1. 서론

현재 영구 자석형 동기전동기(PMSM)는 높은 효율과 전력 밀도 때문에 많은 분야에서 사용되고 있다. 기존의 산업용 또는 가전용에서 구동하는 단순한 제어 방식과는 달리 안전에 대해 더욱 중시되며 고장에 대한 대응운전이나 알고리즘이 필수적으로 요구되고 있는 추세이다. PMSM은 여러 기계적 부품으로 구성이 되어 있어 다양한 문제로 인한 고장이 발생할 수 있다. 그 중 주된 고장은 권선에 의해 발생한다. 고정자 권선은 절연 코팅된 얇은 구리선으로 이루어져 있어, 내부 발열 및 여러 가지 문제에 의해 쉽게 절연 특성을 잃어버리고 인접한 코일끼리 턴쇼트 고장을 발생 시킬 수 있다. 턴쇼트 고장이 발생하면 서로 단락된 부분에 의해 코일 내부에 폐회로가 생성되고, 폐회로에 쇄교된 자속의 변화량에 의하여 유도기전력이 발생되며 이로 인해 폐회로 내부의 고장 저항에 큰 전류가 흐르게 된다. 이러한 고장 폐회로에 흐르는 큰 전류는 모터 내부에 극심한 발열을 발생 시키고, 이는 주변 절연체를 약화시켜 고장 확대를 야기한다. 현재 턴쇼트 고장에 대한 연구는 동기 전동기^{(1,2,4,11-16)}, 유도 전동기⁽⁵⁾, BLDC 전동기^(8-10) 등 고장 검출에 대한 연구가 주로 수행되어 왔으며, 최근 고장 모델을 통한 고장 파라미터 추정 및 고장 진단 연구⁽³⁾가 진행 되어 왔다.

본 논문에서는 턴쇼트 고장 모터 모델⁽²⁾과 파라미터 추정 및 고장 진단⁽³⁾을 통한 턴쇼트 고장 발생 시 고장 대응운전을 제안하고 있다. 동기 전동기는 권선의 굵기, 재질 등 여러 기계적 특성에 따라 기기 마다 다른 전기적인 내구성, 즉 전력 손실 한계점을 가지고 있다. 동기기의 턴쇼트 고장이 급속히 확대되어 전동기가 파괴되는 상황을 방지하기 위해 구동 범위를 전동기의 전기적 내구성인 전력 손실 한계 내의 범위로 제한하며, 안전 범위 내에서 최소 전력 손실 당 최대 토크제어를 제안한다. 대응운전 알고리즘을 수식 유도와 시뮬레이션을 통해 증명하였으며, 턴쇼트 고장 모터를 활용한 실험을 통해 전력 손실 한계점 내에서 최저 손실 대비 최대 토크 제어의 실효성을 증명하였다.

2. 턴쇼트 고장에 의한 전력 손실 분석

턴쇼트 고장 발생 시 전동기 전체에서 발생하는 발열은 고장 발생 전과 비교하여 크게 증가한다. 이를 무시하고 전동기를 구동할 시 고장이 급속하게 확대 되어 전동기 전체가 파괴되어 안전사고를 유발시킬 수 있다. 그러나 내부 발열에서 손실의 주된 원인이 되는 고장 폐회로 전력 손실만 예측 및 제어가 가능하다면 전동기 내부에서 발생하는 전체 발열을 제어할 수 있다. 그림. 1은 본 논문에서 턴쇼트 고장 모델인 6극 9슬롯 IPM동기기의 단면과 직렬권선 연결을 보여준다. v_a, v_b, v_c, i_a, i_b, i_c는 상전압과 상전류를 나타내고 있으며, a1, a2, a3, b1, b2, b3, c1, c2, c3는 각 상별 슬롯별 권선을 지칭한다. 그림. 1(a)의 오른쪽 그림에서는 턴쇼트 고장이 발생 시의 코일의 상태를 나타내고 있으며, 그림. 1(b)는 권선의 직렬연결 권선도를 보여준다. 턴쇼트 고장 발생 시 기존 코일에 병렬로 추가적인 저항 성분이 나타나 폐회로가 생성되고, 전동기의 코일과 고장 폐회로 간에 쇄교 자속을 공유하고 있기 때문에 그림. 1(b)와 같이 변압기와 같이 표현이 가능하며 폐회로에 흐르는 고장 전류는 i_f로 나타낸다.

3상 전동기는 a, b, c상 끼리 각각 120°의 상대적인 위상차를 가지기 때문에 특정한 상의 권선에 턴쇼트 고장이 발생하여도 120°의 상대적인 위상차만 고려하면 동일한 고장이라 볼 수 있으며, 본 논문에서는 a1상에 고장이 발생하였다고 가정하고 대응운전 알고리즘에 대한 연구 및 실험을 진행하였다. 턴쇼트 고장이 발생하면, 고장 저항 R_f에 의해 독립적인 폐회로가 형성이 된다. 이러한 턴쇼트 고장에 의해 만들어진 폐회로에는 패러데이법칙으로 인해 쇄교 자속의 변화량의 크기에 비례하여 유도기전력이 발생되고, 이에 의해 고장 폐회로를 맴도는 고장 전류가 발생하게 된다. 전동기의 3상 전류는 식(1)-식(3)와 같이 평형하다고 가정하였다. 여기서 θ는 회전자의 전기각을 나타내고 I_d와 I_q는 각각 동기좌표계에서의 dq-축 전류를 나타낸다. 식(4)는 턴쇼트 고장 시 발생하는 고장 전류를 나타내며 α_s1과 α_s2는 각각 고장 전류 i_f의 사인 성분과 코사인 성분의 크기를 표현한다⁽²⁾.

그림. 1(b)로 부터 고장이 발생한 부분인 변압기로 등가표현 된 폐회로의 전력 손실을 표현하면 고장 폐회로 와인딩 부분에서 발생하는 전력 손실 $P_w=\frac{1}{2}{i}_f{i}_f^{*}(1-x)\left(\frac{2}{P}R\right)$과 고장 폐회로의 고장 저항 R_f에서 발생하는 전력 손실 $P_{R_f}=\frac{1}{2}(i_a-i_f)(i_a-i_f{)}^{*}{R}_f$의 합으로 식(5)와 같이 나타낼 수 있다. 여기서 x는 건강한 권선 비, P는 극수를 나타낸다. 고장 폐회로 와인딩으로 흐르는 전류인 i_f와 고장 저항으로 흐르는 전류인 i_a-i_f를 통해 고장 폐회로 전력손실을 식(5)와 같이 나타낼 수 있다. 이와 같이 식(5)를 통해 전력 손실을 제어하기 위해서는 고장 전류가 제어 가능해야 한다. 그러나 고장 전류의 계수인 α_s1, α_s2⁽²⁾는 매우 복잡한 수식을 통해 얻을 수 있으며 이는 전동기의 파라미터, 고장 파라미터 그리고 동기 좌표계의 d,q축 전류를 통해 추정만 가능한 계수이기 때문에 실시간으로 고장 전류를 제어 하여 전력 손실을 조절하는 것은 불가능 하다고 볼 수 있다. 이러한 문제를 해결하기 위해 고장 폐회로에서 발생하는 전력 손실을 직접적인 고장 전류 제어가 아닌 고장 폐회로에 인가되는 전압 관점으로 볼 수 있다. 고장 폐회로에 인가되는 전압은 폐회로에 쇄교되는 자속의 변화량에 비례하기 때문에 동기좌표계의 d,q축 전류 제어를 통해 쇄교 자속의 양을 조절하여 전력 손실을 제어할 수 있다. 고장 폐회로에 쇄교되는 자속은 그림. 1(b)와 같이 λ_f라고 표현하였다. 이는 전동기에 쇄교되는 전체 자속인 ((L_dI_d+ Ø_m)+jL_qI_q)와 고장 난 권선의 턴비 (1-x)에 비례하며, 한 상의 직렬권선수의 P/2에 반비례한다. 또한 Z_f는 고장 폐회로 내의 전체 임피던스를 나타내고 있다. 폐회로의 전체 저항R_l은 고장 저항R_f와 a1상의 고장 발생 부분의 저항인 (1-x)(2/P)R과 직렬연결로 나타냈다. 이를 통해 전력 손실은 아래 식(6)과 같이 쇄교자속을 통한 전압식으로 표현 가능하며, 식(5)와 같이 매우 복잡한 수식을 가지는 고장 전류 i_f를 직접 추정 하지 않고 고장 폐회로에 쇄교하는 자속 양을 조절하여 동기좌표계의 d, q축 전류 제어만을 통해 전체 발열을 쉽게 제어할 수 있음을 보인다.

식(6)을 간략히 표현하기 위하여 고장의 정도를 나타내는 함수인 식(7)인 f_xR(x,R_f)로 치환하여⁽³⁾ 턴쇼트 고장에 의한 전력 손실을 최종적으로 식(8)과 같이 나타냈다. f_xR 함수는 턴쇼트 고장에 의해 결정되는 지표로 고장이 발생하면 추정된 x와 R_f를 통해 고장 정도에 따라 일정한 값을 가지게 되며 f_xR 작아질수록 고장의 정도가 악화됨을 나타낸다⁽³⁾.

턴쇼트 고장 발생 시 고장 폐회로에서 발생하는 전력 손실은 식(8)과 같이 f_xR, 회전 각속도 그리고 동기좌표계 dq-축 전류에 영향을 받는 것을 알 수 있다. f_xR과 회전 각속도가 일정 하다면 고장 폐회로에서 발생하는 전력 손실은 동기좌표계 dq-축 전류에 의해서 결정된다. 따라서 턴쇼트 고장 발생 시 고장 파라미터를 추정하여⁽³⁾ 적절한 동기좌표계의 dq-축 전류 제어를 통해 주변 절연체의 약화 및 턴쇼트 고장 확대를 막을 수 있는 고장 대응운전을 할 수 있음을 뜻한다.

표 1은 시뮬레이션을 위한 동기기의 파라미터이다. 시뮬레이션에서 적용한 건강한 권선 비 는 0.5833으로 설정하였다. 턴쇼트 고장 발생 시 고장정도인 f_xR가 일정하다는 가정 하에 건강한 권선 비 x를 1에 근사한 값으로 높게 설정하면 고장 저항인 R_f가 0에 근사하여 실험 시 정확한 데이터 측정이 어렵다. 건강한 권선비를 1에 비해 상대적으로 낮게 설정하면 고장 저항 R_f를 높게 가질 수 있어 실험 측정에 대한 신뢰도를 높일 수 있으므로 본 실험에서는 표 1과 같이 설정하였다.

아래 그림. 2는 전력손실에 대한 비교 시뮬레이션으로 dq-축 전류와 회전자의 속도 변화를 주었을 때의 실제 상전류와 고장 전류로 계산한 고장 폐회로에서의 전력 손실 식(5)와 고장 폐회로에 쇄교하는 자속 양으로부터 얻은 전력손실 식(8)과 비교한 결과로, 그림. 2(a)에서 3000rpm의 속도로 회전하며 I_d=10, I_q=10[A] 일때 9%의 최대 오차를 보이고 있어 두 가지 방식으로 계산한 전력 손실은 서로 근사한 값을 보인다. 이를 통해 턴쇼트 고장 발생 시 고장 폐회로에서 발생하는 발열은 고장 전류를 직접적으로 추정 하지 않고 적절한 동기좌표계 dq-축 전류 제어만을 통해 쉽게 조절이 가능하다.

3. 전력 손실 한계 내에서 최대토크 제어

동기기의 턴쇼트 고장이 급속히 확대되는 상황을 방지하기 위해 각각의 기기에 맞는 턴쇼트 전력 손실 한계점을 설정하고, 고장 발생 시 한계점 내의 범위에서 전동기 제어를 하여 고장의 확장 및 악화를 방지할 수 있다. 또한 안전 범위 내에서 제어하는 동시에 전동기 효율을 향상을 위해 최소 전력 손실 당 최대토크 제어 방식을 수식 유도를 통해 보여준다. 본 논문에서는 턴쇼트 고장 발생에 의한 독립적인 폐회로에서 발생하는 전력 손실을 포함 한 나머지 전동기의 각 상에서 발생하는 동손의 합을 동기기의 전체 전력손실로 나타냈다. 코어에서 발생하는 손실을 무시한 경우 앞서 나타낸 쇄교자속을 통한 추가적인 전력손실인 식(8)과 각 상전류에 의해 발생하는 동손⁽⁶⁾의 합으로 아래의 식(9)와 같이 표현할 수 있다.

식(9)를 dq-축 전류 좌표계로 나타내기 위해 수식의 양변을 dq축 전류에 대해 정리하면 아래와 같은 타원의 형태로 표현할 수 있다.

여기서 k,a,b,c는 각각 아래의 식(11)-식(14)를 나타낸다.

턴쇼트 고장이 발생했을 때 고장 폐회로에 흐르는 전류에 의해 상전류가 달라지며, 이에 의해 전동기에서 발생하는 토크도 고장의 영향을 받게 되고 수식적으로 식(15)와 같이 토크가 표현된다⁽²⁾. 식(15)는 고장의 영향까지 포함한 토크 식으로 고장 전류 계수인 α_s1, α_s2를 포함하고 있어 매우 복잡하며 제어에 이용하기 어렵다. 그림. 3은 턴쇼트 고장 발생 전, 후의 토크 크기를 비교한 결과로 전류 제어 시 고장 발생 후 더 낮은 토크를 발생시키는 것을 보여주고 있다. 그러나 턴쇼트 고장에 의한 토크 감소가 전류 제어 범위 내에서 최대 9% 이내로 감소하기 때문에 감소 정도가 미미하다고 볼 수 있어 고장에 의한 토크 감소 영향을 무시하고 식(16)을 이용하였다. 그림. 4는 시뮬레이션을 통한 특정 전력손실 한계점 P_limit에서의 전류의 자취의 방정식인 식(10)을 나타내고 있으며 각각의 타원 궤적에 접하는 토크 곡선 식(16)을 보여주고 있다⁽⁷⁾. 고장의 정도인 f_xR과 전동기의 회전자 각속도에 따라서 전류의 궤적이 달라지며, 그림. 4의 시뮬레이션 결과와 같이 전력 손실 한계점 범위가 클수록 타원의 반경이 넓어져 전류 제어 범위가 커지며 더 높은 토크를 발생 시킬 수 있다.

위의 그림. 4과 같이 특정한 전력손실 한계점이 정해지면 그 범위 내에서 최대토크 제어를 위해서는 일정 토크 곡선과 전력 손실 타원이 서로 접하는 지점에서 제어를 해야 한다. 최대 토크 제어를 위한 전류 좌표는 전력 손실 타원 식(10)과 토크 곡선 식(16)을 통해 유도할 수 있다.

식(10)을 통해 얻은 전력 손실 타원의 d축 전류인 식(17)을 일정 토크 곡선 식(16)에 대입하면 아래와 같이 토크와 q축 전류에 대한 토크 식(18)로 표현 가능하다. 여기서 특정 전력손실을 발생시킬 때 최대토크를 발생 시키는 전류를 얻기 위해 식(19)와 같이 토크 T를 I_q에 대해 미분을 하고, 수식을 정리하여 식(20)과 같이 I_q에 대한 4차 방정식 꼴로 나타낸다. 이때 I_q의 3차 항과 1차 항의 계수가 0이기 때문에 사실상 식(20)을 2차 방정식의 꼴로 볼 수 있으므로, 최종적인 전력 손실 한계점 내에서 최대 토크를 발생 시키는 q-축 전류는 식(21)과 같이 표현되고 나머지 d-축 전류는 식(17)에 식(21)을 대입하여 얻을 수 있다.

그림. 5는 턴쇼트 고장 발생 시 전력 손실 한계점 내에서 최대 토크 제어를 위한 블락 다이어그램을 나타내고 있다. $V_{dqe}^{+},V_{dqe}^{-},I_{dqe}^{+},I_{dqe}^{-}$는 동기좌표계 성분으로 각각 정상성분 전압, 역상성분 전류, 정상성분 전류, 역상성분 전류를 표현하고 있다. $V_{dqe}^{*}$는 dq축 정지좌표계 성분의 전압 지령을 나타내고 있으며, ω_r은 회전자 각속도 이다. 제어 블락도에서 3상 평형 전류를 발생 시키는 정상 성분 전류 제어기(Positive sequence current controller)와 역상 성분 제어기(Negative sequence current controller)가 적용 되었다. 역상 성분 전류 제어기는 턴쇼트 고장 발생 시 역상 성분 전류가 발생하면 이를 소멸시키는 방향으로 $I_{dqe}^{-*}=0$ 제어를 하며 역상 성분 전류 제어기의 출력인 $V_{dqe}^{-}$를 얻어 파라미터 추정에 이용한다. 그림. 5 아래 블락은 턴쇼트 고장 모델의 파라미터 추정 알고리즘과 고장 진단 블락도를 나타낸다⁽³⁾. 역상성분 전압 $V_{dqe}^{-}$과 정상성분 전류 $I_{dqe}^{+}$, 회전자 각속도 ω_r를 통해 턴쇼트 고장 파라미터인 x을 추정이 가능하며, 추정된 고장 파라미터를 통해 고장의 정도를 나타내는 f_xR 결정짓는다⁽³⁾. 고장 진단을 통해 얻은 f_xR과 고장 난 권선비 x를 통하여 턴쇼트 고장에 의한 전력 손실을 추정하고, 전동기 고유의 전기적 내구성에 근거한 전력 손실 한계 P_limit 내에서 최대 토크를 발생 시키는 지령 전류를 식(21)과 식(17)을 통해 생성하여 전동기를 제어하게 된다. 이를 통해 특정 범위의 전력 손실 내에서 대응 운전이 가능하여 전동기의 턴쇼트 고장의 확장 및 전동기가 파괴됨을 최소화할 수 있다.

4. 고장 대응운전 검증 및 분석

그림. 6은 턴쇼트 고장 발생 시 일정 토크 곡선 위의 임의의 전류로 전동기를 제어하여, 이때의 전력손실과 식(21)을 이용한 동일 토크에서 최소 전력손실을 발생 시키는 전류에서의 전력손실을 시뮬레이션을 통해 비교하여 보여주고 있다. 시뮬레이션에 적용한 전동기 파라미터는 표 1과 같으며, 시뮬레이션 환경으로 전력손실 한계점 P_limit는 각각 20[W],30[W],40[W]로 정하였고 이와 접하는 토크인 T₁=0.4512,T₂=0.6696, T₃=0.8356[N·m]로 설정하였다. 회전자의 기계적 속도는 2000rpm으로 고정하여 시뮬레이션하였으며, 토크 곡선 위의 임의의 전류는 최소 전력 손실 당 처; 대 토크 라인의 좌우의 점을 하나씩 임의로 설정하였다.

먼저 T₁ 위의 전류인 A,A',A"는 각각 (-1.73,4.57),(3.52,5.22),(-9.14,4.07)["A"], T₂ 위의 전류인 B,B',B"는 각각 (-2.25,6.72),(2.90,7.62),(-7.99,6.01)[A], 마지막으로 T₃ 위의 전류인 C,C',C"는 각각 (-2.75,8.30),(2.01,9.38),(-6.27,7.84)[A] 를 나타내며 그림. 6(a)와 같이 동기좌표계의 축 전류로 표현하였다. 그림. 6(b)는 턴쇼트 고장 상태에서 각각의 토크 곡선위의 전류로 전동기를 제어하였을 경우 발생하는 전력손실을 나타낸다. 시뮬레이션 결과 최소 손실 당 최대 토크 라인 위의 점 A(-1.73,4.57),B(-2.25,6.72),C(-2.75,8.30)[A]에서 각각 20.0[W],30.0[W],40.0[W]로 동일 토크 곡선위의 임의의 점인 A,A',A",B,B',B",C,C',C"와 비교한 경우 최소 전력 손실로 전동기를 제어하고 있음을 알 수 있다.

5. 실 험

제안된 전력 손실 한계점 내에서 최대토크 제어 기법을 실험적으로 증명하기 위해 인위적으로 턴쇼트 고장을 발생시킨 전동기에 제어 기법을 적용하였다. 그림. 7(a)는 턴쇼트 고장 대응운전 실험환경 설정을 보여준다. 턴쇼트 고장 전동기의 a1상 권선의 수는 24턴으로 구성되어있고, 그 중 10턴을 임의로 외부저항인 고장저항 R_f(=0.1Ω)로 연결하였고, 건강한 권선 비인 x는 0.5833으로 설정이 된다. 또한 외부 스위치를 통하여 턴쇼트 고장 환경을 on/off 설정 하여 실험 증명하였다. 실험 환경은 그림. 7(b)와 같이 하나의 DC파워서플라이를 병렬 연결하여 2개의 인버터를 동시에 동작시켰다. 하나의 DC파워서플라이를 공유하기 때문에 부하 전동기, 턴쇼트 전동기, 인버터에서 발생하는 모든 전력 손실은 DC파워서플라이의 입력 전류와 전압을 통해 나타나게 된다. V_dc전압은 48[V]를 인가하였으며, 실험에서는 전력 손실 측정을 위해 HIOKI 3390 전력 분석기를 사용하였다.

그림. 8은 턴쇼트 고장 발생 시 전력 손실 한계점 설정에 따른 최대 토크 제어를 위한 전류제어 파형이다. 턴쇼트 고장이 발생했을 때 그림. 5의 블락도에 따라 전력 손실 한계점이 정해지면 그 범위 내에서 최소 전력 손실 당 최대 토크 제어를 한다. 턴쇼트가 발생한 후 전력 손실 한계점의 크기를 변화를 주어 각각 20[W], 30[W], 40[W]일 때 전류 지령과 전력 손실에 대해 분석하였다. 그림. 8과 같이 전력 손실 한계점에 따른 각각의 지령 전류는 위의 시뮬레이션 결과와 같이 A(-1.73,4.57),B(-2.25,6.72),B(-2.25,6.72)로 나타나며 전력 분석기로 구한 전력 손실의 결과는 역시 아래 표 3과 같이 18.3[W], 30.0[W], 42.1[W]로 나타났다 오차율은 최대 8.5%로 나타났으며 실제 오차는 1.7[W] 차이로 측정 오차로 볼 수 있다.

다음으로 동일 토크 곡선 위의 임의의 전류 제어와 최저 전력 손실 당 최대 토크 곡선 라인 위에서 제어의 비교를 통해 효율성을 검증하는 실험을 나타낸다. 그림. 6의 시뮬레이션과 같은 방식으로 실험을 진행하여 회전자의 속도는 2000rpm으로 설정하여 총 9지점의 전력손실을 측정하였다. 현재 전력 분석기에 나타나는 전력손실 값은 턴쇼트 고장 전동기에서의 전력손실 뿐 아니라 부하 전동기와 인버터 스위칭 손실 등 모든 전력손실 값을 포함하고 있다. 고장에 의한 손실만을 구하기 위해 인버터의 스위칭 손실, 부하 전동기간의 기계손, 철손 등을 따로 구하여 전체 전력손실에서 빼주어야 한다. 실험을 위해 필연적으로 발생하는 이러한 전력손실을 구하기 위해서 먼저 턴쇼트 고장 발생 전 (x=1)의 전력 손실을 얻은 후, 실제 전류 측정을 통해 얻은 부하 및 턴쇼트 고장 전동기의 dq-축 전류로 부터 직접 동손을 계산하여 빼주어 나타내었다. 표 2는 턴쇼트 고장 없이 전동기를 구동한 실험 결과이다. 전동기 각각의 dq-축 전류를 측정하였고, 측정된 전류를 통해 동손을 계산하여 P_c1과 P_c2로 나타내었다. 이를 이용하여 전력 분석기에서 얻은 P_t와의 차를 통해 실험 시 필연적으로 발생하는 기계손, 인버터 스위칭 손실 등 턴쇼트 전동기와는 관계없는 손실 값을 P_m으로 나타냈다 표 3은 턴쇼트 고장 발생 시 동일 토크를 발생시키는 커브인 A,A',A"(T=0.4512) B,B',B"(T=0.6696) C,C',C"(T=0.8356)점에서의 전력 손실을 비교한 결과이다. 표 2에서 분석한 P_m을 이용하여 턴쇼트 고장 전동기에서 발생하는 전체 전력 손실의 양을 표 3과 같이 분석하였다. 표 3에서 턴쇼트 고장 전동기에서 발생한 전력 손실을 구하기 위해 전력 분석기로 측정한 값인 P_t와 전동기와 관련 없는 실험 시 필연적으로 발생하는 P_m과 부하 전동기의 동손 P_c1(x=0.5833)과의 차를 통해 P_loss.Rf+P_loss.c(experimental)를 얻었다. 시뮬레이션 결과인 그림. 6(b)와 마찬가지로 각각의 동일 토크 곡선에서 A,B,C 지점에 턴쇼트 고장에 의한 전력 손실이 18.3, 30.0, 42.1[W]로 가장 낮게 나타나며, 실험에 의한 오차는 A지점에서 8.5%로 가장 크다. 이는 전력 손실 한계점을 낮게 설정할수록 P_m과 다른 기계적 손실에서 발생하는 오차가 상대적으로 크게 보이기 때문에 측정 시 오차가 크게 나타나게 된다. 표 3의 실험 결과를 통해 동일 토크를 발생 시키는 다른 전류 지령과 비교해 식(21), 식(17)부터 각각 얻은 A,B,C 지점에서 최소 전류 손실을 발생 시키는 것을 보인다.

6. 결 론

본 논문에서는 IPMSM의 턴쇼트 고장 발생 시 대응운전 알고리즘을 제안하였다. 제안된 알고리즘은 턴쇼트 고장 발생 시 추정된 파라미터들을 이용하여 고장 폐회로에 쇄교하는 자속을 제어하는 방식으로 간단한 dq축 전류제어를 통해 전동기 전체에서 발생하는 전력 손실을 조절하였다. 제안된 기법은 전력 손실 한계점내에서 제어를 하여 안전성을 확보하여 전동기를 구동할 수 있으며 최대토크를 발생 시키는 전류 지령을 생성하여, 최소 전류 손실 당 최대 토크 제어를 한다. 이러한 기법은 고장 폐회로에 흐르는 전류를 복잡한 과정을 거쳐 직접적으로 제어하지 않고 전력 손실을 쉽게 제어 가능하다는 장점이 있으며 전력 손실 한계 내에서 제어를 하기 때문에 전동기의 고장 확대 및 파괴를 방지하는 대응 운전이 가능하다.