3.1 400 kW CWP

그림 1에서 나타낸 바와 같이 2대의 CWP(No. 1, No. 2) 고압전동기(400 kW, 6.6 kV) 고정자 권선 A, B 및 C상을 삼상 일괄로 결선하고 외부 전원장치에서 교류전압을 정격전압(6.6 kV)까지 인가하면서 절연진단 시험을 수행하였다. 그림 3은 No. 1～No. 2의 고압전동기 고정자 권선에서 절연파괴가 발생할 때까지 교류전류의 변화를 측정하여 나타내었다. 6.6 kV에서 고압전동기 No. 1～No. 2의 교류전류 증가율(ΔI)은 참고문헌⁽⁶⁾에 의해 계산하였다. 이상적인 절연재료에서 교류전압을 증가하면서 전류를 측정하면 직선적으로 비례하여 증가한다. 그러나 실제로 고압전동기 고정자 권선은 어떤 전압 이상에서 전류가 직선적 비례관계를 벗어나면서 증가하게 된다. 이상적인 절연재료는 직선적으로 비례관계를 나타내기 때문에 △I는 거의 0이지만 실제로 고압전동기 고정자 권선에서 측정한 교류전류는 전압증가에 따라 비례관계를 벗어나 어느 정도 증가하는 비율을 나타내었다. 또한, 교류전압에 대해 전류가 이상적인 비례 특성을 보이는 것 같지만 확대해서 직선형 자를 사용하여 0점을 기준으로 실측하면 제1차 전류급증점(Pi1)이 나타나고 다시 제1차 전류 급증점을 기준으로 실측하면 제2차 전류급증점(Pi2)이 나타난다.

고압전동기 성극지수는 1.5이상인 경우에 양호하게 판정한다⁽⁵⁾. 표 2에서 나타낸 바와 같이 고압전동기 No. 1, No. 2의 성극지수는 각각 2.28, 4.23으로 측정되어 양호하게 판정되었다. 6.6 kV 전동기의 경우 △I는 10%이상이면 불량으로 판정하고 있다⁽⁶⁾. 6.6 kV에서 CWP 고압전동기 No. 1, No. 2의 △I는 각각 6.56%, 3.85%로 측정되어 양호한 절연상태를 나타내었다. 또한, 고압전동기 No. 1, No. 2의 제1차 전류급증점(Pi1)이 나타나는 전압은 동일하게 3.0 kV이며, 제2차 전류급증점(Pi2)이 나타나는 전압도 각각 5.0 kV, 4.3 kV를 나타내었다. 발전기와 고압전동기 고정자 권선에서 절연상태의 열화정도가 심할수록 제1차와 제2차 전류급증점이 낮은 전압으로 이동하는 것을 확인할 수 있었다⁽⁷⁾.

교류전압을 6.6 kV까지 인가하는 진단시험을 마치고 다시 교류전압을 1 kV씩 증가하면서 내전압을 인가 중에 CWP 고압전동기 No. 1, No. 2는 각각 8.8 kV와 7.9 kV에서 절연파괴가 발생되었다. 일반적으로 6.6 kV 고압전동기의 절연내력은 2E+1 kV 즉 14.2 kV이상이면 절연상태가 양호하여 운전이 가능하다. 따라서 CWP 고압전동기 No. 1, No. 2는 운전 가능한 전압(14.2 kV)의 0.56∼0.62배 정도의 매우 낮은 절연내력을 갖고 있기 때문에 내전압을 인가하지 않았을 경우에 시운전 혹은 운전 중에 절연파괴가 발생할 확률이 매우 높게 예측되었다.

앞에서 설명한 바와 같이 그림 4는 고압전동기 고정자 권선에서 내전압 인가를 위해 교류전압(voltage : V)을 1 kV씩 증가하면서 커패시턴스(capacitance : C)의 변화를 측정하였다. 그림 4의 커패시턴스-전압 특성 그래프에서 나타낸 바와 같이 고압전동기 No. 1은 커패시턴스가 서서히 증가하는 점의 전압도 3.0 kV 정도로 측정되었다. 그러나 고압전동기 No. 2의 커패시턴스는 1.0 kV에 비해 4.0 kV까지 오히려 서서히 감소하다가 다시 증가하는 지점의 전압도 역시 4.0 kV로 측정되었다. 이러한 커패시턴스-전압 특성은 먼지와 베어링 오일 같은 이물질 유입에 의한 원인으로 분석되었다^(5,8). 표 2에서 나타낸 바와 같이 고압전동기 No. 1은 제1차 전류급증점이 나타나는 전압과 거의 유사하게 분석되었다. 실제로 교류전류는 Ic=2πfCV에 의해 결정되며, 주로 커패시턴스 측정값에 의해 영향을 받기 때문에 상호 관련성이 높다는 것을 확인할 수 있었다. 교류 인가전압 1 kV에서 고압전동기 No. 1과 No. 2의 커패시턴스값은 각각 171.6 nF과 88.36 nF을 나타내었다. 그리고 교류 인가전압 7 kV에서 CWP 고압전동기 No. 1과 No. 2는 각각 188.8 nF과 89.71 nF으로 증가하였다. 교류 인가전압 1 kV와 7 kV에서 커패시턴스값이 No. 1에 비해 No. 2가 대략 2배 작게 측정되었다. 고압전동기 No. 1은 도전성테이프(conductive tape)를 사용해서 고정자 권선을 제작하였고 고압전동기 No. 2는 도전성테이프를 사용하지 않고 재권선을 수행한 것으로 확인되었다⁽⁶⁾. 6.6 kV에서 CWP 고압전동기 No. 1～No. 2의 커패시턴스 증가율(ΔC)은 참고문헌⁽⁸⁾에 의해 계산하였다. 정격전압 6.6 kV에서 고압전동기 No. 1, No. 2의 ΔC는 각각 6.61%, 3.93%로 분석되었다. 따라서 CWP 고압전동기 No. 1, No. 2의 ΔC는 △I(6.56%, 3.85%)와 유사하다는 것을 확인할 수 있었다.

그림 5는 고압전동기 고정자 권선에서 절연진단과 내전압 인가를 위해 교류전압을 1 kV씩 증가하면서 유전정접(tanδ)의 변화를 측정하였다. tanδ-전압 특성 그래프에서 고압전동기 No. 1은 유전정접의 증가점이 3.0 kV이며, 커패시턴스-전압 특성에서 나타낸 바와 같이 No. 2는 인가전압 1 kV～4 kV에서 유전정접이 초기값 10.68%에서 9.07%까지 감소하다가 다시 증가를 시작하여 7 kV에서 13.41%로 측정되었다. No. 2는 유전정접이 전압증가에 따라 초기값에 비해 감소하다가 다시 증가하여 유전정접의 증가점이 역시 4.0 kV를 나타내었다. 이러한 tanδ-전압 특성은 먼지와 베어링 오일 같은 이물질 유입에 의한 원인으로 분석되었다^(5,8). 현재 고압전동기 정격전압에서 절연진단과 내전압 인가결과를 세밀하게 분석함으로서 고정자 권선의 절연열화 상태를 확실하게 판정할 수 있었다. 그리고 발전기 및 고압전동기 고정자 권선에서 절연열화가 진행할수록 유전정접이 증가하는 전압은 낮게 이동한다고 보고하고 있다^(7,8). 6.6 kV에서 CWP 고압전동기 No. 1, No. 2의 유전정접 증가율(Δtanδ)은 참고문헌^(3,5)에 의해 계산하였다. 6.6 kV 고압전동기의 경우 정격전압에서 Δtanδ는 8.5%이상이면 불량으로 판정한다⁽³⁾. 표 3에 나타낸 바와 같이 정격전압에서 CWP 고압전동기 No. 1, No. 2의 Δtanδ는 각각 4.18%, 6.73%로 측정되었으며, 고압전동기 2대 모두 Δtanδ가 8.5%이하로 측정되어 절연상태가 양호하게 평가되었다.

그림 3～그림 5에서 나타낸 바와 같이 교류전류, 커패시턴스 및 유전정접의 특성을 비교해보면 No. 1～No. 2는 전압 증가에 따라 그래프 패턴의 일치성을 갖고 있다. 표 2에 나타낸 바와 같이 그림 1을 근거로 측정된 제1차 전류급증점이 나타나는 전압은 3.0 kV로 측정되었고 그림 4와 그림 5를 비교해 볼 때 커패시턴스와 유전정접이 각각 3.0 kV에서 서서히 증하고 있다. 따라서 교류전류, 커패시턴스 및 유전정접과 전압 사이의 특성을 비교해 볼 때 상호 연관성이 있는 것으로 판단할 수 있었다.

표 4에서 나타낸 바와 같이 고압전동기 고정자 권선에서 삼상 일괄로 교류전압을 인가하면서 부분방전 크기, 외부 노이즈 및 부분방전 개시전압을 측정하였다. 고압전동기 상전압(3.81 kV), 상전압의 1.25배(4.76 kV), 6.0 kV 및 정격전압(6.6 kV)에서 부분방전 크기를 측정하였다. 외부 노이즈가 100～990 pC으로 측정되었으며, 외부노이즈를 기준으로 해서 부분방전 크기가 1,000 pC이상으로 나타날 때 전압을 부분방전 개시전압(partial discharge inception voltage : PDIV)이라 한다. CWP 고압전동기 No. 1, No. 2의 부분방전 개시전압은 각각 2.7 kV, 2.8 kV 이며, 상전압에서 부분방전 크기는 각각 5,700 pC, 3,400 pC으로 측정되었다.

그림 6(a)～(b)는 고압전동기 No. 1의 상전압(3.81 kV)과 상전압의 1.25배 즉 4.76 kV에서 부분방전 크기와 패턴을 나타내었다. 부분방전 패턴은 2대 모두 주절연물 내부에 공극이 존재하는 내부방전을 나타내었다⁽¹⁰⁾. 그림 4와 그림 5에서 나타낸 바와 같이 유전정접과 커패시턴스가 3.0 kV에서 서서히 증가하고 있기 때문에 부분방전 개시전압도 이 부분에서 발생될 것으로 예측할 수 있었다. 실제적으로 현장에서 측정한 부분방전 개시전압은 표 4에 나타낸 바와 같이 2.7～2.8 kV에서 발생되었다. 다시 말하면 커패시턴스-전압과 tanδ-전압 특성에서 커패시턴스와 tanδ가 서서히 증가하는 전압이 부분방전 개시전압과 거의 일치하는 것을 확인할 수 있었다. 이 전압은 다시 그림 3의 교류전류-전압 특성에서 교류전류의 제1차 전류급증점을 나타내는 전압과도 일치한다. 따라서 고압전동기 고정자 권선에서 절연상태가 양호하면, 유전정접의 급증점, 제1차 전류급증점 및 부분방전 개시전압 등이 높은 전압으로 이동하고 절연파괴 자체도 높은 전압에서 발생되는 것을 확인할 수 있었다^(7,8).

그림 7은 CWP 고압전동기 No. 1, No. 2의 부분방전 크기-전압 특성을 나타내었으며, 상전압(3.81 kV)에서 고압전동기 No. 1, No. 2의 부분방전 크기가 각각 5,700 pC, 3,400 pC으로 측정되었다. CWP 고압전동기 No. 1은 No. 2에 비해 상전압에서 높고 4.76 kV에서 부터 6.6 kV까지는 No. 2가 훨씬 높게 측정되었다. 6.6 kV 전동기는 4.76 kV에서 부분방전 크기가 10,000 pC이하는 양호하게 판정하고 있다⁽³⁾. 고압전동기 상전압의 1.25배 즉 4.76 kV에서 No. 1의 부분방전 크기가 6,200 pC을 나타내었으며, 10,000 pC이하로 측정되어 절연상태가 양호하게 판정되었다. 그러나 고압전동기 상전압의 1.25배 즉 4.76 kV에서 No. 2의 부분방전 크기가 10,500 pC이며, 10,000 pC이상으로 측정되어 절연상태가 요주의로 판정되었다.

표 5는 CWP 고압전동기 No. 1, No. 2의 제1차 전류급증점이 나타나는 전압, 커패시턴스와 유전정접이 급증하는 전압, 부분방전 개시전압 및 제2차 전류급증점이 나타나는 전압 등을 나타내었다. 고압전동기 No. 1의 제1차 전류급증점이 나타나는 전압은 3.0 kV, 커패시턴스 급증 전압은 3.0 kV, 유전정접 급증전압도 3.0 kV이고, 부분방전 개시전압은 2.7 kV를 나타내었다. 따라서 CWP 고압전동기 No. 1의 제1차 전류급증점이 나타나는 전압, 커패시턴스 급증전압, 유전정접 급증전압 및 부분방전 개시전압을 분석한 결과 유사하게 나타내었다. 고압전동기 No. 2의 제1차 전류급증점이 나타나는 전압은 3.0 kV, 부분방전 개시전압은 2.8 kV를 나타내었다. 정격전압 6.6 kV까지 절연진단 결과 고압전동기 No. 1의 교류전류, 유전정접 및 부분방전 크기가 모두 양호하였으나 절연파괴전압은 다른 전동기에 비해 낮은 8.8 kV를 나타내었다⁽⁸⁾. 또한, 고압전동기 No. 2의 교류전류와 유전정접은 양호하고 부분방전 크기가 요주의로 분석되었으며, 절연파괴전압은 7.9 kV를 나타내었다. 따라서 CWP 고압전동기 No. 1, No. 2의 절연파괴전압은 정격전압 6.6 kV의 1.20～1.33배로 매우 낮게 측정되었으며, 재권선을 마치고 10년 이상 동안 해수계통에서 운전환경으로 인한 절연특성으로 해석할 수 있었다. CWP 고압전동기 No. 1, No. 2의 제1, 2차 전류급증점이 유사하게 측정된 다른 고압전동기의 절연파괴전압도 13.8∼16.6 kV로 높게 측정되었다⁽⁸⁾. 그림 8에 나타낸 바와 같이 2대의 고압전동기 고정자 권선은 슬롯단부에서 절연파괴가 발생하였다. 고압전동기 혹은 발전기와 같은 고압회전기 고정자 권선의 슬롯단부가 전기적 및 기계적 응력이 집중되어 70%～80%의 절연파괴가 슬롯단부에서 발생하고 있다^(10,11).

CWP 고압전동기 No. 2가 No. 1에 비해 절연파괴전압이 낮은 것은 제2차 전류급증점이 4.3 kV로 낮고 4.76 kV에서 부분방전 크기가 요주의 상태로 평가된 결과와 직접적인 연관성이 있다는 것을 확인할 수 있었다. 그리고 유전정접값도 7 kV에서 13.41%로 높게 측정되어 절연열화가 더 심하게 진행된 것으로 판명되었다. Δtanδ가 양호하여도 정격전압에서 유전정접값이 13.0% 이상으로 측정되면 주의하여 운전할 필요가 있음을 확인할 수 있었다. CWP 고압전동기 No. 1, No. 2는 정격전압 6.6 kV에서 절연진단만 수행하고 내전압을 인가하지 않은 경우에 운전 중에 절연파괴가 발생할 수 있다. 따라서 적기에 내전압을 인가하여 고압전동기 고정자 권선의 절연열화 상태를 사전에 확인하고 예측정비를 수행함으로써 운전 중에 발생할 수 있는 절연파괴 사고를 예방하는 좋은 기회가 되었다.

앞에서 설명한 바와 같이 400 kW CWP 고압전동기 No. 1은 교류전류, 유전정접 및 부분방전 크기가 모두 양호하였으나 절연파괴전압은 8.8 kV이며, No. 2는 교류전류와 유전정접은 양호하지만 부분방전 크기가 요주의로 판정됨에 따라 절연파괴전압은 7.9 kV를 나타내었다. 그리고 No. 2는 유전정접이 1 kV에서 10.68%로 시작하여 7 kV에서 13.41%로 No. 1에 비해 높게 측정되었으며, 이러한 tanδ-전압 특성은 먼지와 베어링 오일 같은 이물질 유입에 의한 원인으로 분석할 수 있었다. 따라서 현재 운전 중인 나머지 7대의 400 kW CWP 고압전동기 고정자 권선에서 절연진단을 수행하고 측정된 데이터를 세밀하게 검토하여 재권선을 판정함으로써 사전에 절연파괴 사고를 예방하고자 한다. 그래야만 현재 운전 중인 나머지 400 kW CWP 고압전동기의 운전 신뢰성을 향상시킬 수 있다.

3.2 650 kW CWP

표 1은 화력발전소에서 8년 동안 운전된 순환수 펌프(CWP) 고압전동기(650kW, 6.6 kV) 정격을 나타내었다. 고압전동기는 하부 베어링이 분리된 상태이며, 전날 밤 9시까지 비가 내려서 스페이스 히터(space heater)를 켜놓았다. 다음날은 날씨가 맑아서 오전 9시에 절연진단 시험을 수행한 결과 흡습된 상태로 분석되었다. 그래서 오전동안 스페이스 히터를 사용하여 건조하고 오후 1시에 재진단을 시행하였다. 표 6에서 나타낸 바와 같이 고압전동기 고정자 권선의 흡습과 건조한 상태에서 절연저항값은 각각 6.79㏁, 28.6GΩ이며, 성극지수는 각각 2.34, 3.16으로 측정되었다. 그림 9는 고압전동기를 삼상 일괄로 교류전압을 6.6 kV까지 증가하면서 전류의 변화를 측정하여 나타내었다. 교류전류-전압 특성 그래프에서 알 수 있는 바와 같이 흡습과 건조한 상태에서 차이를 보이고 있다. 흡습상태에서 교류전류가 건조한 상태에 비해 높게 측정되었다. 6.6 kV 고압전동기의 판정기준을 적용하기 위해 정격전압인 6.6 kV에서 측정한 데이터를 근거로 △I를 계산하였다. 표 6에 나타낸 바와 같이 6.6 kV에서 고압전동기 흡습과 건조한 상태의 △I는 각각 -3.50%, 0.48%이다. 6.6 kV 고압전동기의 경우 △I는 10%이상이면 불량으로 판정하고 있으며, 건조한 상태에서 △I가 0.48%로 측정되어 매우 양호한 절연상태를 나타내었다⁽⁶⁾.

그림 10은 고압전동기 고정자 권선을 삼상 일괄로 연결하고 교류전압을 정격전압인 6.6 kV까지 증가했다가 다시 0.95 kV까지 감소하면서 흡습상태(CWP-Damp)와 건조한 상태(CWP- Dry)에서 유전정접(dissipation factor, tanδ)의 변화를 측정하였다. 흡습상태(CWP-Damp)의 tanδ-전압 특성에서 알 수 있는 바와 같이 전압 증가에 따라 약간씩 증가하다가 4.76 kV를 정점으로 해서 다시 6.6 kV까지 약간 감소하였다. 그리고 정격전압 6.6 kV에서 인가전압을 감소함에 따라 3.81 kV까지 감소하다가 다시 3.81 kV에서부터 0.95 kV까지 약간 증가하였다. 이러한 유전정접-전압 특성을 갖는 것은 전형적으로 고압전동기 고정자 권선이 흡습된 상태를 나타내었다⁽¹²⁾. 흡습된 고압전동기 고정자 권선을 건조시킨 후(CWP-Dry)에 교류전압을 6.6 kV까지 증가시키면서 유전정접을 측정한 결과 현저하게 감소하였다. 이와 같이 건조한 상태는 정격전압인 6.6 kV까지 증가했다가 다시 0.95 kV까지 감소하여도 거의 동일한 유전정접-전압 특성을 갖고 있다⁽¹²⁾. 따라서 흡습상태와 건조한 상태의 Δtanδ는 각각 0.25%, 0.47%를 나타내었다.

그림 11은 CWP에 교류전압을 6.6 kV까지 증가하면서 흡습된 상태와 건조한 상태에서 커패시턴스의 변화를 측정하였다. 6.6 kV에서 흡습된 상태와 건조한 상태의 ΔC는 각각 –3.70%, 0.58%를 나타내었으며, 그 값이 ΔI와 유사성을 확인할 수 있었다. 일반적으로 고압전동기 고정자 권선이 흡습되어 커패시턴스가 증가하면 tanδ값이 증가하는 것을 그림 10과 그림 11을 비교함으로서 확인이 가능하다. 흡습된 상태와 건조한 상태의 커패시턴스-전압 특성을 비교한 결과 차이점을 확인하였으며, 건조한 상태의 커패시턴스-전압 특성이 전형적인 패턴임을 알 수 있었다.

앞에서 설명한 바와 같이 고압전동기 고정자 권선의 절연재료가 흡습하면 물의 유전율이 높아지기 때문에 건전한 상태에 비해 흡습상태에서 교류전류, tanδ 및 커패시턴스가 증가하였다. 정지 중에 650 kW CWP 고압전동기 고정자 권선에서 교류전류, 유전정접 및 커패시턴스를 측정하여 흡습된 상태와 건조한 상태의 시험결과를 세밀하게 비교 분석함으로써 절연열화와 차별성을 확인할 수 있었다. 흡습된 상태의 고압전동기 고정자 권선에서 절연진단 결과를 잘 못 분석함으로써 절연열화로 오진하여 재권선 판정을 방지할 수 있도록 명확한 결과를 제시하였다. 오진으로 인해서 고압전동기 재권선을 판정하면, 정비기간이 거의 한달 정도 시간이 필요하고 정격용량에 따라 비용이 다르지만 수천만원에서 수억원이 소요된다.