2.1 발전소 소내 전원 구성

소내 전원계통은 발전소에서 사용하는 전력을 공급해 주는 전기설비이며 발전기가 전력을 생산할 때 발전기 전력을 소내 전원으로 사용하고 발전기가 정지하면 송전선로에서 수전한 전력을 사용한다. 소내 전원은 각종 펌프, 팬, 공기압축기 등의 기계 설비를 구동하는 전동기에 전원을 공급하는 용도가 대부분을 차지하며 그 외에 조명, 제어 전원 등으로도 사용한다. 고장이 발생한 발전소는 주변압기 고압 측은 154㎸ 계통과 연계되었고 저압 측은 30㎸ 발전기와 보조변압기의 고압 측에 연결되어 소내 전원을 공급한다. 기동변압기는 주변압기와 보조변압기 고장이나 점검을 대비하여 설치되어 있고 보조변압기와 병렬로 소내전원을 공급하는 예비전원이다. 따라서, 기동변압기는 평상시에는 무부하 운전하고 있다.

그림 1과 같이 154㎸ GIS로는 송전선로를 통해 전력을 공급받고 있으며 주변압기와 보조변압기를 통해 11㎸ 모선(1SW01∼04), 480V 계통(1LC01 등)을 가압하고 있다. 주요 보조기기로는 순환수펌프(CWP), 압입송풍기(FDF), 유인송풍기(CIDF), 보일러급수펌프(BFP-M), 공기압축기(Air Comp) 등 11㎸ 특고압 전동기가 있으며 480V 전동기에는 480V 저압차단기반(LC)에서 특고압 11㎸를 저압 480V로 변환하여 전력을 공급한다.

154㎸ GIS 계통은 발전기에서 생산한 전력을 송전하거나 발전소에서 전력을 수전하는 역할을 하며, 주변압기 고압 측과 기동변압기 고압 측에 연결되었고 변압기에 문제가 발생하면 154㎸ 차단기가 개방된다. 또한, 주변압기와는 가스절연모선(GIB)를 통해, 기동변압기와는 가교폴리에틸렌절연전력케이블(TFR-CV)을 통해 연결하여 지하 전력구에 설치되었다.

그림 1. 소내 전원 간략도

Fig. 1. On-site power configuration diagram

그림 2. 발전소 변압기 설치 구성도

Fig. 2. Power plant transformer installation diagram

2.2 기본 이론

발전소 전력설비 전원은 3상으로 설치되어 있다. 이 중 한상에 분리된 상태를 결상이라고 하고 역상계전기(negative pahse relay)로 보호한다. 결상이 발생하면 전압과 전류에 불균형이 발생하며 부하에 미치는 영향은 아래와 같다. 변압기 저부하 시 결상이 발생하면 누설자속량이 적고 전압불평형률도 적어 감시가 쉽지 않다^[1].

2.3 고장설비 동작 이력 분석

고장 당시 소내 전원은 주변압기-보조변압기를 통해 11㎸ 모선에 전력을 공급받고 있었고 기동변압기는 무부하 상태였다. 2021년 2월 15일 6시 37분 압입송풍기(FDF-B)를 기동하자 전동기가 정지되고 기동변압기가 정전되었다. 현장 점검 후 특이점이 발견되지 않아 11시 41분 유인송풍기(CIDF-B)를 기동하면서 각 11㎸ 모선에 연결된 대용량 전동기 6대 모두 동시에 정지되었다.

압입송풍기(FDF-B)를 기동 시 발생한 고장은 전동기 상불평형계전기(46)가 동작하였으며 동시에 기동변압기는 지락과전류계전기(51NH) 동작 및 폐쇄계전기(86T) 동작으로 정지되었다.

두 번째 고장인 유인송풍기(CIDF-B) 기동 시 발생한 고장은 1SW01 모선에 연결된 순환수펌프(CWP-A), 1SW02 모선에 연결된 유인송풍기(CIDF-A)와 압입송풍기(FDF-A), 1SW03 모선에 연결된 보일러급수펌프(BFP-M)와 순환수펌프(CWP-C), 그리고 1SW04 모선에 연결된 유인송풍기(CIDF-B)와 순환수펌프(CWP-D) 등 인근 모선에 접속되어 있는 대용량 전동기 6대가 동시에 상불평형계전기(46) 동작으로 정지되었다.

첫 번째 고장설비인 압입송풍기(FDF-B) 구동용 특고압 전동기 원격 절연저항 측정결과 170㏁으로 결상의 흔적은 발견되지 않았다. 전동기 분리 후 2,500V DC 시험전압을 인가하고 절연저항 측정결과 2,780㏁으로 매우 건전하였으며 ,전동기의 선간 저항도 A-B 상간 601.9mΩ, B-C 상간 602.8mΩ, C-A 상간 601.4mΩ으로 양호하여 전동기의 건전성을 확인하였다.

전동기의 상불평형계전기(46)는 역상전류(I2)가 정격전류의 15% 이상이고 2초간 유지되면 동작되도록 설정되어 보호계전기 동작을 확인하였다.

전동기 정지 시 고장전류값을 보호계전기에서 확인하여 아래의 수식을 사용하여 역상전류(I2)를 계산한 결과 66A로 상불평형계전기의 정정값(27.65A)보다 높아서 보호계전기가 정동작하였음을 확인하였다.

기동변압기 정지 상태에서 점검한 결과 과열된 지점이나 문제가 될 만한 흔적은 발견되지 않았다. 무부하 운전 상태인 기동변압기의 비율차동계전기는 동작하지 않았으며(계기용 변류기 오차, 변압기 여자전류에 의한 오차, 계전기 오차 및 여유분을 고려하여 오프셋 20% 부하 이하에서는 동작하지 않음) 온라인 절연유 유중가스 감시장치로 변압기 절연유 상태를 분석한 결과 모두 기준치 이내로 양호하였다.

기동변압기 보호계전기에 기록된 동작값을 분석한 결과 실제 지락전류는 123.9A로 2초 후에 154㎸ 차단기가 정동작(기동변압기의 지락 과전류 계전기(51NH) 1차 정격전류의 30%인 120A, 시간지연 2초로 설정) 개방되었다.

지락전류는 각 상에서 중성점으로 흐르고 중성선에 있는 계기용 변류기의 극성으로 인해 180° 위상 차이가 발생하는 것도 확인하였다. 2차 기동 시 8,500㎾ 대용량 유인송풍기(CIDF-B) 기동 시점에서 6대가 동시에 상불평형계전기(46)로 정지된 것으로 보아 11㎸ 4개 모선 전압에 영향을 줄 수 있는 설비는 154㎸ 주변압기 계통에서 이번 고장의 원인이 있음을 유추할 수 있었다. 전동기의 상불평형계전기(46)는 역상전류(I2)가 정격전류의 15% 이상이고 2초 간 유지되면 동작한다. 표 4의 3상 전류를 이용하여 역상전류(I2)를 계산결과 54.6A로 전동기의 보호계전기 동작은 정동작임을 확인하였다.

고장 이후의 주변압기 전류를 확인하였더니 표 5와 같았고 그림 3에 계기용 변류기의 설치 위치를 결선도로 도식화 하였다.

그림 3. 주변압기 계기용 변류기(Current Transformer) 위치

Fig. 3. Main TR CT location

이동용 전류계(Hook on Meter)를 이용하여 154㎸ 주변압기의 접지선 전류가 144A까지 상승하는 것을 측정하였고 154㎸ 송전선로의 전압불평형 확인 결과 표 6과 같이 양호함을 확인하였다.

2.4 고장 분석 및 고찰

계기용 변류기와 이동식 전류계(Hook On Meter)를 이용하여 154㎸ 계통 전류값 확인결과 B상 전류가 ‘0’임을 확인하여(A상, C상의 전류는 정상 지시됨) B상 단선을 의심하였고, 주변압기에서 154㎸ GIS까지 연결된 가스절연모선(GIB)을 집중 점검하였다.

주변압기를 현장 확인결과 B상 주변압기가 A상, C상 주변압기보다 권선온도가 지시되었고 이음도 적게 들렸다. 변압기의 내부 철심이 여자되면서 들리는 전자기력이 B상에서는 A상, C상 보다 적게 들려 B상 단선되었음을 추정할 수 있었다. 주변압기의 지락 과전류 계전기(51N)의 정정값은 1차 정격전류의 30%인 1,360A에 시간지연 2초로 설정되어 경보로만 사용하고 있으며 실제 중성점으로 흐르는 지락 전류는 173.65A∠51°로 기록되었다.

주변압기 B상의 단선을 확신하고 발전소 시운전을 지속하기 위해 기동변압기를 가압하고 소내 전원을 절체하면서 변압기 중성선을 통해 흐르는 지락전류를 이동식 전류계(Hook On Meter)로 직접 측정하였다. 주변압기와 보조변압기를 통해 4개의 11㎸ 모선에 전원을 공급하던 것을 순차적으로 기동변압기로 절체하면서 지락전류를 측정하였더니 표 7과 같이 보조변압기의 불평형 부하가 줄어들면서 지락전류도 점차 감소하는 것을 확인할 수 있었다. 11㎸ 모선의 부하에서 대용량 전동기는 대부분 정지된 상태에서 절체했으며 각 모선의 부하전류가 기동변압기로 절환되면서 주변압기와 보조변압기를 통한 전력 공급량이 줄어들어 불평형 전류도 감소하였고 이에 무부하 상태인 기동변압기 지락전류도 감소한 것이다.

먼저, Y-Δ 변압기의 1차(Y) 측 1상 단선이 발생하면 2차(Δ) 측에는 3상 전압과 전류가 공급되며 저부하에서는 거의 3상 평형을 이루고 있다는 것이 증명되었다. 발전소에 설치된 주변압기 1차 측은 중성점이 직접 접지되었다는 걸 추가하여 그림 3을 수정하고 표 5의 실측된 전류를 덧붙여서 주변압기의 2차 측 전류와 전압을 비교해 보고자 한다. Yg-Δ 변압기의 1차(Yg) 측 단선 시 2차(Δ)측에 3상 전압 및 3상 전류가 공급되나 전류불평형이 발생한다. 전압 및 전류 불평형은 Δ측 부하의 크기에 따라 변하며^[2], 본 논문의 실 사례에서도 대용량 전동기 부하를 기동하면서 발생한 대전류로 인해 인근 전력계통의 전류불평형률이 증가했음을 확인하였다.

주변압기 1차측 1선 단선 시 단선된 B상 2차측에는 정상상태와 유사한 선간전압이 형성되어 부하에 정격전력을 공급한다. 그림 4와 같이 계통에서 공급 중인 1차(Yg)측 B상 전압(VBN)과 같은 크기의 재생전압(Recreated Voltage, Vwb)이 2차(Δ)측 권선에 발생하여 3상 전압이 주변압기 양측 권선에 형성된다.

단선이 발생한 B상 권선은 전압이 형성되나 전력 이동에는 관여하지 않는다. 표 8과 같이 고장 시 주변압기 2차측(Δ) 전압이 3상 평형을 유지하고 있음이 기록되었다.

주변압기 1차측 1상이 단선되어도 2차측에 공급되는 부하전류 (Ia′, Ib′, Ic′)는 그림 5와 같이 불평형이 발생하기는 하나 3상 공급이 가능하다. 1차측 권선의 경우 단선된 B상에는 전류가 흐르지 않고, 건전한 A, C상에 정상 시 보다 약 50% 증가된 전류가 흐르며 전류불평형으로 인해 변압기 중성점에 A, C상 전류의 벡터합 전류가 흐른다.

그림 4. 주변압기 1차측 1상 단선상태에서 3상 전압발생도

Fig. 4. 3-phase Voltage in 1-phase disconnection Main TR

그림 5. 주변압기 1차측 1상 단선상태에서 전류흐름도

Fig. 5. Current flow in 1-phase disconnection Main TR

고장 시 주변압기 1차측 권선에 흐른 전류 실측값을 그림 5의 전류흐름을 바탕으로 그림 6과 같이 벡터도로 표현하였다. 주변압기 1차측에서 B상이 단선되었을 때 중성선 전류 IN은 IA와 IC의 벡터합으로 표현되고^[2] 계산된 지락전류 값인 169.57∠49.4°는 실측된 174∠51°와 크게 다르지 않다고 판단된다.

그림 6. 주변압기 1차 건전상(A,C)및 중성선 전류벡터(실측값)

Fig. 6. Main TR hige voltage side current vector

이번에는 주변압기의 2차측 부하전류(Ia′, Ib′, Ic′)를 계산해 보면 주변압기 2차측 B상 권선에는 전류가 흐르지 않았으며, 부하전류(Ia′, Ib′, Ic′)는 3상 전류가 아래와 같이 공급되었다. 주변압기 2차측 권선전류는 Ia, Ib, Ic로 표현하였다.

위 식을 벡터도로 표현하면 그림 7과 같이 주변압기 1차측 1상 단선에도 불구하고 주변압기 2차측에는 3상 전류 공급이 가능하고 대용량 특고압전동기를 기동에 의한 부하전류가 커지면서 전류불평형률이 증가하여 전동기 보호를 위한 상불평형 보호계전기가 동작하기 전까지 가압상태를 유지하였다.

그림 7. 주변압기 2차측 권선전류 및 부하전류 벡터도

Fig. 7. Main TR secondary winding current and load current vector

따라서 주변압기 2차측 부하전류(Ia′, Ib′, Ic′)와 표 8의 주변압기 2차측 권선전압을 종합해 보면 주변압기 저압 측에는 고압측의 1상 단선에도 불구하고 표 9와 같이 평형상태의 3상 전원이 공급될 수 있다.

상전압으로 표기된 전압의 크기뿐만 아니라 각 상의 위상도 거의 평형을 이룬다고 볼 수 있다. 주변압기 B상 단선으로 인해 고압측은 V 결선으로 운전되었고 저압측은 Ibc는 흐르지 않지만, 보조변압기 고압측 전압이 3상 평형을 이룬점으로 비추어 보면 부하전류가 적은 상태에서는 일정 수준의 평형 상태가 이뤄지고 있다.

그림 8. 주변압기와 보조변압기 결선도

Fig. 8. M-TR and SSTR diagram

전압불평형률에 대한 우리나라의 기준은 명확하게 규정된 것은 없지만 NEMA 규격은 전동기 단자에서의 전압불평형률을 ±1% 이하로 권장하고 IEC 규격은 역상분, 영상분 전압을 정상분의 ±2% 이하로 권장하고 있다^[3]. 그래서 이번 기회에 상불평형계전기 동작원인이 전압불평형률에 의한 것인지 확인하고 전동기에 미치는 전압불평형과 전류불평형의 관계를 고찰해 보고자 한다. 순환수펌프 구동용 전동기가 정지될 당시의 전압과 전류를 나타낸 표 4를 기준으로 정상분(V1, I1)과 역상분(V2, I2)을 구하였다

전류불평형률(28.2%)은 전압불평형률(5.4%)에 비해 약 5.3배에 해당하므로 전동기의 전류불평형은 전압불평형에 기인한다는 내용이 검증한 셈이다. 전류불평형의 원인에서 가장 큰 원인은 전압불평형이라고 하지만 구체적으로 어느 정도 영향을 미치는지 몰랐는데 이번 기회에 명확히 알 수 있었다.

다음은 기동변압기에 미치는 전류불평형과 전압불평형의 관계이다. 주변압기 B상 단선으로 인해 주변압기에는 전류불평형이 발생하고 있을 때의 전류와 주변압기 고압 측, 154㎸에서의 상전압은 표 10과 같다. 표 10과 표 6의 차이점은 대용량 전동기 6대 운전에 따른 부하전류의 크기 차이이다.

주변압기 B상 단선으로 인해 전류불평형이 발생하였고 이로인해 154㎸ 계통에 전압불평형을 유발하면서 기동변압기에는 전류가 불평형되면서 지락전류가 만들어졌다. 주변압기의 부하전류가 커지면서 불평형이 확대되었고 이에 따라 기동변압기에도 지락전류가 커지면서 지락과전류계전기(51NH)가 동작하여 정전되었다.

이는 4개의 11㎸ 모선으로 이뤄진 소내전원을 절체하면서 주변압기의 부하전류가 줄어들었고, 실제 주변압기의 지락전류가 감소하여 동시에 기동변압기의 지락전류도 감소하는 걸 확인하였다. 여기서 전류불평형의 원인은 주로 전압불평형이라고 하지만 거꾸로 전압불평형의 원인을 전류불평형에서 찾는 것도 하나의 해법이 될 수 있다. 아쉬운 점은 고장 당시의 전압 위상이 기록되지 않아서 불평형 전류로 인한 전압불평형이 어느 정도 영향을 미치는지 확인하지 못했다는 사실이다.

2.5 복구 조치

주변압기 B상 도통 시험으로 단선을 확신하였고 고장지점을 확인하기 위해 고장발생 2주 전에 육불화황 가스 누기로 인해 가스절연모선의 스페이서 교체한 지점을 타겟으로 가스절연모선(Gas Insulation Bus) 점검구 2곳을 개방하여 그림 9와 같이 도체가 심각하게 손상된 것을 확인하였다. 육불화황(SF6) 가스가 아크열로 인해 가스절연모선 내부에서 해리되면서 황(S) 성분이 하얀 분말처럼 퍼져 있었고 달걀 썩는 냄새가 나는 것도 확인하였다. 접촉 면적을 늘리기 위해 개선된 제품으로 복구하였다.

그림 9. 주변압기 고압측 가스절연모선 고장 개소

Fig. 9. Main TR high voltage GIB fault point

2.6 해외발전소 고장사례 비교

EPRI 보고서-1026484 “Development and Analysis of an Open-Phase Detection Scheme”에는 미국의 원자력 발전소에서 소내 변압기의 1상이 개방된 사례를 소개하고 있고, 고장 데이터를 EMTP-RV 시뮬레이션 프로그램으로 분석하여 상불평형, 대용량 전동기 기동시 문제점 등을 확인할 수 있었다^[5]. 우선 결론을 먼저 거론하자면 다음과 같다.

그리고 부하가 많이 걸린 경우의 불평형율은 아래와 같이 전압불평형률 22.02%에서 전류불평형률 53.7%로 증가시킨 것을 확인할 수 있다.

주목할만한 점은 논문 소개 사례처럼 고장 시 결상 전압이 떨어진다는 사실이다. 시뮬레이션에서는 선간전압으로 표현했으나 A상 결상에 따라 Vab 전압이 상당히 많이 낮아졌다는 것을 알 수 있다.

표 12는 이번 사례에서 CWP-D를 기동하면서 11㎸ 모선에 걸린 상전압을 표현한 것이다. 외국 사례와 우리 발전소의 단순 직접 비교는 어렵더라도 결상된 곳의 전압강하가 뚜렷하였다는 것은 확인할 수 있었다.

반면에 부하가 적은 경우에는 전류불평형률이 7%에 지나지 않았으며 전압불평형률은 2.5% 뿐이었다. 또한 전압강하 현상도 거의 일어나지 않았다. 이 결과로 비추어 보면 우리 발전소에서 대용량 전동기가 아닌 일반 전동기를 기동했을 때는 전혀 문제를 일으키지 않았음을 유추할 수 있다.

대용량 전동기를 결상 상태에서 기동하는 경우에는 해당 모선에 전동기 부하가 어느 정도인지에 따라 다르지만 전동기 부하가 전혀 없는 경우에는 모선의 전압강하로 인해 기동시간이 3배 정도 길어졌다. 시뮬레이션의 내용은 80% 전압강하를 기준하면 기동시간이 2.9배 증가하는 것으로 나왔다. 또한 전동기 부하가 있는 경우에는 정격속도까지 승속되지 못하는 결과를 초래했다.