Advanced
Design and Characteristics Analysis on Linear Synchronous Motor with Long Stator and Phase Concentrated Winding
Design and Characteristics Analysis on Linear Synchronous Motor with Long Stator and Phase Concentrated Winding
The Transactions of The Korean Institute of Electrical Engineers. 2014. Jan, 63(1): 54-62
Copyright © 2014, The Korean Institute of Electrical Engineers
  • Received : October 18, 2013
  • Accepted : November 28, 2013
  • Published : January 01, 2014
Download
PDF
e-PUB
PubReader
PPT
Export by style
Article
Author
Metrics
Cited by
TagCloud
About the Authors
정 만 김
Dept. of Electrical Engineering, Chungnam National University
한 욱 조
Dept. of Electric, Electronic and Comm. Eng. Edu. Chungnam National University E-mail :hwcho@cnu.ac.kr
석 명 장
Dept. of Electrical Engineering, Chungnam National University
정 민 조
Korea Railroad Research Institute
영 재 한
Korea Railroad Research Institute

Abstract
This study deals with the design and characteristics analysis on a linear synchronous motor (LSM) with a long stator and phase concentrated winding (PCW) to apply for a propulsion system such as a roller coaster for leisure facilities. First of all, the required propulsion force of LSM is computed and its design with double sided permanent magnets (PMs) and a phase concentrated winding is processed. The phase concentrated winding is composed of a module with each A, B, and C phase unlike an conventional concentrated winding (CW). It has an advantage of the installation and manufacture, compared to the conventional concentrated winding in the propulsion system for leisure facilities that have a long acceleration area and stator configuration placed on rail continuously. Thus, the design for the propulsion system and characteristics comparison between the phase concentrated winding and concentrated winding are carried out in this paper. Also, the analysis on dynamic characteristics is conducted to confirm the performance at operation.
Keywords
1. 서 론
1800년대 중반 선형기기가 최초로 선보인 이후 비약적인 발전을 거듭하여, 현재 산업현장에서 직선 구동을 요하는 분야에서 선형기기의 이용이 증가하고 있다. 일반적인 회전기기는 직선 운동 변환을 위하여 기어, 볼스크류, 랙앤피니언 등의 보조 기계 장치가 요구되는데 비해, 선형기기의 경우 이러한 장치들이 불필요하므로 발열, 관성, 강성의 저하, 백래쉬(Backlash)등의 문제로부터 자유로우며, 고속성, 정밀성이 보장된다는 장점이 있다 [1] - [5] .
국내에서는 1990년대 공작기계용으로 리니어모터가 주목을 받기 시작한 이래 고속화, 고속 가공을 목적으로 리니어모터를 탑재하는 공작기계가 증가하기 시작하여, 최근에는 고속화, 고속가공 이외 고정밀도, 대형화의 측면에서 국내외적으로 매년 그 수요가 증가하고 있다. 조사에 따르면 북미 선형기기의 시장규모는 1999년 약 US$ 40 million에서 2004년 US$ 95 million로 20% 이상 성장하였으며, 같은 해 유럽의 선형기기 시장규모는 144 million에 이르렀다. 국내에서는 2007년 말부터 8세대 LCD 설비투자를 시작으로 10, 11세대는 물론 5세대, 6세대에 대한 설비투자가 잇달아 진행되고 있다. 최근에는 일본, 대만등으로부터 해외물량 수주도 크게 늘어나면서 국산 제조 산업체들의 해외진출이 활발히 늘어나고 있으며, 반도체 및 평판 디스플레이 생산 장비와 고 정밀 인쇄 장비의 모션제어 등에 적용되어 그 활용범위도 확산되고 있다. 최근 관련기술의 활용분야는 선형 동기 전동기(LSM, Linear synchronous motor)를 응용한 미사일 발사실험 장치, 이송장치, 엘리베이터, 에너지 저장장치, 광물 운송장치, 컨테이너 이송장치, 친환경 ITS 시스템 사업화 기술 등 고청정, 고효율 이송시스템 개발이 있다. 이렇듯 다양한 분야에서 선형기기의 사용이 증가하고 있으며 이를 이용한 새로운 신성장 사업에 대한 연구가 활발히 진행 중이다 [1] .
롤러코스터는 고공에서의 긴장감, 고속 주행의 속도감, 낙하 시 가속도 운동에 의한 쾌감 등에 의해 테마파크에서 가장 효과적인 어트랙션 중 하나이며, 이중 추진형 롤러코스터는 빠른 속도, 공간 확보의 용이성, 건설비의 감소 등으로 인해 기존의 상승 방식에 의한 롤러코스터를 대체하고 있다. 궤도열차용으로 적용되는 LSM의 경우 고추력을 가짐과 동시에 저소음/저진동의 승차감을 가지므로, 기존의 궤도열차용 회전형 전동기로 제공하기 어려운 화물 및 여객의 수송이 가능하며 레저시설의 추진시스템으로 활용할 경우 이용객의 흥미를 유발할 수 있는 테마 스토리 및 인체 감성 자극 등 가장 효율적인 시스템으로 활용이 가능하다. 특히 LSM을 이용하는 추진형 롤러코스터의 경우 다른 방식에 비해 추력 밀도가 높고 고속화 및 위치제어의 정밀성이 높다는 장점으로 인해 그 수요가 증가하고 있다. 그림 1 의 (a)에서 보여지는 바와 같이 LSM 추진방식을 이용한 롤러코스터는 전체의 약 32%를 차지하고 있으며 현재 건설중인 추진형 롤러코스터의 66.7%가 LSM 추진방식으로 건설되고 있다. 그러나 그림 1 의 (b)에서 보여지는 바와 같이 대부분의 LSM 추진방식을 이용한 롤러코스터는 해외제조사에 의해 제작되고 있으며 이중 ‘IntaminAG’사는 전체 점유율의 약 23.5%를 차지하고 있다. 이는 국내 제작 업체의 기술력 및 수급력이 미약하고, 제작업체의 영세성으로 인해 시장 신뢰도가 부족하기 때문인 것으로 판단된다. 따라서 이러한 레저시설용 선형 동기 전동기의 기술력 확보와 새로운 신성장 사업에 대한 연구가 지속적으로 이루어질 필요성이 있다 [6] - [8] .
PPT Slide
Lager Image
국내외 추진형 롤러코스터 현황 (a) 추진 방식에 따른 분류 (b) 제조사에 따른 분류 Fig. 1 Present condition of the propulsion system at domestic and abroad (a) classification according to the propulsion and (b) classification according to the manufacturer.
그림 2 는 LSM 추진방식을 이용한 롤러코스터 ‘Cheetah Hunt’를 보여주고 있으며, 표 1 은 LSM 추진방식을 이용한 국내외 주요 롤러코스터를 보여준다 [9] . 표 1 에 보여지는 바와 같이 레저시설 추진시스템의 경우 기존의 롤러코스터에 비하여 최고속도가 높으며 이로 인해 제한된 가속구간 내에서 최고속도에 도달하기 위해 고추력 및 고속화 설계가 요구된다. 또한 이용객의 탑승공간이 확보되어야 하기 때문에 차량의 중량과 길이가 증가하게 되며 일정한 속도에 도달하기 위해서는 가속구간의 확보가 필요하기 때문에 그림 2 와 같이 긴 고정자 형태의 LSM이 사용된다. 긴 고정자 형태의 LSM은 집중권 또는 상집중권 형태의 권선법이 사용되는데 이중 상집중권 고정자는 기존의 집중권 고정자의 권선 배치와 다르게 A, B, C상이 각각 하나의 모듈로 구성된다. 이로 인하여 레저시설 추진 시스템과 같이 가속 구간이 길고 고정자가 연속적으로 배치된 시스템에서 기존의 집중권 고정자에 비해 설치 및 제작성이 뛰어나다는 장점이 있다.
PPT Slide
Lager Image
LSM 추진형 롤러코스터 ‘Cheetah Hunt’ Fig. 2 Roller coaster with LSM; ‘Cheetah Hunt’
LSM 추진방식을 이용한 국내외 주요 롤러코스터Table 1 Domestic and foreign roller coasters using propulsion system with LSM
PPT Slide
Lager Image
LSM 추진방식을 이용한 국내외 주요 롤러코스터 Table 1 Domestic and foreign roller coasters using propulsion system with LSM
본 논문에서는 레저시설 추진 시스템에 적용하기 위한 긴 고정자형 상집중권 LSM의 설계 및 특성 해석에 관하여 다루고자 한다. 먼저 레저시설 추진 시스템에 적용하기 위한 LSM의 요구 추력을 산정하고 이를 바탕으로 양측식 영구자석 이동자 대한 설계를 수행하였다. 또한 레저시설 추진 시스템에 적합한 상집중권 고정자에 대한 설계 및 집중권 고정자와의 특성 비교에 관하여 다루고자 한다. 마지막으로 설계 모델에 대한 동적능력을 확인하기 위하여 이에 대한 동특성 해석을 수행함으로써 설계의 타당성을 검증하였다.
2. 긴고정자형 상집중권 LSM 형상 설계
- 2.1 설계조건 및 요구 추력 산정
국내에 적용된 LSM 추진형 롤러코스터인 ‘아틀란티스’는 약 1.5초 동안 급발진하여 최대 속도 75km/h에 도달하게 되며, 이러한 시스템의 특성으로 인하여 레저시설 추진 시스템의 경우 고속 및 고추력에 적합한 LSM의 설계가 요구된다. 표 2 는 레저시설 추진 시스템에 적용하기 위한 LSM 축소형 모델의 주요 설계 목표를 보여주고 있다. 선행기술을 바탕으로 제작 및 실험 공간 등을 고려하여 축소형 LSM의 최대 속도는 10 m/s로 선정하였으며, 최대가속도는 1 G.F.(Gravitational force) 이상을 목표 설계 사양으로 선정하였다. 이 때, 차량 중량은 20 kg이며 가속구간은 총 10 m이다.
축소형 LSM의 주요 설계 목표Table 2 Main design objective for a miniature LSM
PPT Slide
Lager Image
축소형 LSM의 주요 설계 목표 Table 2 Main design objective for a miniature LSM
레저시설 추진 시스템에 적용되는 LSM은 가속구간 내에서 목표로 하는 최대가속도 및 최대속도를 만족하여야 하므로 이에 따른 동 특성을 고려한 설계 목표의 산정이 필요하다. LSM의 경우 일종의 표면 부착형 영구자석 동기 전동기의 형태로 d-q 축 전압방정식은 식(1)과 같이 표현된다 [1] .
PPT Slide
Lager Image
여기서 Vd , Vq 는 동기좌표계에서 고정자 d-q 전압, id , iq 는 고정자 d-q 전류를 나타내며, Rs , Ls 는 각각 고정자 상당 저항 및 동기 인덕턴스를 나타낸다. 그리고 w 와 𝜓 f 는 전기자 전류의 각주파수 및 영구자석에 의한 고정자 쇄교 자속의 최대량을 의미한다. 또한, LSM에서 추력 특성식은 식 (2)와 같이 정리할 수 있다.
PPT Slide
Lager Image
여기서, Ke 는 역기전력 상수를 의미하며, m 은 이동자의 질량, vs 는 이동자의 이동 속도, B 는 마찰계수, Fl 은 부하토크를 의미한다. 한편, LSM의 전력원인 인버터는 최대로 이용 가능한 직류링크 전압이 한정되어 있고 적용되는 반도체 소자의 정격으로 인하여 그 출력전압과 출력전류 용량은 일정범위의 값으로 제한됨으로서 LSM의 입력전압과 출력에 직접적으로 영향을 미치게 된다. 인버터의 입력단에서 전동기에 인가할 수 있는 최대 전압 전류는 식(3), (4)와 같이 정의된다.
PPT Slide
Lager Image
PPT Slide
Lager Image
여기서 V max 는 d-q 공간에서 연속 출력 가능한 전압으로 직류링크 전압 Vdc
PPT Slide
Lager Image
의 관계를 가진다. 이로부터 최대 고정자 전압제한 조건 및 벡터제어에서의 전류 지령치인 id = 0인 조건을 고려하면 선형 동기 전동기의 각종 설계정수에 대한 인버터 직류링크 전압 간의 관계를 식 (5)와 같이 규정할 수 있다 [3] [4] .
PPT Slide
Lager Image
식(5)는 설계와 동특성에 관련된 제어계를 연결하여 주는 관계식으로서 설계와 직접적으로 관련된 고정자 상당 저항 Rs , 동기 인덕턴스 Ls , q축 전류 iq , 영구자석에 의한 고정자 쇄교 자속의 최대량 𝜓 f 등의 설계정수와 직류링크 전압과의 관계를 나타낸다. 따라서 설계 시 최대 고정자 전압 제한조건 즉 직류링크 전압의 제한조건을 고려한 적절한 설계정수의 산정이 필요하다. 또한 식 (2)로 주어지는 추력 특성식으로부터 기계적인 특성이 고려된 요구추력이 산정이 필요하며, 이에 따라 추력에 직접적으로 영향을 미치는 역기전력 상수에 대한 적절한 산정이 필요하다. 이로부터 마찰력과 부하 토크를 고려하지 않을 경우 가속구간 10m 구간 내에서 1 G.F. 의 최대가속도와 최대속도 10m에 도달하기 위해서는 약 200N의 추력이 요구되며, 마찰력과 부하토크를 고려하여 400N의 요구 추력을 산정하였다. 그림 3 은 해당 추력에서의 LSM의 속도 특성을 보여준다. 이때 마찰계수와 부하토크는 각각 20 N/(m/s), 50 N으로 산정하였다.
PPT Slide
Lager Image
추력 400 N에서 운동방정식에 의한 속도 및 이동거리 Fig. 3 Velocity and moving distance at 400N of thrust
- 2.2 축소형 LSM의 기본 형상 선정
LSM의 구조 중에서 가장 동작 특성에 많은 변화를 주는 것은 바로 영구자석과 코일 중 어떤 부분을 이동자로 사용할 것인가이다. 일반적인 초정밀 공작기계용 LSM의 경우 운행구간이 짧고 제어와 동작자체의 특성에서 가동 자석형 보다는 가동 코일형이 유리하기 때문에 대부분 가동 코일형 구조를 사용한다. 그러나 레저시설 추진 시스템용 LSM의 경우 고속 운전되며 고추력을 요구하고 운행구간이 길다는 특징으로 인해 대부분 코일의 이동으로 인해 고속화하기가 어려운 가동 코일형이 아닌 가동 자석형 구조를 사용하고 있다. 한편, LSM의 경우 단부효과로 인하여 자기회로가 불연속 됨은 물론 이로 인하여 디텐트력(Detent force)이 발생한다. 이러한 디텐트력은 전동기의 추력의 맥동으로 작용하여 기기의 소음 및 진동의 원인이 되고 기기의 성능을 악화시키게 된다. 특히 LSM이 레저시설 추진시스템용으로 사용될 경우 추력의 맥동성분은 승차감에 직접적으로 영향을 미치게 되므로 치-슬롯 구조로 인해 추력 맥동이 크게 발생되는 철심형(Iron cored) LSM 보다는 추력 밀도는 다소 낮지만 추력 맥동이 적고 코일의 모듈화가 용이한 공심형(Coreless) LSM이 유리하다. 그러나 앞서 언급한 바와 같이 레저시설 추진시스템용 LSM의 경우 고추력을 요구하는 반면 공심형 LSM의 경우 추력 밀도가 낮기 때문에 철심형 LSM에 비하여 전기자 전류가 증가하게 되며 이는 손실의 증가를 원인이 된다. 따라서 이러한 낮은 추력 밀도를 보완하기 위하여 이동자는 편측식에 비하여 무게 및 제작비, 전동기 온도 특성 및 냉각 구현 측면에서 다소 불리하지만 추력밀도 측면에서 유리한 양측식 영구자석 이동자를 선정하였다 [1] - [5] .
그림 4 는 선정된 양측식 LSM의 기본 형상을 나타내며, 표 3 는 설계 사양을 나타낸다. 양측식 영구자석 이동자는 4극이 한 모듈을 구성하고 있으며 이를 기준으로 고정자 코일 3개가 하나의 모듈로 구성된다. 이러한 모듈구성은 부하 특성 조건에 따라 다중 모듈화를 할 수 있기 때문에 설계와 제작 측면에서 매우 유리한 장점을 가지게 된다. 공극 길이 및 코일 두께 자석 두께, 이동자 요크 두께는 선형 전동기의 y축 방향 길이(전동기의 폭)를 결정하는 설계 변수로서 추진형 LSM의 경우 레일의 폭, 대차의 형상 등에 의한 기계적인 제작성에 의해 결정되는 경우가 많다. 따라서 이를 고려하여 y축 방향 길이와 z축 방향 길이(전동기의 높이)는 각각 70mm와 75mm로 제한하였다.
PPT Slide
Lager Image
양측식 공심형 LSM 기본 형상 Fig. 4 Basic shape for LSM with double side and coreless
양측식 공심형 LSM의 설계 사양Table 3 Design requirements for LSM with double side and coreless
PPT Slide
Lager Image
양측식 공심형 LSM의 설계 사양 Table 3 Design requirements for LSM with double side and coreless
- 2.3 양측식 영구자석 이동자 형상 설계
영구자석 이동자의 형상을 설계 하기 위해서는 먼저 LSM의 극피치 산정이 우선 되어야 한다. 극피치 𝜏는 선형 동기 전동기의 사이즈 및 속도 v 를 결정하는 가장 중요한 설계 변수로서 주파수 f (Hz)와 v = 2𝜏 f (m/s) 관계에 의해 동기속도가 결정된다. 극피치를 크게 하게되면 해당 속도에서 입력 주파수를 줄일 수 있어 입력 주파수에 의한 제어기에서의 스위칭 손실 및 전동기의 철손이 감소하게 된다. 하지만 극피치를 크게 할 경우 손실은 줄어들지만 모듈의 사이즈가 증가하고 이에 따라 무게 및 시스템의 크기가 증가하게 된다. 물론 극피치를 크게 할 경우 출력이 증가하게 되지만 전체적인 모듈수를 늘리는 것이 극피치를 증가시키는 것보다 효율적이다 [1] - [5] .
그림 5 는 LSM의 극피치에 따른 역기전력 해석 결과를 나타낸다. 해석결과를 통해 알 수 있듯이 극피치를 증가시킬 경우 모듈의 길이는 선형적으로 증가하지만 역기전력의 크기는 비선형적인 증가를 보인다. 이는 제한된 y축 방향 길이에서 영구자석 길이 증가에 따른 이동자 요크에서의 자기포화현상에 의한 것으로 판단된다. 이에 따라 본 논문에서 사용된 축소형 LSM에 대한 극피치는 전동기의 사이즈, 구동 주파수 등을 고려하여 그림 5 와 같이 42mm로 선정하였으며, 이에 따른 설계 최대 속도 10 m/s 에서의 구동주파수는 119 Hz가 된다.
PPT Slide
Lager Image
LSM의 극피치에 따른 역기전력 해석 결과 Fig. 5 Back-EMF according to pole pitch of LSM
그림 6 은 앞서 선정된 극피치에서 극호비(𝜏 m /𝜏) 및 hbi / hm 비에 따른 역기전력 해석 결과를 보여주고 있다. 각각의 해석결과에서 알 수 있듯이, 극호비가 감소할수록 역기전력의 크기가 감소하는 경향을 나타낸다. 또한 극호비가 1인 경우 (42/42)와 40/42인 경우 동일한 역기전력의 해석결과를 보인다. 한편, 영구자석과 이동자 요크의 비율에 따른 해석결과에서 영구자석의 두께가 증가할수록 역기전력의 크기 또한 증가하는 것을 알 수 있다. 그러나 이에 따른 이동자 요크에서의 포화자속밀도 또한 증가하게 되는데 영구자석의 폭이 최대가 되는 지점에서는 오히려 역기전력의 크기가 감소하는 현상이 나타난다. 영구자석의 자속에 의한 이동자 요크의 포화는 국부적으로 발생되는 현상으로 포화부분에서의 자속의 변화 또한 발생하지 않기 때문에 열적인 문제가 일어날 우려는 적으며, 이동자 요크의 두께가 증가할수록 동일한 사이즈에서 출력밀도가 감소하게 된다. 하지만 전류에의 한 자계의 변화로 인하여 제어의 선형성에 문제가 발생할 우려가 있으므로 hbi / hm 비와 포화자속밀도의 적절한 타협점을 설계단계에서 찾는 것은 매우 중요한 설계 고려사항 중 하나이다.
PPT Slide
Lager Image
극호비(𝜏m/𝜏) 및 hbi/hm비에 따른 역기전력 해석 결과 Fig. 6 Back-EMF according to ratio of 𝜏m/𝜏 and hbi/hm
- 2.4 긴고정자형 상집중권 고정자 설계
그림 7(a) (b) 는 상집중권 및 집중권에서의 권선 배치를 보여주고 있다. 그림 7(a) 에 나타난 바와 같이, 상집중권 고정자 권선 배치의 경우 그림 7(b) 의 집중권에서의 권선 배치와 다르게 A, B, C상이 각각 하나의 모듈로 구성된다.
PPT Slide
Lager Image
상집중권 및 집중권 고정자 권선 배치 (a) 상집중권(10극 9코일) (b) 집중권(8극 6코일) Fig. 7 Configuration of PCW and CW (a) PCW (10 poles/ 9 coils) and (b) CW (8 poles/ 6 coils)
따라서 앞선 이동자 형상 설계에서 사용된 4극 구성에 있어서는 상집중권과 집중권이 동일한 구성방식이 사용되지만, 4극 이상의 구성에 있어서는 상집중권과 집중권이 권선 배치 및 코일피치가 달라지게 된다. 집중권의 경우 모듈수가 증가하더라도 앞서 이동자 형상 설계에서 사용되었던 4극 3코일과 동일한 구성이 반복되며 이때 코일 피치는 식 (6)과 같이 표현된다.
PPT Slide
Lager Image
이로 인해 각 상은 120° 위상차를 가지며 4극 한 모듈당 3개의 코일이 사용된다.
한편, 상집중권의 경우 한 상이 하나의 모듈을 구성하여야 하므로 각 코일에 유기되는 유기기전력은 180° 의 위상차를 가져야 한다. 따라서 기존의 집중권과는 다르게 상집중권의 경우 식(7)과 같이 코일 피치는 이동자의 극 피치와 동일하게 설계 되어야 한다.
PPT Slide
Lager Image
또한, 상집중권의 경우 각 코일 모듈의 간격에 의해 각 상이 120°의 위상차를 가져야 하므로 각 상간의 코일 모듈의 간격은 집중권 권선 배치와 동일하게 되어야 하며, 이로 인해 각 코일 간에는 (1/3)𝜏 p 만큼의 빈공간이 발생하게 되어 총 𝜏 p 만큼의 빈공간이 발생하게 되므로 3상 고정자의 총 길이는 식(8)과 같이 표현된다.
PPT Slide
Lager Image
여기서, nw 는 상당 코일 수를 의미하며, 4극 3코일의 경우 nw 는 1이 되어 3상 고정자의 총길이는 4𝜏 p 가 된다. 또한, 이동자의 극수와 3상 고정자의 총 길이는 식(9)와 같이 표현이 가능하다.
PPT Slide
Lager Image
여기서, 상집중권의 극수 ppcw 는 항상 극 쌍을 이루어야 하므로 가능한 코일 수와 극수는 식 (10)과 같은 제한조건을 가지게 된다.
PPT Slide
Lager Image
즉, 상집중권과 집중권은 모듈수 증가에 따른 가능한 극수와 코일수에 대한 제한조건이 달라지게 되며 이는 표 4 에 나타내었다.
상집중권 및 집중권의 극수와 코일수 제한조건Table 4 Limit condition of poles and coils in PCW and CW
PPT Slide
Lager Image
상집중권 및 집중권의 극수와 코일수 제한조건 Table 4 Limit condition of poles and coils in PCW and CW
그림 8 은 상집중권 및 집중권의 역기전력 해석결과를 비교하여 보여주고 있다. 해석에는 동일한 조건을 고려하기 위해 16극 모델이 적용되었으며, 상집중권의 경우 극피치와 코일피치가 같아 집중권에 비해 코일 면적이 25% 감소하기 때문에 코일당 턴수는 집중권 80턴의 75%에 해당하는60턴을 사용하였다. 16극 이동자에 대한 해석결과에서 상집중권의 경우 집중권에 비해 역기전력이 약 10.5% 감소하는 결과를 나타낸다. 그림 9 는 상집중권 및 집중권의 역기전력에 대한 THD 분석결과를 보여주고 있다. 상집중권의 경우 집중권에 비해 기본파의 크기 17.2% 감소하였고, 전류의 THD는 집중권에 비해 1.32 % 감소하였다. 또한 추력리플에 영향을 미치는 3고조파의 경우 집중권에 비해 68.8% 감소하는 특성을 갖는다.
PPT Slide
Lager Image
16극 모델에 대한 상집중권 및 집중권의 역기전력 비교 Fig. 8 Back-EMF comparison with PCW and CW with 16 poles
PPT Slide
Lager Image
16극 모델에 대한 상집중권 및 집중권의 역기전력 THD(%) 비교 Fig. 9 THD of Back-EMF comparison with PCW and CW with 16 poles
앞서 기술된 해석결과를 통해 알 수 있듯이 상집중권의 경우 A, B, C상의 배치간격으로 인한 빈 공간과 각 상이 하나의 모듈을 구성함으로써 발생하는 공극자속밀도의 감소로 인해 집중권 고정자 배치에 비해 출력밀도가 약간 감소하게 된다. 그러나 각 상의 배치간격으로 인한 빈공간의 폭은 모듈의 수가 증가하더라도 크기가 동일하며 이로 인한 출력밀도의 감소는 모듈의 수가 증가할수록 그 영향이 감소하기 때문에 고정자 모듈수가 증가할수록 상집중권 방식이 집중권 방식보다 유리하다. 게다가, 긴 고정자형 LSM의 경우 일반적으로 부분 여자 방식이 사용되기 때문에 센서리스 제어를 하지 않을 경우 이동자의 절대 위치검지를 위한 위치센서가 필수적으로 요구되는데 집중권 권선방식에 있어서도 위치센서를 위한 코일 모듈간의 배치간격이 요구되며 이로 인해 발생하는 빈 공간으로 인한 출력밀도의 감소가 발생하기 때문에, LSM의 상집중권 방식 적용 시 모듈 간 존재하는 빈공간은 위치센서를 위치시키기에 매우 적합하므로 집중권 방식에 비해 상집중권 방식이 궤도열차와 같은 긴고정자형 LSM 추진 시스템에 더욱 적합함을 알 수 있다.
그림 10 은 집중권(8극 6코일) 및 상집중권(10극 9코일) 고정자의 권선 결선도를 나타낸다. 상집중권의 경우 A, B, C상이 각각 하나의 모듈의 구성하고 있으므로, 극수가 증가하더라도 3개의 모듈로 구성된다. 또한 한상이 하나의 모듈을 구성하고 있으므로 외부결선에 있어서 각 모듈의 연결이 집중권에 비해 간소화 되며, 각 상이 균일한 간격으로 설치되기 때문에 극수가 증가할수록 집중권에 비해 제작 및 설치가 용이하다는 장점을 갖는다.
PPT Slide
Lager Image
상집중권 및 집중권 고정자 권선 결선도 (a) 상집중권(10극 9코일) (b) 집중권(8극 6코일) Fig. 10 Winding connection diagram for PCW and CW (a) PCW (10 poles/ 9 coils) and (b) CW (8 poles/ 6 coils)
그림 11 ib = ic =− ia /2인 조건에서 8극 6코일 집중권 및 10극 9코일 상집중권의 자속분포를 보여주고 있으며, 그림 12 는 각 모델에 대한 공극자속 밀도를 보여주고 있다. 집중권의 경우 4극 3코일을 기준으로 모듈수를 증가시킬 경우 코일 수 또한 2배수로 증가하기 때문에 전류에 의한 자속밀도 분포 및 공극자속밀도가 한 모듈에 대해 주기적으로 반복되게 된다. 반면 상집중권의 경우 모듈수를 증가시키더라도 각 상의 분포가 동일하게 구성되므로 전기자 반작용 자계에 의한 자속밀도 분포 및 공극자속밀도가 각 상의 코일에 대해 주기적으로 반복되게 된다.
PPT Slide
Lager Image
집중권 및 상집중권 전류에 의한 자속분포 비교 (a) 상집중권(10극 9코일) (b) 집중권(8극 6코일) Fig. 11 Magnetic flux distribution comparison with PCW and CW according to current (a) PCW (10 poles/ 9 coils) and (b) CW (8 poles/ 6 coils)
PPT Slide
Lager Image
전기자 반작용 자계에 의한 공극자속밀도 (a) 상집중권(10극 9코일) (b) 집중권(8극 6코일) Fig. 12 Air-gap magnetic flux density of PCW and CW with armature reaction (a) PCW (10 poles/ 9 coils) (b) CW(8 poles/ 6 coils)
3. 정추력 및 동특성 해석
레저시설 추진시스템용 LSM의 집중권과 상집중권의 설계모델은 각각 8극 6코일, 10극 9코일 모델로 선정하였으며, 유한요소해석을 통한 각 모델에 대한 정추력 특성해석의 결과를 그림 13 에 나타내었다. 상집중권 모델의 경우 집중권에 비해 극수가 2극 증가하였기 때문에 전체적인 체적 또한 20% 증가하게 된다. 앞서 선정된 설계 요구 추력 400 N에 부합하기 위해서는 집중권의 경우 21.75A, 상집중권의 경우 20.67A의 전류가 요구되며, 이때 각 모델에 대한 전류밀도는 점적률 약 60%에서 집중권의 경우 11.38 A rms /mm 2 , 상집중권의 경우 10.82 A rms /mm 2 이다. 일반적으로 전기기기에서 냉각방식을 공랭식으로 사용할 경우 전류밀도를 5 A rms /mm 2 이내로 설계하게 되지만, 고추력을 요구하는 레저시설 추진용 LSM에서 체적을 줄이면서 출력을 최대화하기 위해 상대적으로 높은 기준의 전류밀도로 설계되었다. 또한 앞서 언급한 바와 같이 긴 고정자 형태의 LSM의 경우 일반적으로 부분여자 방식을 이용하고 공심형 코일이 외부에 위치함으로써 자연냉각이 용이하기 때문에 전류밀도를 다소 높게 설계하더라도 코일의 온도상승으로 인한 열적 문제가 일어날 우려가 적어진다.
PPT Slide
Lager Image
전류에 따른 정추력 특성 해석 (a) 상집중권(10극 9코일) (b) 집중권(8극 6코일) Fig. 13 Analysis on static characteristics performances such as thrust (a) PCW (10 poles/ 9 coils) and (b) CW (8 poles/ 6 coils)
그림 14 는 동특성 검증을 위한 제어 특성 평가 블록도를 보여주고 있다. PI 제어기로 구현된 속도 및 전류 제어로 입력 전원은 공간전압 벡터 PWM, 스위칭 주파수 5 kHz가 적용되었다. 동특성 검증을 위한 제어 특성 평가 블록도는 상용소프트웨어인 Matlab Simulink를 통해 구현하였으며, 해석에 사용된 전동기 파라미터는 상당 저항 1.29 ,동기 인덕턴스 1.064 mH가 사용되었다. 그림 15 는 상집중권 LSM의 동특성 시뮬레이션 결과를 보여주고 있다. 해석결과를 통해 표 2 의 설계 목표에 만족하는 동특성을 갖고 있음을 확인할 수 있으며 이를 통해 설계된 모델에 대한 타당성을 검증하였다.
PPT Slide
Lager Image
상집중권 LSM의 동특성 검증을 위한 제어 성능 평가 블록도 Fig. 14 Control block diagram of LSM with PCW to verify dynamic performance
PPT Slide
Lager Image
상집중권 LSM의 동특성 시뮬레이션 결과 Fig. 15 Results of dynamic performance for LSM with PCW
4. 결 론
본 논문에서는 레저시설 추진 시스템에 적용하기 위한 긴 고정자 상집중권 LSM에 대한 설계 및 특성 해석에 관하여 다루었다. 먼저 레저시설 추진 시스템에 적용하기 위한 LSM의 요구 추력을 산정하고 이를 바탕으로 양측식 영구자석 이동자 대한 설계를 수행하였다. 또한 레저시설 추진 시스템에 적합한 상집중권 고정자에 대한 설계 및 집중권 고정자와의 특성 비교에 관하여 다루었으며, 설계 모델에 대한 동적능력을 확인하기 위하여 이에 대한 동특성 해석을 수행함으로써 설계의 타당성을 검증하였다. 본 논문에서 다루어진 상집중권 고정자의 경우 집중권 고정자에 비해 출력밀도는 다소 감소하나 레저시설 추진 시스템과 같이 가속구간이 길고 고정자가 연속적으로 배치된 시스템에서 기존의 집중권 고정자에 비해 설치 및 제작성이 뛰어나다는 장점이 있다. 본 논문에서 제시된 설계 및 특성결과들은 향후 레저시설 추진시스템과 같은 긴 고정자형태의 LSM관련 기술력 확보와 국산화 개발, 새로운 신 성장 사업에 대한 연구를 진행함에 있어 매우 유용할 것으로 사료된다.
BIO
김 정 만 (金 正 萬) 1985년 3월 5일생. 2011년, 2013년 충남 대학교 전기공학과 공학사, 공학석사 졸업., 2013년 3월~현재 충남대학교 전기 공학과 박사과정 Tel : 042-821-7608 E-mail : jmkim27@cnu.ac.kr
조 한 욱 (趙 漢 旭) 1976년 12월 3일생. 2002년, 2004년, 2007년 충남대학교 전기공학과 공학사, 공학석사, 공학박사 졸업. 2007년 9월~2010년 8월 한국기계연구원 선임연구원, 2010년 8월~현재 충남대학교 전기전자통신공학 교육과 조교수 Tel : 042-821-8581 E-mail : hwcho@cnu.ac.kr
장 석 명 (張 錫 明) 1949년 7월 3일생. 1986년 한양대학교 공과대학 전기공학과 졸업(공학박사). 1989년 미국 Univ. of Kentucky (방문연구교수). 2004~2005년 당학회 부회장, 전기기기 및 에너지 변환 시스템 부분회 회장 역임. 1978년~현재 충남대학교 전기공학과 교수. E-mail : smjang@cnu.ac.kr
조 정 민 (趙 正 珉) 1972년 1월 10일생. 1997년 충주대학교 전기공학과 졸업, 1999년, 2004년 명지대학교 전기공학과 공학석사, 공학박사 졸업, 2004년 3월~2007년 3월 한국기계연구원 위촉연구원, 2007년 9월~2009년 3월 현대로템 선임연구원, 2009년 3월~현재 한국철도기술연구원 선임연구원 E-mail : jmjo@krri.re.kr
한 영 재 (韓 咏 材) 1969년 5월 9일생. 1994년, 1996년, 2004년 홍익대학교 전기제어공학과 공학사, 공학석사, 공학박사 졸업, 2013년 성균관대학교 경영학과 경영학 석사 졸업, 1995 년 12~현재 한국철도기술연구원 책임연구원 E-mail : yjhan@krri.re.kr
References
Gieras J.F. , Piech Z.J. , Tomczuk B.Z. 2012 “Linear Synchronous Motor, 2nded” 2nded Taylor & Francis - CRC Press Boca Raton
Kim Won-Jong , Williams Mark E. 1996 “Design and Analysis Framework for Linear Permanent Magnet Machines,” IEEE Trans. on Industry Applications 32 (2) 371 - 379    DOI : 10.1109/28.491486
Jang Won-Bum 2007 “Analysis of dynamic Characteristics of Permanent Magnet Linear Synchronous Motor considering Inverter DC Linked Voltage”, PhD thesis Univ. of Chungnam Korea
Jang Won-Bum , Jang Seok-Myeong , You Dae-Joon 2005 “Dynamic Drive Analysis through Base Speed Determination for Optimal Control Boundary in PMLSM with Self-Load” IEEE Trans. Magnetics 41
Jung Sang-Yong 2003 “Characteristic analysis and design of steel-cored permanent magnet linear synchronous motor for high thrust force” PhD thesis Univ. of Seoul Korea
Elliott N. J. 1997 “Novel application of a linear synchronous motor drive,” in IEE Colloquium on Update on New Power Electronic Techniques 8/1.A - 8/5.A
van der Hulst P. , Jonker M.C.P. , van Gurp J.P. 2002 “Control of a 2.4MW Linear Synchronous Motor for launching roller-coasters” in Proceedings of the 17th International Conference on Magnetically Levitated Systems and Linear Drives Lausanne, Switzerland
Veltman A. , Hulst P. , Gurp J. P. , Jonker M. C. P. 2003 “Sensorless control of a 2.4 MW Linear Motor for launching roller-coasters” in 10th European Conference on Power Electronics and Applications, EPE 2003 Toulouse,France
http://www.orlandoparksnews.com