KR101423191B1 - 실시간 발전기 공급능력 산정 방법 - Google Patents

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Abstract

본 발명은 실시간 발전기 공급능력 산정 방법에 관한 것으로서, 보다 구체적으로 설명하면, 계통병입(系統竝入, Parallel In, Synchronizing) 신호를 활용하여 공급능력의 유무를 판단하고, 대기온도, 대기압력, 습도, 압축기 동익 오염도 등을 실측한 후, 발전기의 공급능력을 실시간으로 산정하는 방법에 관한 것이다.

Description

실시간 발전기 공급능력 산정 방법 {CALCULATION METHOD OF GENERATOR'S REAL TIME SUPPLY CAPACITY}
본 발명은 실시간 발전기 공급능력(전기생산능력) 산정 방법에 관한 것으로서, 보다 구체적으로, 계통병입(系統竝入, Parallel In, Synchronizing) 신호를 활용하여 전기 공급능력의 유무를 판단하고, 대기온도, 대기압력, 습도, 압축기 동익 오염도 등을 실측한 후, 발전기의 전기 공급능력을 실시간으로 산정하는 방법에 관한 것이다.
전력 수요관리에 있어서 복합화력 가스터빈 발전기의 공급능력산정은 발전사업자가 하루 전 기상청 일기예보(온도) 및 발전기 상태를 참고하여 그 발전기의 전기 공급능력을 예측하고 전력거래소에 입찰한 발전양을 기준으로 한다.
그러나, 하루 전에 예측한 현재의 수요관리 시스템에서는 발전기 공급능력 예측의 신뢰도가 매우 낮을 수 밖에 없으며, 기상청 일기예보(온도)의 오차가 크면 클수록 공기 밀도에 큰 영향을 받는 가스터빈 발전기의 특성상 예측 공급능력의 정확도가 떨어질 수 밖에 없다. 이로 인하여 2011년 9월 15일 입찰한 예측 공급능력이 실제 공급능력보다 1,170MW 만큼 적어서 전국 순환정전이라는 커다란 사회적 문제를 야기시켜 국민 생활에 막대한 지장을 초래하였다.
복합화력 가스터빈은 대기온도에 의해 출력이 크게 영향을 받는데 그 이유는 공기의 밀도 때문이다. 대기온도가 상승하면 공기밀도가 낮아져서 출력이 저하되는데 온도 1℃ 상승에 출력은 약 0.7% ~ 1.0% 정도 저하되는 것으로 나타났다.
전력거래소와의 전력거래는 하루 전에 입찰을 하여야 되는데 대기온도 변동에 따른 발전기 공급능력(출력)을 기상청 일기예보 최고온도, 중간온도, 최저온도로 반영하여 입찰한 전력량을 공급예비력으로 산정함으로 일기예보의 오차 및 시간별 온도변화, 입찰자의 주관이 반영되어 정확도가 낮다.
상기의 문제점을 파악하기 위하여, 복합화력 발전과 발전기 대해 좀더 상세히 설명하면, 다음과 같다.
복합화력(複合火力, Combined cycle thermal power plant)이란 에너지(발전연료)의 연소과정에서 발생하는 가스를 이용하여 가스터빈을 구동하는 발전과정(1차 발전)을 거친 뒤, 가스터빈에서 배출되는 폐열을 이용하여 보일러를 가열하고, 여기에서 발생되는 증기를 이용하여 다시 발전(2차 발전)하는 화력발전 방식을 말한다. 좀더 상세히 설명하면 열효율 향상을 위해 두 종류의 열사이클을 조합하여 발전하는 것을 말한다. 1차적으로 가스터빈 사이클인 브라이톤 사이클(Brayton Cycle)을 이용하여 발전을 하고, 2차적으로 가스터빈으로부터 대기 중으로 배출되는 배기가스(500℃ 이상)에 남아있는 많은 열량의 일부를 회수하기 위한 방안으로 배기가스를 배열회수보일러(HRSG : Heat Recovery Steam Generator)로 보내 증기를 생산하여 증기터빈(랜킨 사이클 : Rankine Cycle)을 돌려 발전하는 방식이다. 복합화력 발전의 전체 개략도는 도 1에 도시되어 있다.
먼저 복합화력 발전기의 가스터빈 열효율에 대하여 알아보면, 가스터빈의 기본 사이클인 브라이톤 사이클(Brayton Cycle)은 압축기에서 공기를 흡입압축하여 연소기에 보내어 연소기에서 연료와 함께 연소에 의해 일정 온도까지 가열한 후 이를 터빈에 유입, 팽창시켜 일을 얻고 얻어진 일의 일부를 압축기 구동에 사용하고 나머지를 동력발생에 이용하는 원동소로서 T-S 선도로 표시하면 도 2와 같다.
도 2에서 1~2 과정은 대기압 P1을 압축기에서 P2로 단열압축하는 과정(단열압축)하는 과정이며, 2~3 과정은 연료를 연소기에 공급하여(Q1)이 일정압력으로 연소하는 과정(정압가열)이며, 3~4 과정은 터빈에서 단열팽창하는 과정(단열팽창)이며, 4~1 과정은 압력 P1으로 터빈을 나온 배기가스(Q2)가 대기로 방출되는 과정(정압방열)이다. 좀더 구체적으로 브라이톤 사이클(Brayton Cycle)과 열효율관계를 설명하면, 공급열량을 Q1(kcal/kg), 방출열량을 Q2(kcal/kg)라고 할 때, 일에 이용되는 열량은 Q1~Q2, 1초간에 흡수된 공기량을 W(kg), J를 에너지단위 Joule이라 할 때, 출력 Ne(단위 HP)는
Figure 112012069757630-pat00001
으로 표시한다.
정압비열을 Cp라 할때, 공급열 Q1과 방출열 Q2는
Figure 112012069757630-pat00002
Figure 112012069757630-pat00003
이며, 이론 열효율
Figure 112012069757630-pat00004
는
Figure 112012069757630-pat00005
이고, 여기서, 정압비열 Cp는 온도에 관계가 없으므로
Figure 112012069757630-pat00006
이라고 간주 할 수 있으며,
Figure 112012069757630-pat00007
는
Figure 112012069757630-pat00008
로 나타낼 수 있다.
여기에서, p를 압력, v를 비체적, R은 가스정수, T는 절대온도라 했을 경우, pv=RT이고, 1~2, 3~4의 단열변화에서,
Figure 112012069757630-pat00009
가 되고, 압축비(Pressure Ratio)
Figure 112012069757630-pat00010
를 적용하면,
Figure 112012069757630-pat00011
가 되며, 여기서, P2=P3, P1=P4이므로,
Figure 112012069757630-pat00012
이다. 여기서 T1은 외기온도를, T2는 압축기 출구온도를 의미한다. 식에서 알 수 있듯이 압축비가 높으면 효율이 높아지게 되며, 압축비에 연관되어 T2도 올라가게 된다. 결국 T2를 높인다는 것은 압축일을 그 만큼 많이 해야 된다는 의미이며, 반면에 이렇게 되면 일(발전설비에서는 전기출력을 의미함)이 줄어들게 된다. 따라서 주어진 설비에서는 최적(일과 효율)이 되는 T2를 결정해야 하는 것이다.
상기 식에서 보는 바와 같이 브라이톤 사이클(Brayton Cycle)의 열효율은 압축비(Pr)가 높을수록 효율은 좋아지고 터빈 입구온도에는 무관하다. 그러나, 실제 열효율에 영향을 끼치는 것은 터빈 입구에서의 연소가스의 온도이며, 온도가 높을수록 열효율은 향상된다. 터빈 입구의 연소가스 온도를 임의로 높게 할 수는 없고, 내열재료의 성능, 버킷(Bucket)의 강도 및 주어진 압축비에 대하여 가장 적당한 터빈의 입구온도가 결정된다. 이밖에 열효율에 영향을 미치는 것은 압축기, 연소기, 터빈 등에 있어서의 유동저항, 기계손실, 열의 냉각손실 등이다. 결국 가스터빈의 성능은 주로 공기유량, 압축비, 터빈입구의 가스온도에 의하여 좌우된다. 도 3는 가스터빈 입구온도의 정의를 나타낸 것이다.
또한, 가스터빈의 성능을 좌우하는 공기유량, 압축비, 터빈입구의 가스온도와의 관계를 알기 위해서는, 작동유체(kg)당 단위출력을 의미하는 것으로 공기유량당 출력인 비출력(Specific Output)에 대하여 살펴보아야 하는데, 비출력에 대해서 살펴보면, i를 엔탈피라 할때, 비출력 w를 다음과 같이 열량단위로 표시하면,
Figure 112012069757630-pat00013
Figure 112012069757630-pat00014
가 되고, 여기서 평균정압비열을
Figure 112012069757630-pat00015
라고 하면,
Figure 112012069757630-pat00016
Figure 112012069757630-pat00017
이므로,
Figure 112012069757630-pat00018
Figure 112012069757630-pat00019
Figure 112012069757630-pat00020
Figure 112012069757630-pat00021
이다.
상기 식에서와 같이 비출력은 압축비와 최고최저 온도비(터빈 입구온도와 압축기 입구온도비)에 영향을 받는다. 비출력과 압축비의 관계는 압축비를 높여주면 효율은 계속 상승하지만 비출력은 어느 압축비에서 최대치가 되며 최대치 이상과 이하에서는 비출력은 낮아진다.
가스터빈 성능에 영향을 미치는 인자에 대해 살펴보면, 대기온도(Ambient Air Temperature), 대기압(Barometric Pressure), 고도(Site Elevation), 습도(Humidity), 입구 및 배기 손실(Inlet & Exhaust Loss), 연료(Fuels), 물 또는 증기 유입, 압축기 공기추출(Air Extraction), 운전시간, 압축기 오염 등이 있으며, 이들 인자들이 어떠한 방식으로 영향을 미치는가에 대하여 상세히 설명하면 다음과 같다.
대기온도(Ambient Air Temerature)의 경우, 압축기는 대기온도에 관계없이 일정부피의 공기를 흡입하지만 대기온도가 낮아지면 공기밀도가 상승하여 유입공기의 질량유량이 증가한다. 이로 인해 연소기에서는 일정한 터빈입구온도로 가열되어야 하므로 연료소비가 증가하여 결국 터빈 출력을 증가시키고, 연료소비의 증가보다 출력상승의 효과가 크기 때문에 열소비율은 대기온도가 낮아짐에 따라 감소한다. 일반적으로 기준온도인 15℃보다 10℃ 상승할 경우 출력은 6.7% 감소, 배기가스량 4.0% 감소, 효율 1.3% 감소되는 것으로 나타났다(W501D5 기준 실적치).
대기압(Barometric Pressure)과 고도(Site Elevation)의 경우, 대기온도와 거의 같은 방법으로 가스터빈 성능에 영향을 미치는데, 대기압이 증가함에 따라 공기밀도가 증가되어 터빈을 통과하는 질량유량의 증가로 터빈 출력은 상승하나, 연료소비의 증가와 출력상승의 효과가 같기 때문에 열소비율의 변화는 거의 없다. 일반적으로 대기압이 10 mmbar 증가하면, 가스터빈 출력과 배기 가스량이 1.0%씩 증가하나 효율변동은 없다. 고도의 경우는 고도가 100m 높아지면 흡입되는 공기밀도가 감소되어, 가스터빈 출력과 배기가스량이 1.03%씩 감소하나 효율변동은 없다.
습도(Humidity)의 경우, 습분은 흡입공기의 질량유량 뿐만 아니라 엔탈피 변화를 초래하여 출력과 열소비율에 영향을 준다. 환경규제가 엄격해짐에 따라 가스터빈에서도 NOx 저감을 위해 물 또는 증기를 주입함에 따라 습도가 주입량에 직접적으로 영향을 주기 때문에 그 영향은 크다 하겠다. 일반적으로 성능데이터나 보정곡선은 상대습도에 기초하며(원칙은 절대습도 기준으로 되어야 함), 상대습도 60%에서 대기온도 15℃의 공기 1kg당 습분의 양은 0.0064kg으로 습분 0.01kg 증가하면 0.15% 출력감소 및 효율 0.35% 감소되는 것으로 나타났다.
입구 및 배기 손실(Inlet & Exhaust Loss)의 경우, 입구필터, 증발냉각기, 칠러(Chiller), 소음기와 같은 입구계통 구성품 및 배열회수 보일러와 같은 가스터빈 배압을 증가시키는 배기계통의 구성품은 가스터빈의 성능저하를 가져온다. 일반적으로, 가스터빈 입구 도관(Duct)의 공기유동손실 100mmH2O 마다 출력 1.4% 감소 및 효율 0.5% 감소되며, 배기압력 100mmH2O 증가시 가스터빈 출력 0.5% 감소 및 효율 0.5% 증가되는 것으로 나타났다.
압축기 공기추출(Air Extraction)의 경우, 정익과 동익의 냉각을 비롯해 입구필터의 청소용 공기 및 여러 가지 용도로 사용되고 있는데, 5% 이하의 공기추출은 가스터빈 설비의 개선 없이 가능하다. 그러나, 압축공기의 추출량이 증가할 수록 출력 및 효율은 감소한다. 일반적으로 압축공기의 1% 추출은 2%의 출력손실을 초래하기 때문에 설계 한계 이상의 공기추출은 설비개선을 필요로 한다.
압축기 오염의 경우, 블레이드의 오염 및 손상은 압축기 유량과 효율 모두 감소시키며, 가스터빈 출력을 감소시키고 열소비율을 증가시킨다. 동시에 압축기 압력비는 터빈 노즐을 통과하는 질량유량의 감소 때문에 낮아진다. 20미크론 이상의 입자는 부식율이 크므로 성능저하를 가져오는 반면에 10미크론 이하의 입자는 과도한 침식은 일으키지 않는다. 일반적으로 공기유량의 5% 손실범위까지 오염되면 출력은 13% 감소되고, 열소비율 6% 증가, 압력비는 5.5% 감소된다. 압축기 오염은 일반적으로 오일 Vapor, 매연, 염분과 같은 고착성 물질의 흡입으로 인해 생성되며 일반적으로 성능손실의 70~85%는 압축기 블레이드 오염 때문이다. 압력비, 출력, 열소비율의 규칙적 감시와 기록이 압축기 성능저하를 진단하기 위한 귀중한 자료가 되나, 적절한 성능기록의 유지와 더불어 실제 세정경험을 통해서만 효과적인 결실을 얻을 수 있으며, 압축기 수세 여부가 결정적인 요인으로 작용하고 있다.
또한, 가스터빈의 정격부하에 대해서 살펴보면, 가스터빈의 정격은 일반적으로 ISO(International Standard Organization) 표준조건 2314에서 정격을 정하며, 이 조건은 대기온도 15℃, 대기압 1.013bar, 상대습도 60%로 정의한다. 가스터빈의 정격을 정의할 때 용어는 제작자에 따라 다르지만, 일반적으로 두가지 정격이 정의되는데 연속운전이 가능한 설계입구온도에서 낼 수 있는 출력을 기저부하 정격(Normal Rating 혹은 Base Load Rating)이라 하며, 기저부하 정격보다 한단계 높은 입구온도에서 낼 수 있는 출력을 첨두부하 정격(Peaking Rating)이라 한다.
또한 일부 제작자들은 최대 첨두부하(Maximum Peaking 혹은 System Reserve)라 불리는 더욱 높은 온도에서 낼 수 있는 출력으로 3번째 정격으로 정의하기도 한다. 그러나, 이 부하에서는 년간 운전시간이 엄격히 제한된다.
배열회수보일러(HRSG : Heat Recovery Steam Generator)에 대해 살펴보면, 배열회수보일러란, 가스터빈에서 발생하는 폐열을 회수하여 증기를 발생시키는 설비를 말하는데, 복합발전 플랜트(Plant)에 있어서 가스측의 가스터빈 사이클과 증기측의 증기터빈 사이클의 접점에 위치하여 가스터빈 배기가스의 열에너지를 이용하여 증기의 열에너지로 변환 시키는 중요한 기기이다. 배열회수보일러의 성능은 효율로서 나타나며, 효율은 입열량에 대한 배출량의 비에 의해 구해진다. 배출량은 배열회수 보일러의 작동유체에 의해 흡수되는 열량이고, 입열량은 가스터빈 배기가스에 의해 공급되는 열량보조 연료의 연소에 의한 열량 및 기타 보일러에 가해지는 열량의 합이다.
Figure 112012069757630-pat00022
보일러의 효율은 보일러에서의 각종 열손실을 계산함으로서도 구할 수 있다.
Figure 112012069757630-pat00023
배열회수보일러 출구 배기 가스온도를 저하할수록 배열회수 보일러의 효율은 상승하나 그러기 위해서는 커다란 전열 면적이 필요하고 설비비가 상승하게 되며 유황분을 함유하는 연료의 배기가스가 공급될 경우 저온부식 문제 때문에 배열회수 보일러출구 배기가스 온도가 규제된다. 통상, 가스연료의 경우 가스가 공급되는 경우 배열회수 보일러 출구 배기가스 온도는 100℃ 정도이고 중유연소의 경우는 배기가스 중의 SOx 농도에 따라 상이하나 대체로 150~200℃ 정도이다. 또한 보일러 효율의 정의로는 배기가스 중의 수증기분의 잠열을 포함하여 입열량으로 하는 경우 (HHV)와 포함시키지 않고 입열량으로 하는 경우(LHV)의 2종류가 있으나 화력발전소에서는 연료의 고위발열량 기준으로 플랜트 효율을 정의하는 일이 많다.
배열회수보일러와 증기온도 및 압력과의 관계는 일반적으로 발생증기 온도를 높게 설계하면 발생 증기유량은 감소하지만, 증기터빈의 출력은 증가하여 플랜트 전체의 출력, 효율은 향상한다. 그러나 증기 온도를 높여 배기가스와의 차가 적게되면 배열회수보일러에서 보다 큰 전열면적이 필요하게 되고, 가스터빈 배기가스 온도는 가스터빈 부하, 대기온도, 대기압력이 변하면 같이 변화하므로 배열회수보일러의 발생증기온도도 이에 따라 변화하므로, 플랜트의 통상 및 외부조건 등을 고려하여 증기터빈측 열응력 등의 허용범위 내에 증기온도가 들어갈 수 있도록 설계증기온도를 결정할 필요가 있다.
증기압력이 상승하면, 다른 조건이 같은 한 발생 증기량은 감소하며, 교환열량이 감소하므로 배열회수보일러의 효율은 저하하나, 증기터빈으로서의 증기조건이 향상하여 보다 열량이 높은 증기가 공급되므로 효율이 상승하며, 복합발전 플랜트의 효율면에서 고려하면 열효율이 최대로 되는 압력이 존재하나 이것은 여러가지 조건에 따라 변화한다.
실제 배열회수보일러에서는 증기터빈 최종단의 습도 등을 고려하여 복압식에서는 고압 주증기 압력을 50~80 ata 단압식에서는 40~50 ata 정도로 하는 것이 일반적이다.
배열회수보일러 성능에 영향을 미치는 인자에 대해 살펴보면, 증기온도 및 압력, 입구 배기가스온도와 주증기온도와의 관계, 핀치점(Pinch Point) 온도차 및 접근점(Approach Point) 온도차, 가스터빈출구 배기가스온도, 가스터빈출구 배기가스유량, IGV(Inlet Guide Vane)조절, 복수온도 등이 있다.
상기 배열회수보일러의 성능에 영향을 미치는 인자들이 어떠한 방식으로 영향을 미치는가에 대하여 상세히 설명하면,
상기 증기온도 및 압력의 경우, 일반적으로 발생증기 온도를 높게 설계하면 발생 증기유량은 감소하지만, 증기터빈의 전기출력은 증가되어 플랜트 전체의 출력, 효율은 향상되지만, 증기온도를 높여 배기가스와의 온도차를 적게 하면 배열회수보일러에서 보다 큰 전열면적이 필요하게 되며, 가스터빈출구 배기가스온도는 가스터빈부하, 대기온도, 대기압력이 변하면 이와 상응하여 변화하므로 배열회수보일러의 발생증기 온도도 이에 따라 변화한다. 그러므로, 플랜트의 통상 및 외부조건 등을 고려하여 증기터빈측 열응력 등의 허용범위 내에 증기온도가 들어갈 수 있도록 설계 증기온도를 결정할 필요가 있는데, 증기압력이 상승하면, 다른 조건이 같은 한 발생 증기량은 감소하며, 교환열량이 감소하므로 배열회수 보일러의 효율은 저하되지만, 증기터빈으로서는 증기조건이 향상되어 보다 열량이 높은 증기가 공급되므로 효율이 상승한다. 복합발전 플랜트의 효율면에서 고려하면 열효율이 최대로 되는 압력이 존재하나 이것은 여러가지 조건에 따라 변화하며, 실제의 배열회수보일러에서는 증기터빈 최종단의 습도 등을 고려하여, 복압식에서는 고압 주증기 압력을 50~80 ata, 단압식에서는 40~50 ata 정도로 하는 것이 일반적이다.
상기 입구 배기가스온도와 주증기온도와의 관계의 경우, 배열회수보일러를 설계할 때 입구 배기가스온도와 주증기 온도와의 온도차는 주요한 설계변수이며 이 온도차는 배기가스와 배열회수보일러의 증기와의 열교환 양을 나타내는 변수이다. 열역학적으로 온도차가 적으면 과열기에서 흡수한 열량이 많은 것을 뜻한다. 그러나, 주증기온도를 높게 하려면 과열기에서 전열 면적을 크게 해야 하므로 경제성 측면에서 고려해야한다. 일반적으로 입구 배기가스온도와 주증기온도와의 차는 배열회수보일러 제작사에서 전열면적과 투자비를 고려하여 결정하는데 일반적으로 30℃정도로 한다.
상기 핀치점(Pinch Point) 온도차 및 접근점(Approach Point)의 온도차의 경우, 배열회수보일러 설계시 매우 중요한 인자이다. 핀치점(Pinch Point) 온도차란, 배기가스와 물, 또는 증기와의 온도차가 적어지는 점에서의 온도차로서 통상 배열회수보일러에서는 증발기출구의 포인트로 되며, 접근점(Approach Point) 온도차란 드럼내 압력상당 포화온도와 절탄기출구 급수온도차와의 차이다. 핀치점 온도차 및 접근점 온도차도 온도차를 적게 취하면 발생증기량이 증가하여 배열회수보일러 효율이 상승하나 보다 큰 전열면적이 필요하고, 가스터빈의 부하가 낮아지면, 핀치점 온도차 및 접근점 온도차 모두 다 같이 적게 되나 절탄기에 있어서의 증기방지대책도 고려하여 경제적인 값으로 할필요가 있으며, 특히, 접근점이 낮으면 저 부하시나 기동시 절탄기 내에 증기 현상이 발생할 수 있으므로 최근 들어 상기 두 가지 설계기준을 반영하여 특히, 저압급수 조절변을 증기드럼 입구측에 설치하여 포화온도를 강제적으로 높여 증기 현상을 줄이거나 수직형태에서 채택되는 절탄기 급수를 재순환 시키는 방안도 채택한다. PPT(핀치점 온도, Pinch Point Temperature)를 낮추면 전체 열회수량이 증가되나 더 많은 열교환 표면적을 필요로 하고, 설비비 증가와 가스측 통풍손실의 증가를 가져온다. PPT 변화는 가스유량과 가스온도에 비례하며, 일반적으로 고효율의 증기사이클은 PPT를 8~14℃ 범위로 설계하고 다소 낮게 설계할 때는 15~20℃ 범위이고, AT(접근 온도, Approach Temperature)를 낮추면 증발량은 증가하나 설비비와 통풍손실이 증가하고 AT를 높이면 증발기 부분의 전열면적을 증가시키는 결과를 초래하나 저부하시나 기동시 절탄기에서의 증발 가능성이 적어지기 때문에 안정된 운전을 할 수 있다. 도 4는 전형적인 핀치&접근점 다이어그램이다.
상기 가스터빈출구 배기가스온도의 경우, 가스터빈출구의 배기가스온도가 증가하면 배열회수보일러에서 흡수하는 열량이 많아지므로 배열회수보일러의 효율이 증가하지만, 가스터빈출구 배기가스온도가 상승한다는 것은 가스터빈의 효율저하를 의미한다. 일반적으로 배기가스온도가 높아질수록, 배열회수보일러에서 발생하는 증기 유량이 증가하지만, 복합 전체로는 배기가스온도가 낮을수록 복합사이클의 효율은 증가한다.
상기 가스터빈출구 배기가스유량의 경우, 배기가스유량이 증가할수록 동일한 전열면적에서 증기발생 유량이 증가하므로 고압, 재열, 중압, 저압증기 발생증기유량이 증가하여, 증기터빈의 성능이 향상되고 배기가스의 회수열량이 많아져서 배열회수보일러의 효율도 향상된다.
상기 IGV(Inlet Guide Vane) 조절의 경우 부분부하에서 IGV개도를 조절하여 높은 배기온도 설정치로 HRSG효율을 증가시킨다.
상기 복수온도의 경우, 복수온도가 낮아질수록 배열회수보일러에서의 회수열량이 많아지므로, 배열회수보일러의 효율은 상승하지만, 효율이 높아지더라도 전열면적이 커져야하므로 경제성 측면에서 불리다. 한편 복수온도가 높아질수록 저압증기 발생유량은 증가한다. 일반적으로 복수를 공급할 경우에 배열회수보일러에서 복수의 재순환을 통하여 복수온도를 높여서 공급하며, 또한 저온의 복수가 공급되는 경우 배열회수보일러 전열면에서 유황성분에 의한 저온부식이 발생하므로 노점온도 이상으로 공급하여야 한다.
다음은 증기터빈의 열효율에 대하여 알아보기 위해, 증기터빈의 기본 사이클인 랜킨(Rankine) 사이클을 살펴보면, 이론적인 가역 사이클로서 2개의 등온변화와 2개의 단열변화과정으로 이루어져 있고, 물질계에는 존재하지 않는 이상적인 사이클인 카르노 사이클을 증기터빈에 적합하도록 개량한 사이클로서 증기를 작용유체로 사용하는 기력발전소의 가장 기본적인 사이클로서 카르노 사이클의 등온변화를 동압변화로 바꾼 것이다.
도 5와 도 6의 열사이클 과정을 해석해보면,
6~1은 단열팽창 과정으로 터빈에서 증기가 팽창하면서 터빈을 회전시켜 외부로 기계적 에너지를 전달하는 과정이며,
1~2은 등온수축과정으로 복수기에서 증기의 잠열을 외부로 배출시키므로써 매체의 상변화에 따른(증기→물) 등온수축 과정이며,
2~3은 단열압축과정으로 급수펌푸에서 급수가압 과정이며,
3~4는 등압, 등적 가열과정으로 보일러에서의 급수가열에 의해 드럼내의 물이 가열되며, 드럼내의 물과 증기의 경계면에서 포화수가 습증기로 변하는 과정이며,
4~5는 등온팽창과정으로 상부 드럼의 증기 포집부에 습증기 상태로 존재하는 과정이며,
5~6은 등압과정으로 습증기가 과열기 입구에서 부터 과열기로 재가열되어 온도가 증가하여 건포화 증기로 되며, 과열기 출구쪽에서는 과열증기 상태로 존재하는 과정을 나타낸다.
상기 사이클의 열효율 관계는 그림 5의 T-S선도에서 Q1 즉, 1-2-3-4-5-6이 외부에 일을 한 량이고, Q2 즉, 면적 1-1"-2-2"가 증기의 잠열을 외부로 유출한 열량 즉, 손실이다. 그러므로, i=CpT라 할 경우, 열효율
Figure 112012069757630-pat00024
은
Figure 112012069757630-pat00025
Figure 112012069757630-pat00026
Figure 112012069757630-pat00027
로 표현할 수 있다.
증기터빈의 랜킨 사이클 내에 상기 그림 4의 1~2과정에서 볼 수 있는 복수기에 대하여 살펴보면,
복수기(Steam Condenser)란, 랜킨 사이클이 제창된 이후 원동기에서 일을 하고 나온 배기를 대기로 버리지 않고 냉각수로 응축시켜 열효율을 높이고 보일러 급수로서 재사용하게 되었는데, 이 응축장치를 복수기라 하며, 표면 복수기는 양질의 급수를 회수함과 동시에 터빈의 배압을 진공에 가까운 저압으로 유지시켜주고, 높은 발전설비의 효율을 안정적으로 얻는데 크게 기여하고 있다. 복수기는 터빈배기가 Shell측을 유동하면서 응축하고, 냉각수는 관내측을 유동하면서 터빈 배기가 갖고 있는 잠열을 흡수하는, 일종의 Cross-flow Shell-Tube형 열교환기이다. Shell측을 유동하면서 응축된 응축수는 복수기 Hotwell에 모여서 재순환되며, 관내측을 흐르면서 온도가 상승한 냉각수는 냉각탑을 거쳐 냉각된 후 재순환되거나 외부로 버려지게 되는데, 복수기로 유입되는 터빈의 배기는 습증기 상태로서 비체적이 약 467 ft3/lbm(0.7 psia)이고, 응축된 후의 응축수 비체적은 0.0161 ft3/lbm이므로 복수기내에서의 증기응축에 따른 비체적 변화는 약 30,000 : 1에 이르게 되며, 이에 따라 복수기내의 압력은 진공에 가까운 저압을 유지할 수 있게 된다. 발전설비에서 증기를 사용하고 있는 기력발전소, 복합발전소, 원자력발전소에서는 이 복수기가 중요한 설비로 되어 있으며, 그 역할과 비중은 대단히 크다 할 수 있다.
복수기 성능에 영향을 미치는 인자 중 복수기 진공도는 복수기 성능에 가장 큰 영향을 미치는데, 이에 따라, 진공을 적절히 유지하는 것은 곧 발전소 효율을 유지하는 것이 되며, 각 발전소마다 진공도에 따른 효율곡선이 있다.
터빈에서 일을 하고난 증기를 복수기에서 물로 응축된 후 배열회수보일러로 되돌아가며, 배열회수보일러에서 열을 받아 다시 증기로 바뀐다. 만약 복수기에서 배열회수보일러로 가는 물이 열을 가지고 있다면 보일러에서 가해지는 열량은 감소하게 될 것이다. 이와 같이 급수가열기 및 보일러에서 소요되는 열량의 감소는 사이클 효율을 개선하게 될 것이다. 따라서, 복수기에서 열의 보존은 사이클에서 효율을 개선하게 되지만 증기를 응축시키기 위해서는 증기로부터 열을 제거해야만 하는데, 복수기성능(효율)은 이 두가지 목적사이의 균형을 유지하는 것을 의미하며, 증기를 응축시키기 위한 최소한의 열량만을 뽑아내고 나머지 열을 보존하는 것이다. 다음 도 7은 개방 및 밀폐 랜킨 사이클의 T-S 선도이다.
마지막으로 지역난방 열교환기에 대해 설명하면, 일반적인 화력발전의 경우 유입된 에너지 중 많은 양이 복수기에서 손실되지만, 열병합 발전의 경우 복수기에서 손실되는 열량의 대부분을 공정용 및 난방용으로 사용함으로서 에너지 이용효율을 높이는 특성을 가지고 있는데, 가열증기는 지역난방열교환기로 공급되어 지역난방수를 가열시킨 후 열교환기 복수 저장조에 모아져 드레인 펌프에 의해 탈기기로 회수되며, 지역난방수는 65℃ 정도의 온도로 열교환기로 들어와서 열 교환을 통해 보통 75~120℃정도의 고온수로 열 수용가에 공급되고, 공급수의 온도가 높고 유량이 많을수록 공급되는 열량은 많아지며, 발전설비는 급전운용계획과 열 수요에 따라 운전되므로, 비상시를 대비하여 축열조와 보조 보일러가 지역난방측에 설치된다.
축열조의 역할은
1) 열병합 정상 운전 중 잉여 열을 저장하였다가 부족한 열원 보충
2) 비상시 보조 보일러를 기동하는 동안 열 공급 담당
3) 헤더 압력을 통해 배관망에서의 온수 비등(沸騰) 방지
4) 온도 변화에 따른 지역난방수 체적 변화 흡수
5) 축열조 온도는 보통 비등점 이하인 95~98℃ 정도로 유지
이다.
상기 상술한 바에서 볼 수 있듯이, 발전기의 공급능력을 결정짓는 요소들이 대기온도, 대기압, 습도 등에 큰 영향을 받고 있음을 알 수 있으며, 세밀한 정확도를 요구하는 발전기 공급능력산정에 있어서, 기상청 일기예보를 반영하는 종래의 공급능력 산정방식에는 한계가 있음을 알 수 있다.
국내등록특허 KR10-0752765(등록일자 2007.08.29) 국내공개특허 KR2009-0121248(공개일자 2009.11.25) 국내등록특허 KR10-0840101(등록일자 2008.06.13)
본 발명은 상술한 바와 같이, 기상청 일기예보만을 반영하는 종래의 발전기 공급능력 산정방식에 대한 문제점을 극복하기 위한 것으로서, 본 발명의 목적은 실시간 발전기 공급능력 산정 방법을 제공하는데 있다.
상기와 같은 목적을 달성하기 위한 본 발명의 실시간 발전기 공급능력 산정 방법은 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측하여 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계; 상기 가스터빈의 최종 공급능력값으로 증기터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계; 및 상기 가스터빈의 최종 공급능력값과 상기 증기터빈의 최종 공급능력값을 합산하여 실시간으로 발전기의 공급능력값을 산정하는 단계; 를 포함하는 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측하여 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계에서, 상기 가스터빈의 수는 적어도 하나 이상인 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측하여 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 상기 가스터빈의 압축비 성능보정곡선이 존재하는지 유무를 확인하여 상기 압축비 성능보정곡선 유무에 따라 가스터빈 공급능력값을 산정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈 공급능력값은 상기 압축비 성능보정곡선이 존재하면 이 가스터빈의 압축기 출구압력값을 산정하고, 이 산정된 압축기 출구압력값을 상기 압축비 성능보정곡선을 통해 보정하여 구해지고, 상기 압축비 성능보정곡선이 존재하지 않으면, 상기 실시간으로 실측된 변수들의 보정값들과 가스터빈의 압축기 동익 오염도값의 합산값을 구하고, 이 합산값과 가스터빈의 정격부하값을 곱함으로써 구해지는 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측하여, 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 가스터빈의 운전상태에 따라 상기 가스터빈의 공급능력값을 보정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 한다.
가스터빈의 운전상태에 따라 상기 가스터빈의 공급능력값을 보정하는 단계는 가스터빈이 정상운전 상태일 경우 가스터빈의 압축비 성능보정곡선이 존재하는지 유무를 확인하여 상기 압축비 성능보정곡선 유무에 따라 상기 가스터빈 공급능력값을 산정하는 과정으로 이루어지고, 가스터빈이 비정상운전 상태일 경우 가스터빈이 정상운전 상태로 전환될 때까지, 현재 가스터빈의 출력용량을 상기 가스터빈의 공급능력값으로 설정하는 과정으로 이루어지는 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈의 공급능력값을 보정하는 단계는 가스터빈이 비정상운전 상태에서 정상운전 상태로 전환될 경우, 운전조작반(HMI:Human Machine Interface)에서 운전원이 Clear 단추를 조작하여 가스터빈의 공급능력값을 상기 압축비 성능보정곡선 유무에 따라 산정된 값으로 전환하는 과정을 더 포함하는 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측하여 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 가스터빈의 운전상태에 따라 상기 가스터빈의 공급능력값을 보정한 값과 가스터빈 설계상의 최대출력값을 비교하여 작은 값을 상기 가스터빈의 최종 공급능력값으로 설정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 한다.
가스터빈의 최종 공급능력값으로 증기터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값에서 증기터빈의 지역난방열 공급량을 전기출력으로 환산한 값을 차감한 값과 증기터빈의 복수기 진공도에 따른 출력값을 보정한 값을 합산하여 증기터빈의 공급능력값을 산정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 한다.
가스터빈의 수가 둘 이상인 경우, 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값은 각 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값들을 합산한 값인 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈의 최종 공급능력값으로 증기터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 증기터빈의 운전상태에 따라 상기 증기터빈의 공급능력값을 보정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 한다.
증기터빈의 운전상태에 따라 상기 증기터빈의 공급능력값을 보정하는 단계는 증기터빈이 정상운전 상태일 경우 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값에서 증기터빈의 지역난방열 공급량을 전기출력으로 환산한 값을 차감한 값과 증기터빈의 복수기 진공도에 따른 출력값을 보정한 값을 합산하여 그 합산값을 증기터빈의 공급능력값으로 설정하는 과정으로 이루어지고, 증기터빈이 비정상운전 상태일 경우, 증기터빈이 정상운전상태로 전환될 때까지, 현재 증기터빈의 출력용량을 상기 증기터빈의 공급능력값으로 설정하는 과정으로 이루어지는 것을 특징으로 한다.
상기 증기터빈이 비정상운전 상태에서 정상운전 상태로 전환될 경우, 운전조작반(HMI:Human Machine Interface)에서 운전원이 Clear 단추를 조작하여 증기터빈의 공급능력값을 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값에서 증기터빈의 지역난방열 공급량을 전기출력으로 환산한 값을 차감한 값과 증기터빈의 복수기 진공도에 따른 출력값을 보정한 값을 합산한 값으로 전환하는 과정을 더 포함하는 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈의 최종 공급능력값으로 증기터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 증기터빈의 운전상태에 따라 상기 증기터빈의 공급능력값을 보정한 값과 상기 증기터빈 설계상의 최대출력값을 비교하여 작은 값을 상기 증기터빈의 최종 공급능력값으로 설정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈의 최종 공급능력값과 상기 증기터빈의 최종 공급능력값을 합산하여 실시간으로 발전기의 공급능력값을 산정하는 단계에서, 가스터빈의 수가 둘 이상인 경우, 상기 가스터빈의 최종 공급능력값은 각 가스터빈들의 최종 공급능력값을 합산한 값인 것을 특징으로 한다.
상술한 바와 같이, 본 발명에 따른 실시간 발전기 공급능력 산정 방법은 실시간으로 발전기의 공급능력을 산정하므로서, 현재 발전기의 공급능력을 좀더 정확하고 세밀하게 산정할 수 있는 효과가 있다.
도 1은 종래의 복합화력 발전의 전체 개략도
도 2는 종래의 브라이톤 사이클(Brayton Cycle) T-S 선도
도 3은 종래의 가스터빈 입구온도의 정의
도 4는 종래의 전형적인 핀치점 및 접근점 다이어그램
도 5는 종래의 랜킨 사이클의 장치 선도
도 6은 종래의 랜킨 사이클의 T-S 선도
도 7은 종래의 개방 및 밀폐 랜킨 사이클(비과열) T-S 선도
도 8은 본 발명의 전체 기능도
도 8a는 본 발명의 가스터빈1 상세 기능도
도 8b는 본 발명의 가스터빈N 상세 기능도
도 8c는 본 발명의 증기터빈 상세 기능도
도 9는 본 발명의 전체 단계를 나타내는 순서도
도 10은 기기공급자가 제공하는 대기온도와 출력간의 상관관계를 나타내는 보정곡선 예시도
도 11은 기기공급자가 제공하는 상대습도와 출력간의 상관관계를 나타내는 보정곡선 예시도
도 12는 기기공급자가 제공하는 대기압력과 출력간의 상관관계를 나태나는 보정곡선 예시도
도 13은 실제 발전기 운용 후 산정된 경험데이터 기반으로 대기온도와 출력간의 상관관계를 나타내는 보정곡선 예시도
도 14는 실제 발전기 운용 후 산정된 경험데이터 표 예시도
도 15는 기기공급자가 제공하는 배기압력과 증기터빈 출력간의 상관관계를 나타내는 보정곡선 예시도
도 16은 기기공급자가 제공하는 복수기 진공도와 증기터빈 출력간의 상관관계를 나타내는 보정곡선 예시도
도 17은 실제 발전기 운용 후 산정된 경험데이터를 기반으로 한 복수기 진공도와 발전기 출력변화간의 상관관계를 나타내는 보정곡선 예시도
이하, 본 발명의 바람직한 실시예에 따른 실시간 발전기 공급능력 산정 방법을 첨부한 도면을 참조하여 상세히 설명한다.
도 8은 본 발명에 따른 실시간 발전기 공급능력 산정방법의 전체 기능도이고, 도 8a는 가스터빈 1(11)의 상세 기능도이고, 도 8b는 가스터빈 N(N)의 상세 기능도이고,도 8c는 증기터빈(20)의 상세 기능도이다.
도 8을 참조하여, 본 발명에 따른 실시간 발전기 공급능력 산정방법을 설명하면, 하나 이상의 가스터빈과 증기터빈으로 구성된 복합화력발전기에서, 가스터빈 1(11) 내지 가스터빈 N(N)의 최종 공급능력값과 증기터빈의 최종 공급능력값을 합산기(30)에 의해 합산하여 실시간 발전기 공급능력값을 산정한다.
도 8a을 참조하여, 본 발명에 따른 실시간 발전기 공급능력 산정방법의 상기 가스터빈 1(11)을 설명하면, 상기 가스터빈 1(11)은 가스터빈의 출력에 영향을 미치는 변수를 실측하는 실시간 변수실측기; 압축비를 이용해 압축기 출구 압력을 산정하는 압축기 출구압력 산정기; 시간경과에 따라 출력이 저하되는 전력량을 시간으로 나누어서 압축기 동익 오염도를 산정하는 압축기 동익 오염도 산정기; 실시간 변수 실측기에서 실측된 변수를 보정하는 실시간 변수 보정기(12); 실시간 변수 보정값과 압축기 동익 오염도 산정값을 합산 하는 합산기(13); 가스터빈 1의 정격부하와 상기 합산기(13)에서 합산한 값을 곱하는 곱셈기(14); 상기 압축기 출구압력 산정기에서 산정한 값을 보정하는 압축기 출구압력 보정기(15); 압축비 성능 보정곡선 유무에 따라 가스터빈 1의 공급능력값을 설정하는 제1 공급능력값 설정기(16); 상기 가스터빈 1의 비정상상태 여부에 따라 가스터빈 1의 공급능력값을 설정하는 제2 공급능력값 설정기(17); 상기 가스터빈 1이 비정상상태에서 정상상태로 전환되었을 경우, 운전원이 조작하는 Clear 버튼; 및 상기 제2 공급능력값 설정기(17)에서 설정한 값과 가스터빈 설계상 최대출력값과 비교하여 상기 가스터빈 1(11)의 최종공급능력값을 설정하는 최종 공급능력값 비교기;를 포함하는 것을 특징으로 한다.
상기 가스터빈 1(11)의 구성을 참조하여 좀더 구체적으로 설명하면, 가스터빈에 설치되는 실시간 변수 실측기는 대기온도, 대기압, 습도, 필터차압, 압축비를 실측하고, 상기 실측된 대기온도, 대기압, 습도, 필터차압은 상기 실시간 변수 보정기(12)에 의해 보정되고, 상기 보정기(12)에 의해 보정된 보정값과 압축기 동익 오염도 산정기에 의해 산정된 압축기 동익 오염도값은 합산기(13)에 의해 합산되고, 상기 합산기(13)에 의해 합산된 합산값은 상기 가스터빈 1(11)의 정격부하와 곱셈기(14)에 의해 곱해진다. 상기 압축비는 압축기 출구압력 산정기를 통해 압축기 출구 압력값으로 산정되며, 상기 산정된 압축기 출구압력값은 압축기 출구압력 보정기(15)를 통해 보정된다. 상기 가스터빈 1(11)의 제1 공급능력값 설정기(16)는 압축비 성능 보정곡선 유무에 따라, 압축비 성능 보정곡선이 없을 경우, 곱셈기(14)에 의해 곱해진 값을 상기 가스터빈 1(11)의 공급능력값으로 설정하고, 압축비 성능 보정곡선이 있을 경우, 상기 압축기 출구압력 보정기(15)에 의해 보정된 값을 상기 가스터빈 1(11)의 공급능력값으로 설정한다.
상기 가스터빈 1(11)의 제2 공급능력값 설정기(17)는 상기 가스터빈 1(11)의 비정상 상태 여부에 따라, 상기 가스터빈 1(11)이 정상상태이면 상기 가스터빈 1(11)의 제1 공급능력값 설정기(16)에서 설정한 값을 상기 가스터빈 1(11)의 공급능력값으로 설정하고, 상기 가스터빈 1(11)이 비정상상태이면 상기 가스터빈 1(11)의 현재 출력값을 상기 가스터빈 1(11)의 공급능력값으로 설정한다. 상기 비정상상태 여부는 상기 가스터빈 1(11)의 제2 공급능력값 설정기(17)에 계통 병해, 출력 감발, 배기온도 상승, 유닛 트립(Unit Trip), 차단기 개방, 바이패스 개방, 런백-런다운 등의 신호가 입력되면 비정상상태로 간주한다. 상기 가스터빈 1(11)이 비정상상태에서 정상상태로 전환되었을 경우에는 운전원이 Clear 버튼을 조작하여, 상기 가스터빈 1(11)의 제2 공급능력값 설정기(17)에 Clear 신호를 입력하면, 상기 가스터빈 1(11)의 제2 공급능력값 설정기(17)는 상기 가스터빈 1(11)의 현재 출력값으로 설정되어 있던 상기 가스터빈 1(11)의 공급능력값을 상기 가스터빈 1(11)의 제1 공급능력값 설정기(16)에서 설정한 값으로 전환시킨다.
상기 가스터빈 1(11)의 최종 공급능력값 비교기(18)는 상기 가스터빈 1(11)의 제2 공급능력값 설정기(17)에서 설정된 값과 상기 가스터빈 1(11)의 설계상 최대출력값과 비교하여, 작은 값을 가스터빈 1(11)의 최종공급능력값으로 설정한다.
상기 가스터빈 1(11)의 최종공급능력값은 증기터빈(20)과 합산기(30)로 입력된다.
도 8b에 나타나는 가스터빈 N(N)에서의 N은 가스터빈의 갯수를 의미하며, 각 가스터빈들은 상기 가스터빈 1(11)의 시스템 구조와 같은 구성으로 이루어지므로, 상세한 설명은 생략한다.
도 8c를 참조하여, 본 발명에 따른 실시간 발전기 공급능력 산정방법의 증기터빈(20)을 설명하면, 상기 증기터빈(20)은 상기 가스터빈 1(11)의 최종공급능력값을 보정하는 가스터빈 1(11)의 최종공급능력값 보정기(22); 상기 가스터빈 N(N)의 최종공급능력값을 보정하는 가스터빈 N(N)의 최종공급능력값 보정기(23); 상기 가스터빈 1(11) 내지 가스터빈 N(N)의 최종공급능력값 보정기(21,22)를 통해 보정된 값들을 합산하는 가스터빈 최종공급능력값 합산기(23); 상기 증기터빈(20)의 지역난방 열공급량을 전기출력으로 환산하는 지역난방 열공급량 환산기(25); 상기 증기터빈(20)의 복수기 진공도값으로 출력을 보정하는 복수기 진공도에 따른 출력 보정기(27); 상기 가스터빈 최종공급능력값 합산기(23)을 통해 합산된 값에 상기 지역난방 열공급량 환산기(25)를 통해 환산된 전기출력값을 차감하는 차감기(24); 상기 차감기(24)를 통해 차감된 값과 상기 복수기 진공도에 따른 출력 보정기(27)를 통해 보정된 보정값을 합산하는 합산기(26); 상기 증기터빈(20)의 비정상상태 여부에 따라, 상기 증기터빈(20)의 공급능력값을 설정하는 공급능력값 설정기(28); 상기 증기터빈(20)이 비정상상태에서 정상상태로 전환되었을 경우, 운전원이 조작하는 Clear 버튼; 및 상기 공급능력값 설정기(28)에서 설정한 값과 상기 증기터빈(20)의 설계상 최대출력값과 비교하여 작은 값을 상기 증기터빈(20)의 최종공급능력값을 설정하는 증기터빈의 최종공급능력값 비교기(29);를 포함하는 것을 특징으로 한다.
상기 증기터빈(20)의 구성을 참조하여 좀더 구체적으로 설명하면, 상기 가스터빈 1(11)의 최종공급능력값과 상기 가스터빈 N(N)의 최종공급능력값은 가스터빈 최종공급능력값 보정기(21,22)에 의해 보정되고, 상기 보정기(21,22)를 통해 보정된 보정값은 합산기(23)를 통해 합산된다. 상기 증기터빈(20)의 지역난방 열공급량은 지역난방 열공급량 환산기(25)를 통해 전기출력값으로 환산되고, 상기 지역난방 열공급량 환산기(25)를 통해 환산된 전기출력값은 상기 합산기(23)를 통해 합산한 합산값에서 상기 차감기(24)를 통해 차감된다. 상기 증기터빈(20)의 복수기 진공도값은 상기 복수기 진공도에 따른 출력 보정기(27)에 의해 보정되고, 상기 복수기 진공도에 따른 출력 보정기(27)을 통해 보정된 보정값과 상기 차감기(24)를 통해 차감된 차감값은 합산기(26)를 통해 합산된다. 상기 증기터빈(20)의 공급능력값 설정기(28)는 상기 증기터빈(20) 비정상상태 여부에 따라, 상기 증기터빈(20)이 정상상태이면 상기 합산기(26)을 통해 합산된 합산값을 상기 증기터빈(20)의 공급능력값으로 설정하고, 상기 증기터빈(20)이 비정상상태이면 상기 증기터빈(20)의 현재 출력값을 상기 증기터빈(20)의 공급능력값으로 설정한다.
상기 비정상상태 여부는 상기 증기터빈(20)의 공급능력값 설정기(28)에 계통 병해, 출력 감발, 배기온도 상승, 유닛 트립(Unit Trip), 차단기 개방, 바이패스 개방, 런백-런다운 등의 신호가 입력되면 비정상상태로 간주한다.
상기 증기터빈(20)이 비정상상태에서 정상상태로 전환되었을 경우에는 운전원이 Clear 버튼을 조작하여, 상기 증기터빈(20)의 공급능력값 설정기(28)에 Clear 신호를 입력하면, 상기 증기터빈(20)의 공급능력값 설정기(28)는 상기 증기터빈 (20)의 현재 출력값으로 설정되어 있던 상기 증기터빈(20)의 공급능력값을 상기 합산기(26)에 의해 합산된 합산값으로 전환시킨다.
상기 증기터빈(20)의 최종 공급능력값 비교기(29)는 상기 증기터빈(20)의 공급능력값 설정기(28)에서 설정된 값과 상기 증기터빈(20)의 설계상 최대출력값과 비교하여, 작은 값을 증기터빈(20)의 최종공급능력값으로 설정한다.
상기 증기터빈(20)의 최종공급능력값은 합산기(30)로 입력된다.
도 9는 본 발명의 전체 단계를 나타내는 순서도이다.
도 9를 참조하여, 본 발명에 따른 실시간 발전기 공급능력 산정방법을 좀더 구체적으로 설명하면, 본 발명에 따른 실시간 발전기 공급능력 산정방법은 발전기의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측(S1)하여, 상기 발전기를 구성하는 적어도 하나 이상의 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하고, 상기 발전기를 구성하는 증기터빈의 최종 공급능력값을 산정한 후, 상기 가스터빈 최종 공급능력값과 상기 증기터빈 최종 공급능력값을 합산(S33)하여 상기 발전기의 공급능력을 산정(S34)하는 것을 포함한다.
[가스터빈의 최종 공급능력값 산정]
발전기의 출력용량에 영향을 미치는 대기온도, 대기압, 습도, 필터차압, 압축비 등과 같은 변수를 여러가지 계측 장비와 측정방법을 통해 실시간으로 실측(S1)하고, 상기 발전기의 기기공급자가 제공하는 가스터빈의 압축비 성능보정곡선이 존재하는지 여부를 확인(S2)한다.
상기 가스터빈의 압축비 성능보정곡선은 기기공급자가 필수적으로 제공하지는 않으므로, 대부분의 발전소에는 구비되어 있지 않은 경우가 많다.
상기 압축비 성능보정곡선이 존재하는 경우, 실측한 압축비를 통해 압축기 출구압력값을 산정(S7)하고 상기 압축비 성능보정곡선을 통해 압축기 출구압력값을 보정(S8)하여 가스터빈 공급능력값을 구한다.
그러나, 압축비 성능보정곡선이 존재하지 않는 경우, 상기 실시간으로 실측(S1)한 각 실시간 변수들 중 압축비를 제외한 나머지 변수들을 각 변수들의 보정팩터표를 이용하여 보정(S3)하고, 압축기 동익 오염도값을 산정(S4)한 후, 상기 각 변수들의 보정값과 압축기 동익 오염도값을 합산한 합산값(S5)과 상기 가스터빈 정격부하값(S9)을 곱하여(S6) 가스터빈 공급능력값을 구한다.
여기서, 상기 각 변수들을 보정할때 사용하는 보정팩터표는 도 10, 도 11, 도 12에서 보는 바와 같이 상기 발전기를 도입할 때 기기공급자가 현재 운전조건을 기준으로 각 변수에 따른 출력 및 성능보정곡선을 제공하게 되는데, 상기 기기공급자가 제공하는 보정곡선을 발전기 설계 기준치로 하되, 발전기의 열화 등으로 인하여 상기 기기공급자가 제공하는 보정곡선의 보정값이 달라질 수 있으므로, 좀더 정확한 보정값을 산정하기 위해, 도 13, 도 14에서 보는 바와 같이 상기 기기공급자가 제공하는 보정곡선과 상기 발전기 최초 설치시 부터 현재까지 발전기를 운용하면서 얻어진 경험 데이터를 기반으로 변수 보정팩터표를 작성하게 된다. 또한, 상기 압축기 동익 오염도값은 실측이 불가능 하므로 시간경과에 따른 출력 저하 전력량을 시간으로 나누어 산정하게 된다.
상기 단계를 거쳐 가스터빈의 공급능력값을 산정하게 되는데, 이때 상기 가스터빈의 운전상태를 감지(S10)하여, 상기 가스터빈이 정상운전 상태이면, 상기 단계를 거쳐 산정된 값(S6)을 상기 가스터빈의 공급능력값으로 설정(S12)하고, 상기 가스터빈이 비정상운전 상태이면 발전기의 출력을 증가시키는 것이 불가능 하므로, 상기 가스터빈의 현재 출력용량을 상기 가스터빈의 공급능력값으로 설정(S11)한다.
상기 가스터빈이 비정상 운전상태에서 정상운전 상태로 전환되면, 운전조작반(HMI:Human Machine Interface)에서 운전원이 Clear 단추를 조작(S14)하여, 상기 가스터빈의 공급능력값을 상기 단계를 거쳐 산정된 값(S6)으로 전환(S15)시킨다.
이후, 상기 설정된 가스터빈의 공급능력값과 상기 가스터빈의 기기 설계상 최대출력용량값과 비교(S16)하여, 상기 설정된 가스터빈 공급능력값이 작을 경우, 상기 설정된 가스터빈 공급능력값을 상기 가스터빈의 최종 공급능력값으로 설정(S18)하고, 상기 가스터빈의 기기 설계상 최대출력용량값이 작을 경우, 상기 가스터빈의 설계상 최대출력용량값을 상기 가스터빈의 최종 공급능력값(S17)으로 설정한다. 또한, 상기 가스터빈의 수가 둘 이상인 경우, 가스터빈의 최종 공급능력값은 각각 상기의 단계와 동일한 단계 거쳐 산정된 가스터빈의 최종 공급능력값들을 합산한다.
[증기터빈의 최종 공급능력값 산정]
증기터빈의 공급능력값을 산정하기 위해서는, 도 1에서 볼 수 있듯이 복합화력 발전기의 발전원리와 구조상 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정하여 이용해야 한다.
예를 들어, 4대 가스터빈과 1개의 증기터빈으로 이루어진 복합화력 발전기의 경우, 상기 4대의 가스터빈들 중 한 대가 정지되고, 3대의 가스터빈으로 운영될 시, 증기터빈 출력은 가스터빈 4대 운전 시의 75% 출력이 나오는게 아니라 더 낮은 출력으로 나오게 된다. 또한, 가스터빈 2대만 운전시에는 50%가 아니라 제작사와 모델에 따라, 다르겠지만 50%에 훨씬 못 미치는 출력이 발생한다. 따라서, 이러한 여러가지 부분을 고려한 보정팩터표를 작성하여, 이에 따라 각 가스터빈의 최종공급능력값을 보정(S19)하고, 그 값을 합산한다.
또한, 상기 증기터빈의 공급능력값을 산정하기 위해서는, 지역난방열과 복수기 진공도를 고려해야 한다.
지역난방열은 상기 발명의 배경이 되는 기술에서 밝힌 바와 같이, 외부에 공급되는 열이므로, 이를 전기출력으로 환산(S22)하여, 상기 가스터빈 최종공급능력값 보정 합산값(S19)에서 차감(S20)해야 하고, 복수기 진공도의 경우, 각 발전소 마다 진공도에 따른 효율곡선이 있는데, 도 16에서 보는 바와 같은 기기공급자가 현재 운전조건을 기준으로 제공하는 복수기 진공도와 증기터빈 출력간의 상관관계를 나타내는 보정곡선과 도 17에서 보는 바와 같은 운용상 경험데이터를 기반으로 작성된 보정곡선을 고려하여 복수기 진공도에 따른 출력 보정팩터표를 작성하고, 상기 보정팩터표을 이용하여 출력보정값(S24)을 산정하여, 상기 가스터빈 최종공급능력값 보정 합산값(S19)에 합산(S21)해야 한다.
따라서, 상기 가스터빈 최종공급능력값 보정 합산값(S19)에 상기 지역난방열의 전기출력 환산값(S22)을 차감(S20)하고, 상기 복수기 진공도에 따른 출력보정값(S23)을 합산하면, 증기터빈 공급능력값을 산정할 수 있다.
이때 상기 가스터빈 최종공급능력값을 산정하는 단계에서와 마찬가지로, 상기 증기터빈의 운전상태를 감지(S24)하여, 상기 증기터빈이 정상운전 상태이면, 상기 증기터빈 공급능력값을 상기 단계를 거쳐 산정된 증기터빈의 공급능력값으로 설정(S25)하고, 상기 증기터빈이 비정상운전 상태이면, 발전기의 출력을 증가시키는 것이 불가능하므로, 상기 증기터빈의 현재 출력용량을 상기 증기터빈의 공급능력값으로 설정(S26)한다.
상기 증기터빈이 비정상 운전상태에서 정상운전 상태로 전환되면, 운전조작반(HMI:Human Machine Interface)에서 운전원이 Clear 단추를 조작(S28)하여, 상기 단계를 거쳐 산정된 증기터빈의 공급능력값으로 전환(S29)시킨다.
이후, 상기 증기터빈의 공급능력값과 상기 증기터빈의 기기 설계상 최대출력용량값과 비교(S30)하여, 작은 값을 상기 증기터빈의 최종 공급능력값으로 설정(S31 또는 S32)한다.
상기 가스터빈의 최공공급능력값과 상기 증기터빈의 최공공급능력값을 합산(S33)하여 실시간 발전기 공급능력값을 산정(S34)하게 된다.
상기 발전기의 출력용량에 영향을 미치는 변수는 대기온도, 대기압력, 습도, 압축비, 압축기 동익 오염도, 필터차압, IGV(Inlet Guide Vane)개도, 복수기 진공도, 압축기 수세정 등이 있으며, 상기 변수 중 대기온도, 대기압력, 습도, 필터차압, 압축비 등은 설비운영에 있어 중요인자이므로 발전설비 건설시 대부분 실측장비가 설치된다.
상기 각 변수들의 보정값 산정을 위한 보정팩터표는 해당 발전기 설비를 구입할 때, 기기공급자가 상기 발전기의 현재 운전조건을 기준으로 제공하는 성능보정곡선 또는 함수가 있을 경우, 상기 성능보정곡선 또는 함수를 참고하여 작성되며, 기기공급자가 상기 성능보정곡선 또는 함수를 제공하지 않을 경우, 상기 발전기를 운영하면서 얻어진 경험 데이터를 참고하여 작성되나, 상기 기기공급자가 제공하는 성능보정곡선 또는 함수가 있을 경우에도, 정확도를 위해 상기 경험 데이터를 고려하여 작성될 수 있다.
상기 가스터빈 및 증기터빈의 비정상운전상태는 발전설비가 가지고 있는 능력을 100%로 낼 수 없는 상태를 말하며, 계통병해, 출력감발 및 가스터빈 배기온도 상승, 유닛트립(Unit Trip : 개별장치 작동정지 상태), 차단기 개방, 바이패스 개방(Bypass Open), 런백-런다운(Runback-Rundown : 역류 및 출력강하 상태) 등이 있다.
본 발명의 기술 사상은 상기 바람직한 실시예에 따라 구체적으로 기술되었으나, 상기한 실시예는 그 설명을 위한 것이며, 그 제한을 위한 것이 아님을 주의하여야 한다. 또한, 본 발명의 기술 분야의 통상의 전문가라면 본 발명의 기술 사상의 범위내에서 다양한 실시예가 가능함을 이해할 수 있을 것이다.
11 : 가스터빈 1
12 : 가스터빈 1의 실시간 변수 보정기
15 : 가스터빈 1의 압축기 출구압력 보정기
16 : 가스터빈 1의 제1 공급능력값 설정기
17 : 가스터빈 1의 제2 공급능력값 설정기
18 : 가스터빈 1의 최종 공급능력값 비교기
N : 가스터빈 N
N2 : 가스터빈 N의 실시간 변수 보정기
N5 : 가스터빈 N의 압축기 출구압력 보정기
N6 : 가스터빈 N의 제1 공급능력값 설정기
N7 : 가스터빈 N의 제2 공급능력값 설정기
N8 : 가스터빈 N의 최종 공급능력값 비교기
20 : 증기터빈
21 : 가스터빈 1의 최종공급능력값 보정기
22 : 가스터빈 N의 최종공급능력값 보정기
23 : 가스터빈 최종공급능력값 합산기
25 : 지역난방 열공급량 환산기 27 : 복수기 진공도에 따른 출력 보정기
28 : 증기터빈의 공급능력값 설정기 29 : 증기터빈의 최공공급능력값 비교기
30 : 가스터빈 및 증기터빈 최종공급능력값 합산기

Claims (16)

  1. 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수인 대기온도, 대기압, 습도, 필터차압, 압축비를 실시간으로 실측하여 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계;
    상기 가스터빈의 최종 공급능력값으로 증기터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계; 및
    상기 가스터빈의 최종 공급능력값과 상기 증기터빈의 최종 공급능력값을 합산하여 실시간으로 발전기의 공급능력값을 산정하는 단계;
    를 포함하는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측하여 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계에서, 상기 가스터빈의 수는 적어도 하나 이상인 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  3. 제1항에 있어서,
    상기 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측하여 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 상기 가스터빈의 압축비 성능보정곡선이 존재하는지 유무를 확인하여 상기 압축비 성능보정곡선 유무에 따라 가스터빈 공급능력값을 산정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  4. 제3항에 있어서,
    상기 가스터빈 공급능력값은 상기 압축비 성능보정곡선이 존재하면 이 가스터빈의 압축기 출구압력값을 산정하고 이 산정된 압축기 출구압력값을 상기 압축비 성능보정곡선을 통해 보정하여 구해지고, 상기 압축비 성능보정곡선이 존재하지 않으면 상기 실시간으로 실측된 변수들의 보정값들과 가스터빈의 압축기 동익 오염도값의 합산값을 구하고, 이 합산값과 가스터빈의 정격부하값을 곱함으로써 구해지는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  5. 제1항에 있어서,
    상기 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측하여 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 가스터빈의 운전상태에 따라 상기 가스터빈의 공급능력값을 보정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  6. 제5항에 있어서,
    가스터빈의 운전상태에 따라 상기 가스터빈의 공급능력값을 보정하는 단계는 가스터빈이 정상운전 상태일 경우 가스터빈의 압축비 성능보정곡선이 존재하는지 유무를 확인하여 상기 압축비 성능보정곡선 유무에 따라 상기 가스터빈 공급능력값을 산정하는 과정으로 이루어지고, 가스터빈이 비정상운전 상태일 경우 가스터빈이 정상운전 상태로 전환될 때까지 현재 가스터빈의 출력용량을 상기 가스터빈의 공급능력값으로 설정하는 과정으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  7. 제6항에 있어서,
    상기 가스터빈의 공급능력값을 보정하는 단계는 가스터빈이 비정상운전 상태에서 정상운전 상태로 전환될 경우, 운전조작반(HMI:Human Machine Interface)에서 운전원이 Clear 단추를 조작하여 가스터빈의 공급능력값을 상기 압축비 성능보정곡선 유무에 따라 산정된 값으로 전환하는 과정을 더 포함하는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  8. 제1항에 있어서,
    상기 가스터빈의 출력용량에 영향을 미치는 변수를 실시간으로 실측하여 가스터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 가스터빈의 운전상태에 따라 상기 가스터빈의 공급능력값을 보정한 값과 가스터빈 설계상의 최대출력값을 비교하여 작은 값을 상기 가스터빈의 최종 공급능력값으로 설정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  9. 제1항에 있어서,
    가스터빈의 최종 공급능력값으로 증기터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값에서 증기터빈의 지역난방열 공급량을 전기출력으로 환산한 값을 차감한 값과 증기터빈의 복수기 진공도에 따른 출력값을 보정한 값을 합산하여 증기터빈의 공급능력값을 산정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  10. 제9항에 있어서,
    가스터빈의 수가 둘 이상인 경우, 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값은 각 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값들을 합산한 값인 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  11. 제1항에 있어서,
    상기 가스터빈의 최종 공급능력값으로 증기터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 증기터빈의 운전상태에 따라 상기 증기터빈의 공급능력값을 보정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  12. 제11항에 있어서,
    증기터빈의 운전상태에 따라 상기 증기터빈의 공급능력값을 보정하는 단계는 증기터빈이 정상운전 상태일 경우 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값에서 증기터빈의 지역난방열 공급량을 전기출력으로 환산한 값을 차감한 값과 증기터빈의 복수기 진공도에 따른 출력값을 보정한 값을 합산하여 그 합산값을 증기터빈의 공급능력값으로 설정하는 과정으로 이루어지고, 증기터빈이 비정상운전 상태일 경우 증기터빈이 정상운전상태로 전환될 때까지 현재 증기터빈의 출력용량을 상기 증기터빈의 공급능력값으로 설정하는 과정으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  13. 제12항에 있어서,
    상기 증기터빈이 비정상운전 상태에서 정상운전 상태로 전환될 경우, 운전조작반(HMI:Human Machine Interface)에서 운전원이 Clear 단추를 조작하여 증기터빈의 공급능력값을 상기 가스터빈의 최종 공급능력값을 보정한 값에서 증기터빈의 지역난방열 공급량을 전기출력으로 환산한 값을 차감한 값과 증기터빈의 복수기 진공도에 따른 출력값을 보정한 값을 합산한 값으로 전환하는 과정을 더 포함하는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  14. 제1항에 있어서,
    상기 가스터빈의 최종 공급능력값으로 증기터빈의 최종 공급능력값을 산정하는 단계는 증기터빈의 운전상태에 따라 상기 증기터빈의 공급능력값을 보정한 값과 상기 증기터빈 설계상의 최대출력값을 비교하여 작은 값을 상기 증기터빈의 최종 공급능력값으로 설정하는 과정을 포함하는 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
  15. 제1항에 있어서,
    상기 가스터빈의 최종 공급능력값과 상기 증기터빈의 최종 공급능력값을 합산하여 실시간으로 발전기의 공급능력값을 산정하는 단계에서 가스터빈의 수가 둘 이상인 경우, 상기 가스터빈의 최종 공급능력값은 각 가스터빈들의 최종 공급능력값을 합산한 값인 것을 특징으로 하는 실시간 발전기 공급능력 산정 방법.
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