1. 서 론

증기터빈은 전기에너지를 생산하는 발전설비 시스템의 핵심적인 기계설비로서 성능계산 및 열역학적 특성 분석은 증기터빈 실무자들이 쉽게 접근하기가 어려운 분야이다. 작 동유체인 고온·고압의 증기로부터 열에너지를 공급받아 기 계적 에너지로 변환하는 설비로서 성능예측 및 분석을 위해 서 고려해야 할 사항이 많다(Muhammad et al., 2022). 다양한 상용프로그램과 OEM社의 Inhouse software가 활용되고 있지 만 중요한 변수들은 Black box 상태로 처리되므로 제작사별 증기터빈이 갖는 고유한 특성을 고려한 성능예측과 분석은 어렵다. 본 연구에서는 열병합 발전용 증기터빈을 참조모델 로 선정하고 상용프로그램을 사용하여 증기 유로상에서 터 빈성능을 계산하였다.

참조모델 터빈의 성능계산에 사용한 상용프로그램은 SoftInWay사의 AxSTREAM(Axial turbine design module) Software 이며 본 프로그램을 활용한 연구문헌을 참조하였고 ASME(The American Society of Mechanical Engineers, 이하 ASME) 선행 논 문 조사(Baiera et al., 2020)에서 활용결과에 대한 신뢰성을 일 부 확인하였다.

증기 유로상에서 증기터빈의 성능을 정량적으로 예측할 수 있는 참조모델을 확보하여 프로그램으로 계산된 결과와 제작사에서 제시한 열정산도(Heat Balance Diagram, 이하 HBD)로 계산한 값과 실제 성능시험(Performance Test, 이하 PT) 결과를 비교하여 검증하는 것이 매우 중요하다. 지금까 지 국내에서 증기터빈에 대한 성능계산 및 실증사례는 드물 며 최근에 연구된 사례는 아직 확인되지 않고 있다. 본 논문 에서는 최근에 실증된 성능계산 사례를 바탕으로 성능 계산 시 반영해야 할 입력변수와 성능에 영향을 주는 핵심 변수 들을 제시하여 열병합 발전용 증기터빈의 성능계산에 필요 한 복잡한 열역학적 수식을 이해하고 있는 현장 실무자들에 게 도움이 될 것으로 생각된다.

2. 해석모델 선정

2.1 열병합 발전용 증기터빈 유로 해석모델

증기터빈의 성능을 예측하고 기능이 저하된 부품을 특정 하여 적기에 정비를 시행하는 것이 가장 이상적인 설비관리 방법의 하나이다. 숙련된 전문가라도 터빈으로 공급되는 증 기의 조건과 설비의 상태를 고려하여 증기터빈의 성능을 예 측하는 것은 매우 어려운 기술로 OEM社의 설계영역에 포함 된다. 본 연구에서 증기터빈 정비 및 운영에 종사하는 전문 가라면 증기터빈의 성능을 예측할 수 있고 효율 저하의 원 인을 특정할 수 있는 참조자료를 제시하고자 한다.

Fig. 1은 상용프로그램을 활용하여 증기터빈의 성능계산 을 수행하기 위해 현장에서 취득한 증기터빈의 3D 형상을 보여주고 있다. 증기터빈 참조모델에 대한 형상데이터 확 보를 위해 Table 1에서 명시한 Leica社의 3D Scanner와 데이 터 처리(Cloud Feature, Solid Feature) Software인 Geomagic과 Polyworks 프로그램을 사용하였다. 형상데이터 취득은 증기 터빈 참조모델이 완전히 분해된 상태에서 3D Scanner로 Fig. 1(a)의 증기터빈 형상에 대한 Cloud(Point) 데이터 취득과 후 처리 프로그램을 통해 Fig. 1(b)의 Solid(Surface) 데이터를 확 보하였다.

Fig. 2는 상용프로그램을 활용한 증기터빈 성능계산 방법 을 나타낸다(Baiera et al., 2020). 증기터빈의 설계 DB에 제시 된 10,000여개의 설계 데이터를 이용하여 성능계산을 하는 방법을 보여준다. 각 유로의 형상에서 발생되는 손실과 가 장 높은 효율을 가진 증기터빈의 회전블레이드와 고정 블레 이드의 설계조건을 제시하여 준다. 증기 유로상의 블레이드 배치에 따라 입·출구 각도 그리고 블레이드 코드(Chord) 길 이와 형상에 따라 1개의 단에서 출력과 효율의 변화를 그림 을 통해 알 수 있다. 또한 증기 유로상에서 질량유량과 회전 속도 변화에 의한 효율변동을 그래프를 통해 확인할 수 있 다(AxSTREAM help manual).

2.2 열병합 발전용 참조모델 증기터빈의 설계

증기터빈 성능설계 및 계산방법에 대한 참조모델은 기존모 델(Old model, Old turbine)과 신규모델(New model, New turbine) 로 구분하였다. 기존모델은 경년열화에 의한 성능저하로 교 체가 필요한 구형모델이며 신규모델은 기존모델을 대체하 는 신형모델로 정의된다.

본 연구에서 증기터빈 성능설계 및 계산방법을 현장 전문 가가 이해할 수 있도록 단계적으로 제시하고자 한다.

2.2.1 Geometric input data

증기터빈 유로 성능계산에 필요한 변수는 4개로 구분된 다. 첫째는 Blade profile geometry, 둘째는 Stator seal geometry, 셋째는 Rotor seal geometry, 넷째는 증기유로 및 덕트 설계변 수로 세부적으로 소개하면 다음과 같이 구분된다(Cofer et al., 1996).

① Blade profile geometry

3D 스캐닝 데이터를 이용하여 형상 정보를 취득한다. 취 득한 데이터를 형상모델로 후처리를 수행한다. 상용프로그 램상에서 지원하는 블레이드 프로파일의 섹션별 단면 2차원 정보를 사용한다. Fig. 3은 증기터빈 성능계산을 위해 블레이 드 형상을 스캔한 데이터를 해석에 필요한 단면 데이터로 변환하는 처리 방법을 나타낸다. 참조모델의 회전블레이드 (Moving blade)와 고정블레이드(Fixed blade)의 기초 스캔 데이 터를 후처리하여 Fig. 4와 같이 블레이드 설계변수를 추출할 수 있다.

스캔 데이터를 후처리한 참조모델의 데이터를 축방향 설 계조건의 각 단별 변수로 반영할 수 있다. Fig. 5는 축 방향 으로 8단 고압(HP)터빈의 설계변수를 나타낸다. 1개의 열에 3개의 섹션으로 설정하여 회전블레이드와 고정블레이드 2개 를 1조로 총 48개의 블레이드 프로파일을 입력하였다(본 논 문에서는 전체 48개중에 38개만 나타내었다). 터빈을 설계한 제작사는 상세 도면을 제공하지 않기 때문에 현장에서 취득 한 3D Solid 형상 데이터를 최대한 이용하였다.

② Stator seal geometry

증기터빈의 고정부(Stator)를 통한 증기의 누설량을 계산하 기 위해서 복잡한 설계변수들을 고려해야 한다. 스캔 데이 터의 오차를 줄이기 위해 증기터빈을 조립할 때 실측한 간 극(Clearance) 값을 입력해야 한다. Fig. 6과 Fig. 7은 증기터빈 고정부의 측정 포인트와 Seal geometry 측정 데이터를 이용하 여 증기 누설량을 계산하기 위한 변수와 상용프로그램의 입 력 방법을 보여준다.

③ Rotor seal geometry

증기터빈의 회전부(Rotor) 누설량을 계산하기 위해서는 고 정부(Stator seal) 누설량 계산과 동일하게 복잡한 설계변수들 을 고려해야 한다. Fig. 8은 회전부 증기 누설을 계산하기 위 한 변수 입력값을 보여준다. 회전블레이드의 Clearance는 Fig. 9에서 보는 바와 같이 상용프로그램에서 정의된 입력값을 실측 데이터로 반영하여야 한다. 참조모델을 조립할 때 측 정된 실측 값을 반영하였다.

④ Steam exhaust duct design

증기터빈의 Exhaust 부에서 발생하는 압력손실을 반영하 기 위해 상용프로그램에서는 덕트(Duct)로 간주되어 계산된 다. 입력되는 정보는 증기터빈 도면에서 덕트의 Axial 길이 와 높이 또는 덕트의 반경이며 배기구와 연결되는 덕트의 각도(Angle)이다. 도면에서 덕트에 대한 데이터를 확보할 수 없다면 현장에서 실측된 크기와 형상 등 데이터를 확보하여 Fig. 10에서 보는 바와 같이 해당 변수를 반영하였다. 증기터 빈의 유로 성능을 계산하기 위한 변수가 복잡해 보이지만 실제로 입력을 필요로 하는 변수는 32개의 변수이지만 필수 적인 변수 3개만 입력하여도 계산이 가능하다. 본 연구에서 는 필수적인 변수를 포함하여 20개의 변수를 입력하여 계산 하였다.

2.2.2 증기 유로에 대한 간극 측정(Old turbine model)

증기터빈의 유로 성능을 계산하는 데 필요한 간극(Clearance) 측정은 터빈을 조립하는 현장 엔지니어들에게 많은 시간과 숙련된 경험이 요구된다. 증기터빈의 성능과 효율은 증기터 빈의 유로에 위치한 고정체(Diaphragm의 Seal strip과 Packing ring)와 회전체(Rotor blade tip seal)간의 간극이 작을수록 누설 되는 증기의 양이 적기 때문에 향상되지만 간극이 과다하게 작을 경우 고정체와 회전체의 접촉으로 인한 간섭(Rubbing) 이 발생되어 터빈 손상을 유발하거나 정상적인 운전이 불가 능하므로 제작사에서 권고하는 허용치를 벗어나면 안된다.

복잡한 증기터빈의 내부간극을 측정할 때는 터빈의 축방 향을 기준으로 좌우에 2개의 팀을 구성하여 측정이 진행된 다. 측정값의 정확도를 높이기 위해 검교정된 계측기를 사 용하며 작업 전 비교측정을 진행한다. 터빈 조립공정 또는 작업자에 따라 조정된 내부간극이 다른 경우가 발생할 수 있으므로 측정환경을 고려한 정량적이고 일관성있는 통계 적 검증방법을 사용하여 측정값의 신뢰도를 높일 수 있다. 이 경우 많은 시간과 비용이 수반된다. 증기유로는 터빈 내 부 부품의 조밀한 배치로 협소하고 장애물이 많아서 계측기 설치와 측정에 제약이 있으므로 20년 이상 터빈정비 업무에 종사한 숙련된 엔지니어들이 사용하는 측정방법과 계측공 구를 사진으로 소개하고자 한다.

현장에서 고정체와 회전체의 간극 측정은 Fig. 11, 12에서 보는 바와 같이 증기터빈의 상부 케이싱(Outer casing & Inner casing)을 제거한 상태에서 측정한다.

현장에서 축방향 간극 측정은 Fig. 13에서 보는 바와 같이 증기터빈의 상부 케이싱(Inner casing & Outer casing)을 제거 한 상태에서 축방향 간극 측정용 전용 테이퍼 게이지를 이 용하여 측정한다. Fig. 14는 축방향 간극을 측정하기 위한 전 용 Axial 간극 측정용 테이퍼 게이지를 나타내며 측정위치의 현장 상태에 따라 조합 또는 구조를 변경하여 사용할 수 있 도록 고안된 측정 도구이다.

Fig. 15와 Fig. 16은 반경방향 간극을 측정하기 위해 납선 게이지(Lead wire gage)를 이용하는 사진이다. 연납선의 눌림 량으로 고정체와 회전체의 간극을 간접적으로 확인할 수 있 다. 직접적인 간극 측정이 가능한 곳은 휴대용 테이퍼 게이 지를 이용한다.

참조용 모델을 기준으로 기존의 증기터빈(Old turbine) 뿐 만 아니라 신규로 대체되는 증기터빈(New turbine) 대해서도 동일한 조건으로 설계변수들을 취득하였다.

2.3 참조용 증기터빈의 입・출구 해석 조건

증기터빈의 성능계산을 위해서는 터빈의 열역학적 변수 인 증기온도, 증기압력, 증기유량, 엔탈피와 경계조건을 파 악하여야 한다. Table 2와 Table 3은 기존모델의 고압(HP)터 빈 MSV 전단과 후단의 고압(HP)증기에 대한 유량과 온도 및 압력 조건이며, Table 4와 Table 5는 신규모델의 고압(HP) 터빈 MSV 전단과 후단의 고압(HP)증기에 대한 조건이다. 기 존모델(Old turbine)과 신규모델(New turbine)의 경계조건이 다 르다는 것을 알 수 있다. 그 이유는 성능개선을 위해 대체되 는 신규모델이 기존모델과 다르게 터빈 단(Stage)을 구성하 기 때문이다. 기존터빈과 신규터빈 모두 재열 및 재생사이 클(Reheat & Regeneration cycle)을 채택하고 있다.

해당 모델에 대한 성능계산은 상용프로그램에서 정의된 입력값을 사용하여 해석을 수행하였다.

Table 2 ~ Table 5는 성능계산을 위해 사용한 변수들이며 참조모델에 대한 해석조건은 기존모델은 Old turbine으로, 성 능개선용 신규모델은 New turbine으로 구분하였다.

Fig. 17, 18은 증기터빈의 열역학적 정산도를 나타내며 GV(Governor Valve) 또는 CV(Control Valve)는 증기터빈의 출 력을 조절하는 증기조절 밸브이다. 증기터빈의 성능계산을 위해서는 증기터빈의 열역학적 변수인 온도, 압력, 유량, 엔 탈피, 추기관의 유량 손실과 경계조건을 파악해야 한다. 본 연구에서 MSV-GV Pressure drop은 총 3%로 가정하였다.

Fig. 18은 N2(Mid-span seal)부에서 누설되는 증기와 HIP 고 온부의 냉각을 위한 증기의 흐름을 나타낸다. OEM社가 제 출한 열정산도(HBD, Heat Balance Diagram)는 증기터빈의 입・출구 조건 및 증기의 흐름을 나타낸다. 증기터빈의 유 로 성능계산에 필요한 조건(Table 2 ~ Table 7)은 HBD에서 취 득할 수 있기 때문에 열역학적 정산도에 대한 이해가 요구 된다.

Table 6 ~ Table 7은 중압(IP)터빈의 입·출구 해석조건을 나 타낸다. 추기관은 두 곳이며 입출력 조건은 기존(Old) 모델 과 신규(New)모델이 유사하다. 기존(Old) 모델은 신규모델의 열정산도(HBD)로 동일한 방법으로 계산을 수행하므로 기존 모델에 대한 열정산도는 본 논문에서 제외하였다.

3. 해석모델의 검증

3.1 증기터빈 참조모델의 성능계산

상용프로그램인 SoftInWay社에서 공급하는 AxSTREAM 프 로그램의 Axial Turbine Design Module을 사용하여 효율과 출 력값을 계산하였다.

Table 8에서 보여주는 바와 같이 증기터빈 제작사가 제공 하는 열정산도(HBD) 보증값을 기준으로 AxSTREAM으로 해 석한 값과 비교시 약 2%p의 편차 발생을 확인하였다. 편차 발생의 원인 중 첫 번째는 스캔을 수행한 참조모델을 기준 으로 기존모델(Old model)의 노후화에 의한 터빈 블레이드의 형상변화가 있을 수 있다. 두 번째는 현장에서 스캔된 형상 에도 물리적으로 형상 데이터 취득이 어려운 구간이 존재하 였고 측정 센서의 크기와 공간적인 제약이 있었으며, 실제 로 취득하지 못한 형상을 보정을 했을 때 2 ~ 3%p의 차이가 있음을 확인하였다.

Table 9에서 보여주는 바와 같이 운전중인 증기터빈에 특 설 계측기를 설치하고 ASME PTC-6에 의거 성능시험으로 얻 어진 효율과 AxSTREAM으로 계산한 결과를 서로 비교시 약 5%p의 차이가 나는 것으로 평가되었다. 편차가 발생되는 이 유는 기존모델의 노후화로 인한 증기유로 손실, 완벽한 스 캔 데이터 취득의 한계성, 제작사가 보증한 열정산도상의 설계 여유율 때문으로 추정되고 출력의 편차는 운전환경에 따라 성능시험시 유입되는 증기의 유량이 설계치와 다르기 때문에 오차가 발생할 수 밖에 없음을 확인하였다. 참조모 델의 신규모델을 기준으로 제작사가 제공한 HBD에서 취득 한 효율, AxSTREAM으로 계산된 효율, 실제 성능시험(PT)한 결과를 Table 10, Table 11에서 비교정리 하였다.

3.2 증기터빈의 주요 손실

증기터빈의 성능계산에서 증기 유로상의 내부 손실은 단 락 손실(Stage loss)이 약 2/3로 가장 크게 차지한다. 다음으로 배기 손실이 약 1/8을 차지한다. 가장 크게 차지하는 단락 손 실을 세부적으로 구분하면 누설손실(Leakage loss)이 1/3, 날 개형상(Blade profile Loss)이 약 1/3, 2차 손실이 약 1/3을 차지 한다(Cofer et al., 1996). 터빈 단락별 손실의 분포를 보면 고 압(HP)터빈 1단에서 주로 부하 변동이 발생하여 터빈 내부 효율이 저하되는데 누설 최소화를 위해 셀 공간을 넓게 설 계하여 증기가 혼합되는 구역을 난류에서 층류로 변환되도 록 한다. 또한 충동터빈에서 주로 적용하는 Curtice 1단(2단 제어단)을 1개의 단(Rateau stage)으로 설계하여 증기 유입부 를 층류 유동이 될 수 있도록 개선한다. 다음으로 영향을 크 게 주는 저압(LP)터빈의 마지막 2개의 단에서 원심력과 습분 에 의한 효율이 저하되지 않도록 설계를 한다면 터빈의 내 부효율은 크게 개선된다(Jung et al., 2009;Morson et al., 1988).

참조모델의 신규모델에 최신 밀봉(Seal)장치 기술을 적용 하여 고압(HP) 증기터빈의 누설손실을 감소시켰으며 약 0.5 ~ 1.5%p의 내부 효율이 향상되는 것을 본 연구를 통하여 확 인하였다.

Table 12는 증기터빈 성능계산에 영향을 미치는 주요 손실 변수와 손실방지를 위한 대책을 정리하였다. 장기간 운영된 터빈을 기준으로 문제점과 해결방안에 대한 기술을 문헌조 사로 정리하였다(Jung et al., 2009).

Fig. 19는 증기터빈 성능에 영향을 주는 주요 손실의 구성 을 보여준다. 터빈의 증기유로에서 발생되는 주요 손실은 블레이드에서 발생한다. 즉 손실의 2/3이상이 증기 유로상의 블레이드(입구 루트부, 팁부)에서 발생되는 것을 알 수 있다 (Cofer et al., 1996). 따라서 본 실증연구에서 현장에 설치된 터빈의 반경방향 및 축방향 간극(Clearance)을 중점 점검하고 운전중 간극 불량 또는 노후화로 인한 유격증가 문제를 조 정할 수 있는 개선된 밀봉(Seal)장치로 교체하였다. 장기간 운전된 증기터빈의 손실에 대한 개선방안 및 효과는 다소 제한적이었다. AxSTREAM에서 Curtis단(2개의 단을 1set)의 구성이 어렵기 때문에 Fig. 20과 같이 2개의 단을 개별적으 로 나타내었다.

3.3 증기터빈 참조모델의 해석 결과

증기 유로해석은 AxSTREAM 프로그램의 Axial Turbine Design Module을 사용하여 해석을 하였다. 본 프로그램은 2D 모델의 축방향 증기터빈의 유로 해석과 기본설계에 활용할 수 있도록 특화된 상용 프로그램이다.

본 프로그램은 해외 Non-OEM社나 OEM社들의 사례조사 와 유수의 참고문헌을 통해 신뢰성을 확인할 수 있었고 빠 른 시간내에 성능시험을 기준으로 증기유로 성능을 평가하 는데 활용성이 매우 높았다. 다만 증기터빈 성능에 영향을 주는 일부의 변수가 항목에서 지원되지 않거나 최적화 평 가 및 확인에 대한 지원에서 약간의 한계가 있음을 확인하 였다.

3.3.1 참조모델의 Old turbine 결과 검증

상용프로그램인 AxSTREAM 프로그램의 신뢰성 확인을 위해 설계값과 성능시험 결과를 비교하여 분석하였다. 프로 그램상에서 제공되는 효율 기준은 두 가지로 결과는 다음과 같다.

OEM社가 제공한 HBD을 기준으로 상용프로그램으로 계 산된 고압(HP)터빈의 성능 비교 값은 Fig. 20에서 보여지는 바와 같이 Diagram total to static efficiency 값으로 실제 성능 시험결과와 비교하였다. 실제 성능시험에서 계산하는 효율 은 Fig. 21에서 표시되는 것처럼 AxSTREAM상의 Diagram total to static efficiency(80.15%, Table 8참조)와 동일하게 계산 되는 것을 확인하였다.

앞서 언급한 Table 8은 기존터빈에 대한 AxSTREAM 결과 와 OEM사 HBD에서 취득한 결과의 비교이며, Table 9는 실 제 성능시험을 수행한 결과와 비교한 내용이다. Table 8에서 AxSTREAM 결과와 OEM사 HBD에서 취득한 값과의 차이가 확인되는데 이것은 터빈의 경년열화(Degradation)에 의한 블 레이드 및 부품의 형상변화와 3D 스캐닝시 발생된 오차이므 로 AxSTREAM 프로그램 상에서 노후화된 터빈의 감소 비율 에 대한 보정치 반영이나 Blade profile 스캔 데이터를 보정해 야 할 경우 검증된 보정변수 적용 등 설계적 고려사항을 전 부 반영할 수 없는 것으로 확인하였다.

3.3.2 참조모델의 New turbine 결과 검증

앞서 계산된 기존모델(Old turbine)의 방법과 동일한 방법 으로 프로그램상에서 제공되는 효율 기준은 두 가지로 계산 하였다.

Fig. 22와 23은 신규 증기터빈(New turbine)의 증기 유로 성 능 결과를 보여준다. 각 단별 압력(단위 kg/cm²)과 온도의 변 화를 확인할 수 있다. 입 출구 조건을 기준으로 각 단별 설 계조건을 만족하고 있다. 실제 성능시험과 비교하는 효율은 Fig. 23에서 표시되는 것처럼 AxSTREAM상의 Diagram total to static efficiency(85.09%, Table 10 참조)인 것을 확인하였다.

Table 10은 참조모델의 신규 증기터빈을 AxSTREAM을 이 용한 성능계산 결과이며, Table 11은 실제 성능시험(PT)을 수 행한 결과를 나타낸다. Table 10에서 AxSTREAM을 이용한 성능계산 결과 값과 제작사가 제공한 HBD에서 취득한 결과 를 비교하였을 때 약 1.5%p의 편차를 확인하였다.

3.4 성능개선 전-후 결과 비교

상용프로그램 AxSTREAM을 이용하여 참조모델의 기존터 빈(Old turbine)과 신규터빈(New turbine)의 성능을 계산하였고 실제 성능시험을 수행하여 성능계산 편차를 검증을 하였다. AxSTREAM으로 성능계산시 성능개선 전·후 효과는 Table 13 에서 4.94%p 효율상승과 713kW의 출력향상이 기대되었다.

성능개선후 참조모델의 신규터빈에 대한 AxSTREAM 계산 값과 실제 성능시험 결과 값을 계산하여 제작사가 제공한 HBD에서 계산된 설계값과의 성능을 비교하였다. Table 14와 같이 HBD에서 계산된 설계값(83.62%)과 AxSTREAM 계산값 (85.09%) 비교시 약 1.47%p의 편차가 발생하였다. 이러한 차이 는 제작사에서 성능보증을 위해 약간의 여유를 두었거나 3D 스캔시 발생된 오차의 영향으로 추정된다. 실제 성능시험(PT) 에서는 참조모델 1호기(80.36%)와 2호기(84.26%)에서 3.9%p의 편차가 발행하였는데 증기유로에서 부품의 제작 정밀도, 정렬 상태, 내부간극, 추기계통의 상태 등 제작과 시공에서 발생된 편차와 성능시험의 불명손실 등이 추정 원인이다(Table 14).

Fig. 24와 25는 성능개선 전·후 고압(HP)터빈의 반동도 및 손실 변화를 나타낸다. 터빈단수를 7단에서 15단으로 늘렸 고 반동도는 평균 0 ~ 40%까지 향상시켰다(Fig. 21과 Fig. 22 참조) Fig. 26과 Fig. 27은 성능개선 전·후 고압(HP)터빈의 고 정익(Fixed blade)과 동익(Moving blade)에서의 Total to total efficiency를 보여주고 있으며 h(엔탈피)-s(엔트로피) 선도상에 서 계산하였다. 기존터빈에 비하여 신규터빈의 반동도가 개 선되었음을 알 수 있다. 고효율의 Governing stage(or Control stage)를 성능개선 전에는 Curtice Stage(2단)에서 성능개선 후 에는 Rateau Stage(1단) 로 변경하여 유입 쪽 증기의 흐름이 개선된 것으로 추정된다.

AxSTREAM을 활용하여 제작사의 HBD에서 계산된 설계 값과 비교시 1%p 범위내의 동일한 수준으로 계산되는 것을 확인하였다. 따라서 설계적 관점에서 유용하게 사용할 수 있는 참조모델이라는 것을 확인하였다. 제작사에서 제공되 지 않는 정보에 대해서는 현장 측정 값과 3D 스캔 데이터를 반영하면 정확도가 높은 성능계산 결과를 도출할 것으로 판 단된다. 실제 성능시험(PT)으로 계산된 값, HBD에서 계산한 설계값, AxSTREAM으로 계산한 값을 서로 비교시 다소 차이 (0.83 ~ 4.73%p)가 있음을 확인하였다.

고압(HP)터빈과 동일한 방법으로 중압(IP)터빈 계산 및 비 교시 약간의 차이(+0.30 ~ -0.84%p)가 있음을 확인하였다.

4. 결 론

본 연구는 성능개선 참조모델을 개발하여 증기 유로에 대 한 해석적 접근 방법을 제시하였고 증기터빈의 효율향상을 도모할 수 있는 결과를 도출하였다. 또한 상용프로그램을 이용하여 터빈의 기본설계를 수행할 수 있고 계산결과에 따 른 대응 방법을 기술하여 증기터빈 내부효율 향상을 위한 손실분석과 개선 방법을 제시하였다. 본 논문을 활용하여 일선 현장의 터빈 엔니지어들이 증기터빈 성능계산과 성능 향상을 위한 지침으로 활용되기를 바라며 연구결과를 요약 하면 다음과 같다.

추후에 제작사의 설계도면을 확보하고 현장에서 얻어진 3D 스캔 모델과 비교 검증하여 참조모델을 최적화할 수 있 는 방향과 모델의 민감도 분석을 시행하여 정확도를 더욱 향상토록 연구를 진행할 예정이다.