으로 판단된다.

특히 Oil C의 경우, 초기 유전정접 값이 타 유종 대비 상대적으로 높게 형성되었으나 Oil M 혼합비가 0%에서 50%로 증가함에 따라 유전정접이 낮아지며 안정적인 전기적 특성을 유지하였다. 결과적으로 모든 유종에서 Oil M의 혼합은 유전정접 관점에서 전기적 손실 특성을 개선하거나 유지하는 긍정적인 요인으로 작용함을 확인하였다.

절연파괴전압 측정 결과는 그림 8과 같으며, 모든 부싱 유종에서 Oil M의 혼합비가 증가함에 따라 절연파괴전압이 선형적으로 상승하는 뚜렷한 경향을 보였다.

순수 부싱유(Oil M 0%) 상태에서 각 유종의 절연파괴전압은 약 20 ~ 30 kV 수준으로 낮게 형성되었으나, 절연 성능이 우수한 Oil M이 혼합될수록 혼합유의 전체적인 내전압 특성이 개선되는 것을 확인하였다. 특히 Oil A의 경우 본체유 50% 혼합 시 약 70kV까지 전압이 가파르게 상승하였으며, Oil B와 Oil C도 마찬가지로 혼합비에 비례하여 절연 성능이 강화되는 양상을 나타냈다.

이러한 결과는 Oil M의 혼합이 부싱 내 절연유의 전기적 파괴 강도를 직접적으로 보완해주는 역할을 수행함을 의미한다. 앞서 유전정접 분석에서 확인된 전기적 손실 감소 효과와 더불어, 절연파괴전압의 상승은 운영 중 본체유의 보충이 절연 신뢰성 측면에서는 오히려 긍정적인 요인으로 작용할 수 있음을 시사한다.

다음으로, 가속 열화 후 Oil M 혼합비에 따른 수분 측정 결과는 그림 9와 같다. 시험 결과, Oil A와 Oil B는 Oil M 혼합에 따른 수분 함량의 유의미한 변화 없이 안정적인 경향을 유지하는 것으로 나타났다. 이는 해당 유종들이 Oil M과의 혼합 과정에서 수분 흡착이나 물리적 성상 변화에 민감하게 반응하지 않음을 나타낸다.

반면, Oil C의 경우 Oil M 혼합에 따라 수분 함량이 민감하게 변화하는 특성을 나타냈다. 순수 부싱유(Oil M 0%) 상태에서 81.9 mg/kg의 높은 수분 함량을 보였던 Oil C는 Oil M이 10% 혼합되는 시점부터 수분 함량이 54 mg/kg으로 급격히 감소하였으며, 50% 혼합 시에는 42 mg/kg까지 낮아졌다.

결론적으로 수분 함량의 관점에서 Oil A와 Oil B는 혼합비와 관계없이 일정한 반면 Oil C는 Oil M의 혼합에 의해 수분이 크게 개선되는 특성을 보였다.

마지막으로, 가속열화 후 Oil M 혼합비에 따른 동점도 측정 결과는 그림 10과 같다. 모든 부싱 유종에서 Oil M의 혼합비가 증가할수록 혼합유의 동점도가 점진적으로 상승하는 경향이 관찰되었다.

이러한 현상은 순수 부싱유(Oil M 0%)와 대비하여 Oil M 자체의 동점도가 상대적으로 높기 때문이며, 혼합비가 증가할수록 Oil M의 물리적 성상이 혼합유의 점도 거동에 직접적인 영향을 미치는 것으로 분석된다. 특히 Oil B와 Oil C의 경우, 초기 동점도가 각각 7.770 cSt 및 8.108 cSt로 낮게 형성되어 있어 Oil M 혼합에 따른 점도 상승 폭이 Oil A와 대비하여 상대적으로 뚜렷하게 나타났다. 또한 Oil B와 Oil C의 동점도는 Oil M을 50%로 혼합 시 각각 9.034 cSt 및 9.194 cSt까지 상승하며 Oil M 자체의 점도 수준에 가깝게 변화하는 양상을 보였다. 반면, 상대적으로 높은 초기 동점도를 가지는 Oil A는 동일한 혼합 조건에서 9.798 cSt에서 10.160 cSt까지의 완만한 상승을 나타냈다.

본 연구에서 분석한 6가지 주요 항목 중 유전정접, 절연파괴전압, 산가 및 수분은 Oil M 혼합에 따라 특성이 개선되거나 유지되는 경향을 보였다. 이러한 항목들은 혼합비가 증가하더라도 부싱의 절연 성능에 긍정적인 영향을 미치므로 최종 임계 혼합비 결정 요인에서 제외하였다. 반면, 유동점과 동점도 변화율은 Oil M 혼합비가 증가함에 따라 초기 설계 사양을 초과하거나 운용 범위를 벗어날 수 있는 핵심 제한 요인으로 확인되었다. 따라서 본 연구에서는 동점도와 유동점에 대해서 혼합비에 따른 변화율을 산출하고, 선형 회귀 모델을 통해 정량적 상관관계를 분석하였다.

부싱의 설계 단계에서는 절연 성능뿐만 아니라 냉각 및 유동 특성을 최적화하기 위해 특정한 점도 범위를 가지는 절연유를 선정한다. 따라서 운영 중 본체유 혼합에 따른 점도 변화를 일정 수준 이내로 관리하는 것은 부싱의 설계 신뢰성 유지를 위해 필수적이다. 현재 점도 측면에서 부싱유 혼합에 관한 국제 규격은 부재하므로, 본 연구에서는 터빈유 관리 기준인 ASTM D4378-20^[12]에서 제시하는 점도 변화율 허용치인 5%를 지표로 참조하였다.

Oil M의 혼합비에 따른 각 절연유의 동점도 변화율을 분석한 결과, 그림 11과 같이 모든 유종에서 혼합비가 증가함에 따라 동점도 변화율이 선형적으로 상승하는 경향을 보였다. 특히 Oil M의 혼합비와 동점도 변화량 사이에는 높은 상관관계가 존재함을 확인하였으며, 이를 기반으로 도출된 Oil A, Oil B, Oil C의 선형 회귀 모델(Linear Regression Model)은 각각 다음의 식 (3), (4), (5)와 같다.

본 연구에서 제안한 선형 회귀 모델의 통계적 적합성을 검토한 결과, 모든 유종에서 결정계수($R^2$)가 0.98 이상이었으며 특히 Oil B와 Oil C의 경우 0.99 이상의 높은 수치를 나타내었다. 이러한 결과는 실험값과 모델 사이의 유의미한 상관관계를 나타내며, 본 연구에서 수행한 가속 열화 시험 데이터가 일관된 경향성을 확보함을 시사한다. 따라서 향후 현장에서 부싱 내 본체유 혼합비를 기반으로 하여 절연유의 동점도 변화 추이를 예측하는 데 있어 해당 데이터를 참고 지표로 활용할 수 있을것으로 사료된다.

이를 바탕으로 동점도 측면에서 변화율 5% 이내를 만족하는 Oil M의 임계 혼합비는 Oil A에서 50%, Oil B와 Oil C는 20%이다. 가장 넓은 혼합 허용 범위를 보인 Oil A와 달리, Oil B와 Oil C는 초기 동점도가 낮았기 때문에 상대적으로 동점도가 높은 Oil M 혼합 시 더욱 민감하게 변화함을 나타낸다.

다음으로 Oil M의 혼합비 증가에 따른 각 절연유의 유동점 변화율 분석 결과는 그림 12와 같으며, 이를 기반으로 도출된 선형 회귀 모델은 식 (6), (7), (8)과 같다.

선형 회귀 분석 결과, Oil B와 Oil C는 0.95 이상의 높은 결정계수를 나타내어 혼합비에 따른 유동점의 변화를 정밀하게 예측할 수 있음을 확인하였다. 반면, Oil A의 경우 결정계수는 0.7134로 상대적으로 낮게 산출되었는데 이는 앞선 그림 5의 결과와 같이 Oil A는 혼합비 증가에도 불구하고 유동점의 절대적인 변화 폭이 최대 6℃ 이내로 매우 작아 회귀 모델의 설명력이 낮아진 것으로 사료된다.

동점도 임계점에서의 유동점 변화를 분석한 결과, 각 유종별 Oil M의 임계 혼합비 지점(Oil A 50%, Oil B 및 Oil C 20%)에서 유동점 변화율은 각각 13.33%, 4.38%, 9.93%로 산출되었다. 그러나 Oil A의 경우, 앞선 그림 5에서와 같이 본체유를 50%로 혼합할 시 유동점이 –39℃로 나타나 권고 기준치인 –40℃를 초과함이 확인되었다. 이는 특정 항목의 기준만으로는 부싱의 운용 신뢰성을 완전히 보장할 수 없으며 유동점과 동점도 변화를 동시에 고려해야함을 시사한다.

따라서 두 항목의 허용 혼합비 중 가장 낮은 수치를 나타내는 보수적인 값을 표 7과 같이 Oil M의 최종 임계 혼합비로 도출하였다. Oil A의 경우 유동점 및 동점도 변화율 권고 기준치를 만족하는 혼합비는 각각 30%와 50%이며 이 중 상대적으로 엄격한 기준인 30%가 최종 임계 혼합비로 결정되었다. 반면 Oil B와 Oil C는 동점도 변화율 기준을 만족하는 혼합비 범위 내에서 모두 유동점에 대한 권고 기준치를 만족하므로, 동점도를 기준으로 하여 20%를 임계 혼합비로 산출하였다.

결론적으로, 부싱의 안정적인 운용을 위해서는 유종별로 상이하게 나타나는 물리적 성상 변화(유동점 및 동점도)를 최우선으로 고려해야 하며, 도출된 임계 혼합비 이내에서 본체유의 혼합을 관리하는 것이 타당하다고 사료된다. 다만 본 연구에서 적용한 동점도 판정 기준(5% 이내)은 부싱 전용 국제 기준의 부재로 인해 터빈유 관리 규격^[12]을 차용한 것이므로, 실제 고전압 환경에서 운용되는 부싱의 특수성을 완벽히 반영하기에는 일부 한계가 존재할 수 있다. 따라서 향후 부싱의 전기적 신뢰성과 동점도 변화간의 정밀한 상관관계 규명을 통해, 부싱 혼합유에 특화된 관리 기준이 정립되어야 할 것으로 판단된다.

3.3 부싱 절연유 혼용 관리 알고리즘 및 현장 활용 방안 제시

본 연구에서 도출된 부싱 유종별 본체유 임계 혼합비를 현장 유지보수에 효과적으로 적용하기 위하여, 절연유 혼용 시의 안정성을 평가하고 체계적으로 관리할 수 있는 유지보수 의사결정 프로세스를 수립하였다(그림 13). 해당 알고리즘은 현장에서 발생할 수 있는 절연유 보충 및 시료 채취 시나리오를 구조화한 것으로, 우선 대상 설비의 제작사 및 전압 등급 정보를 기반으로 기존 진단 이력 데이터베이스(DB)를 조회하여 현재 부싱 내에 보존되어 있는 절연유량을 파악한다. 이후 본 연구의 가속 열화 시험으로 확보된 유종별 임계 혼합 가능비를 참조하여 안전 범위 내에서 투입 가능한 본체유의 보충 한계량을 산출한다. 최종적으로 산정된 본체유 보충 권고량과 향후 가능한 채취 횟수 등의 정보는 다시 진단 이력 DB에 갱신되어 차기 점검 시에 연속성 있는 관리가 가능하도록 선순환 체계를 구축하였다.

상기 수립된 유지보수 알고리즘을 현장에서 직관적으로 활용할 수 있도록 구현한 시스템 예시 화면은 그림 14와 같다. 해당 시스템은 설비의 기본 정보를 입력하면 자동으로 부싱의 종류와 본체유의 혼용 적합 여부를 판별하여 시각화하도록 구성되었다. 특히 사용자에게 본 연구에서 결정된 임계 혼합비를 기준으로 안전한 본체유 혼합 허용치와 잔여 채취 가능 횟수를 실시간으로 제시하도록 설계하였다.

본 연구에서 선정한 3종의 대상 부싱은 표 2에 제시된 실설비 적용 현황과 같이, 전체 운용 대수의 약 57.8%을 점유하고 있어 도출된 결과가 국내 전력 계통 전반에 대해 충분한 대표성을 가짐을 확인하였다. 이는 본 연구에서 제안한 관리 알고리즘이 특정 설비에 국한되지 않고 실제 현장의 과반수 이상 부싱에 즉시 적용 가능한 실효성 있는 가이드라인임을 뒷받침한다.

이와 같은 방식의 유지보수 프로그램 도입을 제안함으로써, 현장 작업자가 복잡한 분석 데이터 없이도 신속하고 객관적인 의사결정을 내릴 수 있을 것으로 판단된다. 결과적으로 이러한 시스템적 관리는 부싱 절연유와 본체유의 혼용으로 발생할 수 있는 유동점 하락 및 동점도 변화 등의 잠재적 위험을 사전에 방지하고, 변압기 설비의 장기적인 신뢰성을 확보하는 데 유용하게 활용될 것으로 사료된다.