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Optimum Design of Axially Laminated Anisotropic Synchronous Reluctance Motor and Comparison of Characteristics with Induction Motor
Optimum Design of Axially Laminated Anisotropic Synchronous Reluctance Motor and Comparison of Characteristics with Induction Motor
The Transactions of The Korean Institute of Electrical Engineers. 2014. Mar, 63(3): 349-357
Copyright © 2014, null
  • Received : January 15, 2014
  • Accepted : February 24, 2014
  • Published : March 01, 2014
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About the Authors
필원 이
Dept. of Electrical Engineering, Hanbat National University, Korea
원기 변
Dept. of Electrical Engineering, Hanbat National University, Korea
준호 이
Dept. of Electrical Engineering, Hanbat National University, Korea
중호 이
Corresponding Author : Dept. of Electrical Engineering, Hanbat National University, Korea E-mail :limotor@hanbat.ac.kr

Abstract
The performance of a Synchronous Reluctance Motor (SynRM) in terms of torque and power factor depends on the two-axis inductances Ld and Lq of the machine. The Axially Laminated Anisotropic (ALA) rotor should be proposed in an effort to increase the Ld / Lq ratio and the Ld - Lq difference to secure high torque density and high power factor. So, ALA rotor is suitable for high speed instruments. This paper deals with optimum design of Axially Laminated Anisotropic Synchronous Reluctance Motor (ALA-SynRM) and comparison of characteristics with induction motor. Coupled Finite Element Methodology (FEM) & Response Surface Methodology (RSM) have been used to evaluate optimum design solutions. Comparisons are given with characteristics of a same rated wattage induction motor and those of ALA-SynRM respectively.
Keywords
1. 서 론
최근 중국의 희토류 자원 수출 규제로 인해 우리나라를 포함한 전 세계적으로 많은 국가들이 촉각을 곤두세우고 있다. 희토류는 전기 및 하이브리드 자동차, 풍력발전, 태양열 발전 등에 쓰이는 영구자석 제작에 꼭 필요한 물질이다. 이러한 중국의 희토류 정책은 아프리카를 비롯한 자원 부국들의 자원민족주의를 강화시키고 있으며 관련 자원을 이용한 산업발전을 저해하고 있다. 따라서 미국, 일본, 유럽 등 선진국을 중심으로 이에 대한 대비를 위해 신기술 정책을 강화 하고 있는 추세이며 산업계에서도 비희토류 전동기 개발에 대한 연구가 진행되고 있다.
대표적인 비희토류 전동기인 동기형 릴럭턴스 전동기 (SynRM : Synchronous Reluctance Motor)는 구조적인 면에서 회전자에 권선 구조가 없어 간단하고 고장이 적어 신뢰도가 높다. 직류 전동기의 취약점인 브러시와 정류자 구조가 없기 때문에 유지보수가 용이하며, 유도전동기에 비해 회전자에 발생되는 손실이 거의 없어 장시간 운전이 필요하거나 기동과 정지가 빈번한 경우에 유리하다. 더구나, 손실의 대부분이 고정자에서만 열이 발생하기 때문에 전동기의 냉각도 용이하다. 이러한 구조적인 특성을 갖는 동기형 릴럭턴스 전동기는 회전자의 d축과 q축의 인덕턴스의 차 ( Ld−Lq )와 돌극비( Ld/Lq )를 크게 함으로써 토크특성이나 역 률을 크게 개선시킬 수 있으며, 이와 관련하여 회전자의 설계에 관한 연구가 활발히 이루어지고 있다 [1] .
동기형 릴럭턴스 전동기는 회전자 구조에 따라 세그먼트형(Segment) 회전자와 축 방향 성층 이방성(Axially Laminated Anisotropic : ALA) 회전자로 크게 구분이 되는데 세그먼트형의 경우에는 제작공정이 용이하여 대량생산에 적합한 특징이 있지만 단위중량당 출력토크가 낮다는 단점이 있다. 이에 반해, ALA-SynRM의 경우에는 인덕턴스의 차와 돌극비를 크게 할 수 있으므로, 더 큰 출력토크를 얻을 수 있는 장점이 있는 만큼 충분히 경쟁할만한 가치가 있다.
ALA-SynRM의 설계변수Table 1 Design variables of ALA-SynRM
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ALA-SynRM의 설계변수 Table 1 Design variables of ALA-SynRM
표 1 은 ALA-SynRM 운전시, 효율성에 영향을 미치는 설계변수들을 나타내고 있다. 회전자 적층 두께, 회전자 절연 두께, 자성체 포화 등과 같은 설계 변수들은 서로 독립적이지 않고, 여러 가지 설계변수를 복합적으로 조합하여 변화하므로써 효율성 개선에 미치는 영향을 주의 깊게 검토하고 살펴보아야 한다.
한편, 유도전동기(IM : Induction Motor)는 통상적으로 구동이 단순하고 유지보수가 용이하며 낮은 제작단가로 인해 산업용으로 가장 많이 이용되는 대표적인 교류전동기이다. 최근 산업용으로 중/소형기에서는 고효율화 기술로 인해 구동효율이 많이 개선되긴 했지만 외부자계의 변화에 의해 에너지가 전달되는 구조적인 한계로 인해 타 전동기(SynRM, IPM 등)에 비해 낮은 구동효율을 갖고 있으며 저속에서의 낮은 토크와 항시 존재하는 슬립 등이 단점으로 지적되고 있다. 이처럼 유도전동기의 단점으로 인해 이를 대체하기 위한 타 전동기의 개발에 관한 연구가 활발히 이루어지고 있다.
본 연구에서는 기존의 설계 및 제작이 완료된 유도전동기의 고정자에 맞춰 회전자 설계를 진행하였다. 우선 참고문 헌을 통해 다양한 형상의 회전자들을 결정하였고 각각의 형상들에 대해 ALA-SynRM의 토크 특성에 가장 큰 영향을 미치는 인덕턴스의 차와 비를 분석하여 ALA-SynRM의 초기모델을 선정하였다. 이렇게 선정된 초기모델의 철심 폭과 절연물 폭을 변수로 반응표면법(RSM : Response Surface Methodology)을 이용하여 최적설계를 수행하였고 유한요소 법(FEM : Finite Element Method)을 통해 토크와 토크 리플 특성을 분석 하여 유도전동기와 비교분석 하였다.
2. ALA-SynRM의 형상 및 특성
- 2.1 고정자
그림 1 에서 보는바와 같이 SynRM의 고정자는 유도전동기의 고정자와 동일한 구조를 갖고 있으며 권선도 마찬가지로 가능한 공극자속을 정현적으로 만들어 주기 위해 분포 단절권(distributed short pitch winding)을 많이 사용한다. 분포 단절권은 기전력의 고조파를 감소시키며 고정자 권선에 의한 열을 고르게 분포시켜 과열을 방지하고 코일 배치가 균일하여 통풍에 효과적인 장점이 있다. 따라서 본 논문에서 연구하고자 하는 ALA-SynRM 역시 고정자는 3상 권선을 가지고 있으며 이 권선에 평형 3상 전류를 흘려 회전 자계를 발생 시키는 구조이다.
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유도전동기와 SynRM의 형상 Fig. 1 Cross-sections of Induction motor and SynRM
그림 2 는 250 kW급 유도전동기의 고정자 설계모델로, 본 논문의 ALA-SynRM의 고정자 모델이기도 하다. 고정자의 기계적인 치수는 외경 517[mm], 내경 330[mm]이며 적층의 길이는 210[mm]으로 실제 틸팅열차에 부착되는 전동기의 크기를 역산하여 들어간 형상 치수법에 의한 설계 형상이다. 치와 슬롯은 유도전동기의 특성에 맞춰 최적설계가 된 형상이며, 본 논문에서는 이 유도전동기의 고정자를 그대로 활용하여 ALA-SynRM 회전자만 삽입하여 해석을 수행 할 것이다. 고정자의 권선은 슬롯 및 도선의 단면적을 고려하여 피복두께를 뺀 2.4×4.8 평각 동선 2본을 사용하였으며 1 슬롯에 들어가는 도체 수는 10개이다.
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유도전동기 고정자 설계모델 Fig. 2 Design model of stator in Induction motor
고정자 사양Table 2 Stator specification
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고정자 사양 Table 2 Stator specification
- 2.2 회전자
그림 3 에서 보여지듯이, SynRM의 회전자는 Segment형과 ALA형으로 나눠진다.
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Segment형과 ALA형의 철판 적층방향 Fig. 3 Laminated direction of Segment and ALA type
Segment형의 경우 각각의 규소강판을 금형 등으로 펀칭하여 제작 후 회전자 축에 적층하는 구조로 제작공정이 용이하여 대량생산에 적합한 특징이 있지만 단위중량당 출력 토크가 낮다는 단점이 있다. 본 논문의 설계 모델인 ALA형은 각각의 철판을 절곡하여 그 사이에 절연물을 삽입한 후 철판을 축 방향으로 적층하여 볼트로 축에 고정하는 구조이다. 자성체인 철판과 비자성체인 절연판, 스파이더, 홀더, 볼트 등으로 구성되어 있다. 그림 4 는 상세한 ALA형 회전자의 구조를 보여준다.
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ALA형 회전자의 상세 구조 Fig. 4 Specific structure of ALA-type rotor
ALA-SynRM은 돌극비를 크게하여 토크 특성을 개선시킬 수 있는 장점을 가지고 있지만, 축의 공간과 일정비 이상의 돌극비 확보를 위해 극수의 제한이 따른다. 2극기의 경우 돌극비를 매우 크게 할 수 있고 절곡이 필요하지 않은 장점이 있지만 축이 통과할 수 있는 공간의 확보 문제가 있어 대부분 4극이나, 6극을 사용하는 경우가 많으며, 이러한 구조에서 돌극비는 7 또는 그 이상이 보고되었고 유도전동기와 충분히 경쟁할 만한 정도가 되었다 [2] - [3] .
ALA-SynRM의 회전자 구조는 기본적으로 코어와 절연 판과 회전시 원심력에 의한 분리를 방지하는 볼트로 구성되어있다. 여기서 중요한 점은, 볼트 체결을 위한 회전자 코어에 볼트 홀 반영시 코어에 흐르는 자속 path에 미치는 영향 어떠한지를 반드시 검토해야 한다. 먼저, 볼트 홀 사이에 자속 포화가 일어나지 않아야 한다. 또한, 볼트는 반드시 비자성 재질로 제작된 SUS 볼트를 사용해야 한다. 만약 자성체의 볼트로 체결할 경우, 볼트에 유기되는 와전류와 누설 자속으로 인하여 출력 토크는 크게 감소하기 때문이다.
그림 5 는 부하시 회전자의 볼트와 코어와 절연판의 자속 밀도를 보여주고 있다. 볼트와 절연판 부분은 비자성체이기 때문에 자속밀도는 거의 0 [T]이고 볼트 홀 사이에서 자속 포화는 보이지 않으므로, 볼트 체결로 인한 자속 path의 영향은 거의 없는 것을 확인 할 수 있다.
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ALA-SynRM의 자속밀도 (3-D) Fig. 5 Flux density of ALA-SynRM (3-D)
- 2.3 SynRM의 원리 및 토크 특성
SynRM과 마찬가지로, ALA-SynRM의 토크도 회전자가 회전하는 공극 자속과 일치하려고 하는 힘으로 회전자는 릴럭턴스가 최소가 되는 자속경로를 유지하면서 공극자속의 회전속도와 동일하게 회전하게 된다. d, q축 인덕턴스을 다음과 같은 표현으로 릴럭턴스 토크 식과 역률을 각각 식 (1)과 식 (2)로 나타낼 수 있다 [4] .
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여기서, 𝜉= Ld / Lq
id iq 그림 6 의 벡터도에 의해 식 (3)과 같이 표현할 수 있으며, 식 (3)을 식 (1)에 각각 대입하면 식 (4)과 같은 전자기 토크를 유도 할 수 있다. 또한 식 (2)에서 높은 역률을 얻기 위해서는 돌극비 Ld/Lq 는 7이상이 되어야한다.
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ALA-SynRM의 페이저도 Fig. 6 ALA-SynRM phaser diagram
ALA-SynRM의 토크식은 식 (4)에서 알 수 있듯이 d, q 축 인덕턴스 차 ( Ld−Lq )에 비례하고 역률은 식 (2)에서 알 수 있듯이 d, q축 인덕턴스 비 Ld/Lq 비례한다.
따라서 이상적인 전동기에서는 ( Ld−Lq )차가 크고, β =45°에서 단위 전류 당 최대토크가 발생하게 되며 그 회전자는 릴럭턴스가 최소가 되는 자속경로를 유지하면서 공극 자속의 회전속도와 동일하게 회전하게 된다.
3. ALA-SynRM 회전자 최적설계와 해석기법
- 3.1 ALA-SynRM 회전자의 초기모델 선정
ALA-SynRM의 출력 토크 특성에 가장 영향을 미치는 부분은 회전자에서 철판과 절연판의 적층 형상이다. 이 적층 형상을 선정하기 위해 기존의 연구 자료와 참고 문헌을 참고하였다. 250 kW급 유도전동기의 고정자와 샤프트의 크기를 고려하여 그림 7 과 같이 ALA-SynRM의 다양한 회전자 적층 형상을 드로잉 하였다.
회전자를 d축과 q축으로 각각 정렬 시켜 놓은 상태에서 전류의 양을 점점 증가 시켜 인덕턴스 값을 계산하였다. 적층 형상에 따라 위의 4개 모델을 해석한 결과, d축 인덕턴스와 q축 인덕턴스를 구할 수 있었고 인덕턴스의 차와 비를 비교 하였다.
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ALA-SynRM의 다양한 회전자 형상 Fig. 7 The various rotor shapes of ALA-SynRM
표 3 은 초기선정 모델의 인덕턴스 결과를 나타냈고 그림 8 은 전류에 따른 초기선정 모델들의 인덕턴스 차를 보여준다. 그림에서 보는 것과 같이 (a)모델의 인덕턴스 차가 가장 큰 것을 확인 할 수 있다. 그림 9 는 전류에 따른 초기선정 모델의 인덕턴스 비를 보여주며 (b)모델이 가장 큰 인덕턴스 비를 보여주고 있다. 그림 8 그림 9 에서 보면 200[A] 가 넘어가면서 인덕턴스 값이 떨어지는 모습을 통해 자속밀도가 포화 되는 것을 확인 할 수 있다.
초기선정모델의 인덕턴스 결과Table 3 Inductance data of initial rotor shapes
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초기선정모델의 인덕턴스 결과 Table 3 Inductance data of initial rotor shapes
표 3 에서 얻어진 결과에 따라 인덕턴스 차와 인덕턴스 비의 특성이 좋은 라운드 형상의 모델 (a)를 초기모델로 선정하였다.
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전류에 따른 초기선정 모델의 인덕턴스 차 Fig. 8 ( Ld-Lq) for initial model according to current
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전류에 따른 초기선정 모델의 인덕턴스 비 Fig. 9 Ld/Lq for initial model according to current
- 3.2 ALA-SynRM 회전자의 설계변수 설정
기존의 SynRM 회전자 설계에 있어 Ld Lq 의 영향을 가장 많이 주는 요인은 자속장벽과 회전자 철심의 두께이다. 회전자의 회전자 자속장벽 폭과 회전자 철심 폭의 비인 Kω 가 0.2에서 0.6 사이일 때 토크를 발생시키는 d축과 q축 인 덕턴스차가 최대가 된다는 연구 결과가 있다 [5] .
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여기서, Σ( Wi ): 전체 자속 장벽의 폭
Σ( Wc ) : 전체 철심 영역의 폭
ALA-SynRM의 경우 회전자에서 공극인 자속장벽을 대신해 절연물이 철심과 함께 축 방향으로 적층 된다. 따라서 본 논문에서는 그림 10 과 같이 철심의 폭을 Wc , 절연물의 폭을 Wi 로 하여 Kω 를 계산하였다.
그림 11 은 앞에서 형상들의 특성분석을 통해 선정된 ALA-SynRM의 초기선정 모델로 회전자의 적층은 라운드 형태이고 철판의 폭은 6[mm], 절연 판의 폭은 2[mm]이다. 적층 개수는 총 9개이다. 초기선정 모델은 표 4 와 같은 성능 특성을 보여준다. 그림 12 는 초기모델의 토크특성을 보여준다. 여기에서 토크리플은 65[%]로 다소 높게 나타나는데 이는 릴럭턴스 토크를 이용하는 ALA-SynRM에서는 회전자의 위치에 따른 인덕턴스의 변동이 토크의 맥동에 직접적인 영향을 미치기 때문에 토크리플을 줄이기 위한 적절한 형상 변환을 필요로 한다.
Kω 의 비가 0.2에서 0.6이 넘지 않는 범위 내에서 철심의 폭 Wc 와 절연물의 폭 Wi 을 회전자 설계의 변수로 지정하였다. 이러한 각각의 설계변수들을 이용하여 반응의 변화가 이루는 반응표면에 대한 통계적 분석방법인 유한요소법과 반응표면법을 이용하여 회전자의 최적설계를 수행하였다.
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ALA-SynRM의 회전자 설계 변수 Fig. 10 Design variable of rotor for ALA-SynRM
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ALA-SynRM의 초기선정 모델의 회전자 형상 Fig. 11 Rotor shape of initial model for ALA-SynRM
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초기 모델의 토크 특성 Fig. 12 Torque characteristic of initial model
초기모델의 성능 특성Table 4 Performance characteristic of initial model
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초기모델의 성능 특성 Table 4 Performance characteristic of initial model
- 3.3 유한요소법 (Finite Element Methodology)
본 논문에서는 설계를 위해 4극 36슬롯의 ALA-SynRM 회전자와 고정자의 전자력을 계산하기 위해 유한요소법을 이용한 자계해석을 하였다. Maxwell 방정식(Ampere's Law)으로부터 유한요소해석을 위한 정상자계 지배방정식은 식 (6)과 같이 도출된다.
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여기서, : 자기 벡터 포텔셜, μ : 투자율, σ : 도전율 ϕ : 전기 스칼라 포텐셜
- 3.4 반응표면법 (Response Surfaface Methodology)
반응표면법은 여러 개의 독립변수 또는 설계변수가 복합적인 작용을 하여 어떤 시스템의 응답 또는 전기기기의 출력에 변화를 주고 있을 때 이러한 반응의 변화가 이루는 반응표면에 대한 통계적인 분석방법을 이용하여 근사 모형을 만드는 기법이다.
본 논문에서는 중심합성계획법(CCD : Central Composite Design)을 도입하여 설계를 수행하였는데 중심합성계획법은 반응표면 설계에서 가장 일반적으로 사용되어지는 방법이다 [6] - [7] .
중심합성계획법 실험 결과Table 5 Results of CCD
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중심합성계획법 실험 결과 Table 5 Results of CCD
실험 설계를 위해 요인 개수를 2개로 하여 철판의 폭과 절연판의 폭을 정해진 Kω 가 넘지 않는 범위 내에서 요인배치를 수행하였다. 반응표면 실험 설계에 따라 실험을 실시하고, 실험결과로 나온 요인에 따른 값을 입력하였다. 실험 횟수는 총 13회로 설계되었다. 표 5 는 중심합성계획법을 통한 실험결과를 표로 보여주고 있고 그림 13 은 반응표면 분석에 의한 최적설계 된 인덕턴스 차와 인덕턴스 비를 등고선 형태의 등고선도를 통해 보여주고 있다.
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인덕턴스 차와 인덕턴스 비에 대한 반응표면 결과 Fig. 13 Response surface on (Ld−Lq) and Ld/Lq
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ALA-SynRM의 최적설계 모델 회전자 형상 Fig. 14 Optimum rotor shape for ALA-SynRM
그림 14 는 반응표면법을 통해 도출된 설계인자를 바탕으로 최적 설계된 ALA형 회전자의 1/2분 단면을 나타내었다. 회전자의 기계적인 치수는 직경이 327[mm], 길이 210[mm] 로 각각 5개의 코어와 절연판으로 구성되어 있으며 코어의 두께 11[mm], 절연판의 두께 4[mm]로 되어있다.
표 6 은 초기모델과 최적설계 모델에서의 인덕턴스 차와 인덕턴스 비를 보여주고 있다.
초기모델과 최적설계 모델 인덕턴스 비교Table 6 Comparison of Inductance between initial model and optimized model
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초기모델과 최적설계 모델 인덕턴스 비교 Table 6 Comparison of Inductance between initial model and optimized model
4. 해석 결과 및 분석
- 4.1 유도전동기 비교 사양
그림 15 는 최적설계 된 ALA-SynRM과의 특성비교를 위한 유도전동기 모델의 단면도이다.
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유도전동기 단면도 Fig. 15 Cross-section of Induction motor
유도전동기의 해석 모델은 단순한 모델인 경우 전체 모델의 1/4 형상만 디자인하여 해석해도 되지만, 본 모델의 경우 상당히 큰 단절계수를 가지므로 최소한 1/2 형상을 가지고 해석해야 어느 정도 정밀한 해석이 가능하다.
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유도기 출력 특성 곡선 Fig. 16 Power characteristic curve of the induction motor
그림 16 에서 확인되는 바와 같이 최고의 효율(95%) 운전 대역에서의 정격속도는 2950[rpm] (슬립 1.7[%]), 정격출력 250[kW], 전류는 130[A]가 됨을 확인 하였다. 이는 표 2 에서의 고정자 사양과 거의 일치하는 분석결과를 확인 할 수 있다.
- 4.2 ALA-SynRM의 해석 결과
본 논문은 그림 17 과 같이 최적설계 된 ALA-SynRM의 1/2 모델을 그림 18 과 같이 요소분할을 통해 유한요소해석을 실행하였다. 전체 전동기의 크기에 비해 공극이 작기 때문에 많은 요소로 분할되어야 하며 특히 에너지가 전달되는 공극은 정밀 분석의 대상이 되기 때문이다.
고정자는 36개의 슬롯을 가지고 있으며 8/9의 단절권을 가지고 있다. 고정자 코일은 2층 중권으로 각 코일은 10개의 권선수로 구성되어 있다. 회전자는 극 형성이 제대로 되기 위해서는 권선법 그대로 즉, u-w'-v-u'-w-v'의 순으로 모델링해야 한다. 그림 19 은 고정자 권선의 입력상태를 보여준다.
그림 20은 FEM을 통해 해석된 d축 정렬시의 자속선도와 q축 정렬시의 자속선도를 각각 보여준다. d축 정렬시의 인덕턴스를 구하고 q축 정렬시의 인덕턴스를 구하여 인덕턴스의 차와 비를 계산할 수 있다.
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최적설계된 ALA-SynRM의 단면도 Fig. 17 Cross-section of optimized ALA-SynRM
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최적설계된 ALA-SynRM의 요소분할도 Fig. 18 Mesh of optimized ALA-SynRM
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고정자 권선의 입력상태 Fig. 19 Winding method of stator
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d축 정렬시와 q축 정렬시 자속선도 Fig. 20 Flux line at d-axis and q-axis alignment
그림 21 그림 22 는 d축과 q축 정렬시의 공극 자속밀도 분포를 보여준다. d축 정렬시 철판의 표면에서 높은 자속밀 도가 분포된 후 절연판 표면에서 자속밀도가 급감하는 모습을 확인 할 수 있다. q축 정렬시에는 절연판이 자속장벽의 역할을 하여 전체 자속밀도가 d축 정렬시 보다 많이 감소된 것을 확인할 수 있다.
표 7 은 ALA-SynRM의 q축 전류를 변화시켜 부하각에 따른 토크 특성을 보여주는 표이다. 부하각이 45도 근처에서 가장 높은 평균토크를 확인할 수 있으며 부하각이 점점 커질수록 리플이 개선됨을 확인할 수 있다. 이는 그림 23 에 서도 확인 할 수 있다. 정격출력은 부하각이 69.59도 일 때 810[Nm]의 정격토크가 발생하여 비교 대상의 유도전동기와 같은 출력을 가진다. 이때의 d축 전류가 48[A]이고 q축 전류가 129[A]이다. 이때의 토크 리플은 44[%]이다.
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ALA-SynRM의 d축 정렬시 공극자속밀도 Fig. 21 Airgap-flux density at d-axis alignment
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ALA-SynRM의 q축 정렬시 공극자속밀도 Fig. 22 Airgap-flux density at q-axis alignment
부하각에 따른 토크 및 토크리플 특성Table 7 Characteristic of torque and torque ripple according to the load angle
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부하각에 따른 토크 및 토크리플 특성 Table 7 Characteristic of torque and torque ripple according to the load angle
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ALA-SynRM의 부하각에 따른 토크 특성 Fig. 23 Torque characteristic according to the load angle
그림 24 는 ALA-SynRM의 토크특성을 보여주고 있으며 그림 25 는 ALA-SynRM의 자속밀도 분포를 그림으로 보여 주고 있다.
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ALA-SynRM의 토크특성 Fig. 24 Torque characteristic for ALA-SynRM
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ALA-SynRM의 자속밀도 분포 Fig. 25 Flux density distribution of ALA-SynRM
최적설계 된 ALA-SynRM을 유도전동기와 비교함으로써 고효율 전동기로서의 연구가치를 살펴보고자 한다.
부피, 부하 등이 동일한 조건에서 유도전동기와 ALASynRM을 대상으로 전압원 해석 통해 여러 가지 특성비교 를 수행하였다.
표 8 그림 26 , 27 , 28 , 29 에서 볼 수 있는 바와 같이, 효율은 두 전동기가 비슷한 결과를 보이고 있다. ALASynRM이 낮은 역률임에도 불구하고 회전자에서 와류손이 없기 때문에 유도전동기보다 손실이 작아져 비슷한 양상이 나타난다.
유도전동기와 ALA-SynRM의 정격특성 비교Table 8 Comparison of IM and ALA-SynRM
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유도전동기와 ALA-SynRM의 정격특성 비교 Table 8 Comparison of IM and ALA-SynRM
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유도전동기와 ALA-SynRM의 속도-전압 비교 Fig. 26 Comparisons of speed and voltage
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유도전동기와 ALA-SynRM의 전류-토크 비교 Fig. 27 Comparisons of current and torque
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유도전동기와 ALA-SynRM의 입력 출력 비교 Fig. 28 Comparisons of input and output power
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유도전동기와 ALA-SynRM의 효율비교 Fig. 29 Comparison of efficiency
5. 결 론
본 논문의 목적은 유도전동기와 ALA-SynRM의 고정자 권선 구조가 같기 때문에 유도전동기의 회전자를 ALA- SynRM의 회전자로 대체함으로써 더 좋은 성능을 낼 수 있는지를 연구하기 위함이다. 따라서 본 논문에서는 ALA-SynRM의 회전자를 반응표면법과 유한요소법을 이용하여 최적 설계를 수행하였고, 이를 유도전동기의 고정자에 적용하여 두가지 타입의 특성을 비교 하였다. 동일한 정격 출력의 유도전동기와 ALA-SynRM의 특성을 비교한 결과, ALA-SynRM이 유도전동기에 비해 토크리플이 다소 높았고 역률은 낮게 나타났지만 전류, 토크, 효율 등은 유사한 특성을 나타냈다.
직접 비교를 위해 유도전동기의 회전자에 맞춰 최적설계 된 고정자를 사용하다보니 유도전동기에 비해 다소 ALASynRM이 낮은 정격특성을 보였다. 그러나 본 논문에서 제안한 방법으로 제작된 회전자와 이에 최적화된 고정자가 적용 된다면, 더 좋은 성능 특성을 보여 줄 것으로 예상되며, 제어적인 뒷받침으로 인한 역률이 개선된다면 유도전동 기를 충분히 대체 할 수 있을 것으로 보인다.
향후 연구과제로는, ALA-SynRM의 고속 회전시 원심력에 의한 구조적 문제를 해결하기 위한 응력 등의 정밀한 분석을 통해 검증 할 필요성이 있다.
앞으로 최적 설계된 ALA-SynRM은 생산 기술 및 제작 공정의 개발을 통해 저비용 고효율 모델로서 다양한 산업분야에 적용이 가능할 것으로 사료된다.
Acknowledgements
이 논문은 2013년도 정부의 재원으로 한국에너지기 술평가원의 에너지인력양성사업 지원을 받아 수행된 것임(2010-4010100600).
BIO
이 필 원 (李 必 遠) 1986년 12월 21일생. 2012년 한밭대학교 전기공학과 졸업. 현재 동 대학원 전기공학과 석사과정. Tel : 042-821-1626 E-mail : pilwon2812@gmail.com
변 원 기(邊 元 基) 1984년 02월 18일생. 2012년 한밭대학교 전기공학과 졸업. 현재 동 대학원 전기공 학과 석사과정. Tel : 042-821-1626 E-mail : peroro@nate.com
이 준 호 (李 俊 昊) 1988년 07월 18일생. 2013년 한밭대학교 전기공학과 졸업. 현재 동 대학원 전기공 학과 석사과정. Tel : 042-821-1626 E-mail : leejunho88@naver.com
이 중 호(李 重 浩) 1968년 08월 21일생. 1993년 한양대 공대 전기공학과 졸업. 1995년 동 대학원 전기 공학과 졸업(석사). 1999년 동 대학원전 기공학과 졸업(공박). 1999년 9월 ~2000 년 2월 한양대학교 부설 산업과학연구소 선임 연구원. 2000년 3월 ~2002년 2월 도 립 충북과학대학 전기과 전임강사. 2002 년 3월 ~현재 국립한밭대학교 전기공학 과 교수. 대한전기학회 시니어 회원. Tel : 042-821-1098 E-mail : limotor@hanbat.ac.kr Homepage : http://limotor.byus.net
References
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El-Antably A. , Hudson T. L. “The Design and Steady-State Performance of a High-Efficiency Reluctance Motor" IEEE IAS Annual Meeting
Staton D.A , Miller T.J.E , Wood S.E 1993 “Maximising the saliency ratio of the synchronous reluctance motor” Electric Power Applications, IEEE Proceedings 140 (4)
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Gao X. K. , Low T. S. , Liu Z. J. , Chen S. X. 2002 "Robust Design for Torque Optimization Using Response Surface Methodology" IEEE Trans. Magn 38 1141 - 1144    DOI : 10.1109/20.996292