이형우
(Hyung-Woo Lee)
1iD
이재범
(Jae-Bum Lee)
1iD
임재현
(Jae-Hyeon Lim)
2iD
박찬배
(Chan-Bae Park)
†iD
-
(School of Railway Engineering, Korea National University of Transportation, Korea)
-
(Dept. of Railway Vehicle & Operation System Engineering, Korea National University
of Transportation, Korea)
Copyright © The Korean Institute of Electrical Engineers(KIEE)
Key words
Dual-rotor, MG-PMSM, Dual-airgap, Pole-piece, Winding method, Permanent magnet, Wireless tram
1. 서 론
최근 10년간 세계 철도차량 시장은 도시철도차량 수요를 기반으로 꾸준히 규모가 증가해왔다. 철도차량 수요 증가에 맞추어 철도차량용 추진시스템 시장
규모도 최근 가장 큰 성장률을 보여주고 있으며, 2019년도 기존 약 16조 규모의 시장이 2025년까지 약 21조 규모로 성장할 것으로 예측되고
있다. 그림 1은 세계 철도시스템의 타입별 시장 규모 현황 및 예측을 보여준다(1). 철도차량용 추진시스템은 변압기-컨버터-인버터로 이루어진 전력변환시스템과 견인전동기-감속기로 이루어진 구동시스템으로 구분이 가능하다. 기존 철도차량용
구동시스템은 견인전동기에서 출력되는 고속-저회전력은 기계적 감속기를 거쳐 차륜에 저속-고회전력을 전달하게 된다. 일반적으로 저상대차를 사용하는 트램에서
구동시스템은 저상대차의 특징을 고려하여 대차 내부에 설치되지 않고 차륜 외부에 설치되기 때문에 기존 일반철도차량의 기계적 감속기 구조와 달리 감속기에
차축과 수직으로 견인전동기가 체결되는 방식이 주로 적용된다. 그림 2는 트램용 저상대차와 구동시스템의 구조를 보여준다(2). 그러나 이는 견인전동기가 감속기를 통해 차축에 병렬로 연결되는 구조이므로 전체 구동시스템 자체가 복잡하며 크기와 중량을 줄이는데 한계가 있다.
이러한 구조적 한계로 인해 트랜스미션 오일, 기어치 마모에 의한 기계적 소음 및 진동에 관한 문제가 끊임없이 발생되며, 이로 인한 지속적인 유지보수의
필요성 및 비용 증가, 시스템 수명 단축을 초래하게 된다. 구동시스템의 고장/손상 시 열차 운행의 중단 및 대규모 수리작업이 요구되기 때문에, 이로
인한 파급효과는 상당히 큰 수준이다. 트램의 경우 현재 국내에서 영업 운영의 사례가 없어 구동시스템 관련 고장/손상 데이터를 확보할 수 없지만, 국내
고속철도차량의 경우에는 2004년 개통 이후 구동시스템 중 감속기의 중간기어 축 이탈, 기어 표면의 접촉 피로손상, 견인전동기 축 절손 등의 사례가
빈번하게 발생하였으며, 그림 3에 2004년부터 2013년까지 KTX 감속기 주요 구성 부품의 손상 및 발생 건수를 정리하였다(3). 그림 3에서 보는 바와 같이, 손상 사례는 중간기어 이탈, 기어 치면 손상, 베어링 파손, 피니언기어 박리 및 균열 등이 있으며, 기어 손상이 67건으로
가장 높음을 확인할 수 있다. 결론적으로 철도차량용 구동시스템의 신뢰성 향상을 위하여 기존의 시스템을 소형화, 경량화 및 유지보수가 용이한 시스템으로
대체할 수 있는 새로운 기술 개발이 필요한 상황이다.
최근 철도차량의 경량화 및 저상화 연구가 활발해지며 철도차량 구동시스템에서 소형화를 위한 설계는 다른 전장품보다 우선적인 고려 대상이다. 철도차량별로
대차 하부공간의 차이가 존재하며, 특히 트램과 같이 구동장치의 소형화가 중요한 시스템에서는 그에 맞는 새로운 구동장치 기술의 적용이 요구된다. 최근
견인전동기와 기계식 감속기를 하나의 장치로 구현할 수 있는 기술이 개발되고 있으며, 이를 마그네틱 기어드 동기전동기(Magnetic-geared permanent
magnet synchronous motor, 이하 MG-PMSM)라 한다. 2중 회전자 구조를 갖는 MG-PMSM은 기존의 PMSM과 다르게 외측
회전자와 내측 회전자를 동시에 구비하고 있으며, 두 개의 회전자가 각각 다른 속도와 토크로 회전하는 특성을 갖기 때문에, 이를 철도차량 구동용 시스템으로
적용하게 되면 고토크 특성이 나타나는 외측 회전자에 차륜이 직접 체결되는 구조가 된다(2). MG-PMSM은 기계식 기어 메커니즘을 이용한 감속기 시스템이 갖는 다양한 문제에 대응 가능한 구조로 동력이 전달 가능하며, 영구자석간의 자기력만을
이용하여 동력을 전달할 수 있는 마그네틱 기어와 PMSM을 결합한 형태로 PMSM과 비슷한 고효율 전동기이다. 본 연구에서는 기존 유도전동기와 기계적
감속기로 구성된 무가선 트램용 구동장치에 45kW급 MG-PMSM을 적용하기 위한 설계 모델을 도출하고자 한다. 일반적인 PMSM에서도 적용되고 있는
고정자의 분포권과 집중권 방식에 따른 전자기적 특성 비교와 영구자석 회전자의 자화 방향에 따른 특성 비교 분석을 수행하여 MG-PMSM의 소형화 및
고효율화에 적합한 권선 방식을 제안하고자 한다.
그림 1 세계 철도시스템의 타입별 시장 규모 현황 및 예측
Fig. 1 Current status and forecast of market size in Global railway system
그림 2 무가선 트램용 저상대차와 구동시스템의 구조
Fig. 2 Structure of the bogie and driving system for low-floor tram
그림 3 감속기 주요 구성 부품의 손상 사례 및 발생 건수(KTX, 2004~2013)
Fig. 3 The number of cases of damage to the main parts of the reduction gear
2. 45kW급 MG-PMSM의 설계 모델 도출
2.1 마그네틱 기어드 동기전동기 구동 원리
MG-PMSM은 기계식 감속기어의 기능을 포함하는 2중 회전자를 가지고 있어 기계식 감속기와 견인전동기로 구성된 기존 구동시스템을 완전히 대체할 수
있는 시스템이다. 그림 4는 내전형 타입의 MG-PMSM의 구조를 보여준다. 그림 4에서 보는 바와 같이, 외부에 고정자가 위치하며, 고정자 내부에 자성체로 구성된 폴피스 회전자(외측)와 영구자석 회전자(내측)가 위치한다. MG-PMSM의
2중 회전자는 서로 다른 속도로 회전을 하며, 내측 회전자가 고속-저토크 특성을 가지며 외측 회전자는 저속-고토크 특성을 갖는다. 이를 철도차량 구동용
시스템으로 적용할 경우 저속-고토크 특성이 나타나는 외측 회전자에 차륜이 직접 체결되는 구조가 된다.
그림 5는 MG-PMSM의 2중 공극에서 자속 변조에 의한 MG-PMSM의 회전 원리를 보여준다(4). MG-PMSM의 구동 원리는 마그네틱 기어의 자속 변조 원리로 설명이 가능하다. 그림 5에서 보는 바와 같이, 선형으로 펼쳐진 동축 마그네틱 기어의 형태로 2중 공극에서 자속의 변조 원리를 설명할 수 있다. 일반적으로 마그네틱 기어의
내측 공극에서 내측 회전자 영구자석에 의해 발생되는 자기장의 공간 고조파 성분은 내측 영구자석의 극쌍수와 외측 회전자 폴피스 수의 조합에 의해 외측
공극에서 변조된 공간 고조파의 형태로 나타난다. 이 변조된 공간 고조파 성분에 맞게 외측 회전자의 영구자석 극수를 선정하면 내측 회전자와 외측 회전자가
특정 속도 비율로 다르게 회전하게 된다. 따라서 MG-PMSM의 경우는 내측 회전자 공극에서의 자기장의 공간 고조파 성분에 적합한 주파수를 갖는 3상
전원을 외측 고정자 권선에 인가하면 MG-PMSM의 내측 회전자가 회전을 하게 되고, 내측 회전자와 외측 회전자 사이의 특정 속도-토크 비율로 외측
회전자도 회전하게 된다.
그림 4 내전형 타입의 MG-PMSM의 구조
Fig. 4 Structure of inner-rotor type MG-PMSM
2.2 설계 요구 사항 도출
기존 무가선 트램용 구동장치의 경우, 견인전동기로 유도전동기가 적용되고 있어서 고출력 및 소형/경량화의 어려움이 있으며, 기계식 감속기로 인해 추가적인
동력 손실이 존재한다. 본 연구에서는 이를 대체하기 위해 비접촉 방식의 자기적 감속기와 영구자석형 동기전동기가 일체화된 45kW급 MG-PMSM의
설계 모델을 도출하고자 한다. 기존 무가선 트램용 견인전동기로 적용되고 있는 45kW급 유도전동기는 최대 회전수가 3,768rpm이며, 기계식 감속기의
기어비가 6.29이다. 본 연구에서 고려하고 있는 MG-PMSM은 일반적인 트램용 구동시스템과 달리 마그네틱 기어와 영구자석형 동기전동기가 동축 상에
일체형으로 결합되어 있어 견인전동기 자체적으로 두 개의 회전자 사이의 기어비를 포함하고 있기때문에 출력부인 외측 회전자의 최대속도를 599rpm으로
선정하였다. 이를 통해 45kW급 MG-PMSM의 설계를 위한 속도-토크 요구 성능 곡선과 설계 목표 사양을 그림 6과 표 1에 정리하였다.
그림 5 MG-PMSM의 2중 공극에서의 자속 변조에 의한 회전 원리
Fig. 5 Rotation principle by magnetic flux modulation in double air gap of MG-PMSM
그림 6 45kW급 MG-PMSM의 속도-토크 요구 성능 곡선
Fig. 6 Required speed-torque performance curve of 45kW- class MG-PMSM
표 1 45kW급 MG-PMSM 설계 목표 사양
Table 1 Design target specifications of 45kW-class MG-PMSM
Target specification
|
Value
|
Unit
|
Power capacity
|
45
|
kW
|
Limit of Bemf
|
433
|
V$_{peak}$
|
Rated speed / torque
|
214 / 2
|
rpm / kNm
|
Efficiency
|
92
|
%
|
2.3 분포권 모델 도출
일반적으로 견인전동기의 고정자 권선 방식은 분포권과 집중권으로 구분이 되며, 권선 방식에 따라 견인전동기의 특성과 크기가 달라진다. 분포권이 적용된
견인전동기는 정현적인 기자력 특성으로 인하여 제어 성능이 우수하지만 고정자 엔드코일이 커져서 축방향으로 부피가 증가하는 단점이 있다(5,6). 집중권이 적용된 견인전동기는 분포권보다 제어 성능은 떨어지지만 고정자 엔드코일이 작아져서 소형화에 유리한 방식이다.
본 연구에서는 분포권 적용 45kW급 MG-PMSM 설계 모델 도출을 수행하였다. 45kW급 MG-PMSM의 고정자 극수, 폴피스 개수, 영구자석
회전자 극수 조합을 도출하기 위하여 식 (1)~(3)을 이용하였다(7,8). 여기서, $N_{pp}$은 폴피스 개수, $p_{fm}$은 영구자석 회전자 극쌍수, $p_{s}$는 고정자 극쌍수, $G_{r}$는 기어비, $T_{s}$는
고정자 토크[Nm], $T_{pp}$는 폴피스 회전자 토크[Nm]를 나타낸다. 본 연구에서는 표면부착형 영구자석(Surface mounted permanent
magnet, 이하 SPM) 회전자 타입을 갖는 영구자석 회전자 14극, 고정자 4극 42슬롯 모델을 도출하였다. 이 조합에서 폴피스 개수가 9이므로
내측 회전자 속도와 외측 회전자 속도비가 9:14가 된다.
냉각방식을 반폐형 강제공랭 방식을 선택함으로써 전류밀도를 5A$_{rms}$/mm2 로 설계하여 최종 모델을 도출하였다. 그림 7은 분포권을 가진 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 단면도를 보여준다. 표 2는 분포권을 가진 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 사양을 보여준다. 표 2에서 보는 바와 같이, 외경 400mm, 적층길이 430mm의 모델이 도출되었다.
그림 7 분포권을 가진 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 단면도
Fig. 7 Cross section of 45kW-class MG-PMSM design model with distributed winding
표 2 분포권을 가진 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 사양
Table 2 Specification of 45kW-class MG-PMSM design model with distributed winding
Contents
|
Specification
|
Phase/PM poles/Stator poles/Pole-pieces
|
3 / 14 / 4 / 9
|
Cooling method
|
Semi-enclosed forced air-cooling
|
Outer diameter/Inner diameter of stator
|
400 / 254 [mm]
|
Outer diameter/Inner diameter of PM rotor
|
210 / 105 [mm]
|
Stack length / Airgap length
|
430 / 1.5 [mm]
|
Back yoke of stator core
|
25 [mm]
|
Rated speed (Inner rotor / Outer rotor)
|
137.6 / 214 [rpm]
|
Stator coil
|
Rated phase current
|
115 [A$_{rms}$]
|
Current density
|
5 [A$_{rms}$/mm2]
|
Series turns per phase
|
84 turns
|
Permanent magnet
|
Material
|
NdFeB38UH
|
Performance (B$_{r}$ / H$_{c}$)
|
1.1 [T] / 833.7 [kA/m]
|
Thickness
|
14.5 [mm]
|
Core
|
Material
|
35PNF1600
|
2.4 영구자석 자화 방향에 따른 특성 분석
일반적으로 PMSM에서 표면부착형 영구자석(Surface-mounted Permanent Magnet, 이하 SPM) 타입의 영구자석은 Radial
방향으로 착자되어 사용된다. SPM 타입의 영구자석에서 Radial 방향 착자는 제작 및 조립이 간편한 장점이 있지만, 자극의 중심 자속밀도가 작아져서
공극에서의 평균자속밀도가 작아지는 단점이 있다. 이에 반해 Halbach 착자는 자극의 중심 자속밀도가 높아지는 반면에 제작 및 조립이 어려운 단점을
가지고 있다. 그림 8은 SPM 타입 영구자석에서의 대표적인 자화 방법인 Radial 방향 자화와 Halbach 자화를 보여준다. 본 연구에서는 상용 전자기 해석 Tool(Ansys
EM)을 이용하여 분포권을 가지는 45kW급 MG-PMSM용 내측 영구자석 회전자의 SPM 타입 영구자석에 Radial 방향 자화와 Halbach
자화를 적용하여 전자기적 특성 분석 및 비교를 수행하였다.
그림 9은 분포권을 가지는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 영구자석에서의 자화 방향에 따른 정격 운전 시의 자속밀도 분포도를 보여준다. 그림 9에서 보는 바와 같이, Halbach 자화 모델의 고정자와 폴피스에서의 국부적인 자속 포화의 정도가 조금 더 심하게 나타나지만, 내측 영구자석 회전자
코어에서는 자속의 침투가 적음을 확인할 수 있다. 하지만, 두 모델의 전체적인 철손의 크기는 유사한 것으로 결과가 도출되었다. 본 연구에서는 분포권을
갖는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 영구자석에서의 자화 방향에 따른 전자기적 특성 분석에 의한 무부하/부하시 역기전력, 코깅토크, 정격토크
파형은 집중권을 갖는 MG-PMSM 설계 모델의 데이터와 함께 3장의 그림 12와 13에 정리하였다. 다만, 분포권을 갖는 45kW급 MG-PMSM의 영구자석 자화 방향에 따른 전자기적 특성 분석의 정량적 결과값을 우선적으로
표 3에 정리하였다. 표 3에서 보는 바와 같이, 두 모델 모두 손실 및 효율 특성과 부하 시 역기전력 발생 크기는 유사하나 역기전력 파형의 왜형률은 Halbach 자화 모델이
15% 이상 개선되는 것을 확인할 수 있다. 발생 정격 토크의 크기도 Radial 자화 모델 대비 Halbach 자화 모델 적용으로 2.11kNm에서
2.23kNm로 약 5.5% 증가시킬 수 있었다. 결국 동일한 발생 토크 기준으로 환산 시 Halbach 자화 모델이 Radial 자화 모델 대비
약 5.5% 이상의 코어 적층 길이 감소가 가능할 것으로 보이며, 이는 구동장치의 축방향 길이 제한이 존재하는 무가선트램용 저상대차에 구동시스템으로
MG-PMSM을 적용 시 분포권 방식에서는 Radial 자화 모델보다 Halbach 자화 모델이 축방향 길이를 줄이는데 효과적임을 확인할 수 있다.
그림 8 SPM 타입 영구자석에서의 대표적인 자화 방법
Fig. 8 Representative magnetization methods in SPM Type Permanent Magnet
그림 9 정격 운전 시 자속밀도 분포도
Fig. 9 Magnetic flux density distribution during rated operation
표 3 분포권을 갖는 45kW급 MG-PMSM의 영구자석 자화 방향에 따른 전자기적 특성 분석 결과
Table 3 Analysis result of electromagnetic characteristics according to the magnetization
direction of permanent magnet of 45kW-class MG-PMSM with distributed winding
Contents
|
Radial
magnetization
|
Halbach
magnetization
|
Bemf$_{fund}$.@ rated speed (Full-load) [V$_{peak}$]
|
262.1
|
263.2
|
THD of Bemf$_{fund}$.@ rated speed (Full-load) [%]
|
6.1
|
5.1
|
Torque of pole-pieces rotor @ rated speed (Full-load) [kNm]
|
2.11
|
2.23
|
Torque ripple rates of pole-pieces rotor @ rated speed (Full-load) [%]
|
8.8
|
7.7
|
Cogging torque [Nm]
|
64.4
|
30.9
|
Copper loss @ rated speed [W]
|
2,486
|
2,486
|
Iron loss @ rated speed [W]
|
133.2
|
133.4
|
Eddy current loss in PM @ rated speed [W]
|
63.8
|
64.1
|
Output power [kW]
|
47.3
|
49.9
|
Efficiency [%]
|
94.6
|
94.8
|
3. 45kW급 MG-PMSM의 집중권 모델 도출
3.1 집중권을 가진 45kW급 MG-PMSM 설계 모델 도출
일반적으로 견인전동기의 고정자 권선으로 집중권 방식을 적용 시 분포권 적용 시보다 고정자 엔드코일의 길이를 작게할 수 있으므로 견인전동기의 소형경량화에
유리하다. 본 연구에서는 집중권을 가진 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 고정자와 회전자 극수 선정을 위하여 집중권에서 주로 사용되는 고정자 극수인
10, 8, 4극 및 회전자 극수 16, 18, 22, 26극에 대한 각각의 조합에 대한 전자기적 특성을 비교 분석하였다. 그림 10은 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 고정자와 회전자 극수 조합에 따른 전자기적 특성 비교 결과를 보여준다. 고정자의 외경 및 적층길이는
각각 400mm와 410mm로 고정하였으며, 그에 따른 극 수 슬롯 수 조합만 변경하여 정격 토크, 토크리플율, 무부하 역기전력 파형의 왜형률(THD)에
대한 특성 비교를 수행하였다. 그림 10에서 보는 바와 같이, 요구 토크 2kNm를 만족시키며 토크 리플율 및 역기전력 파형의 왜형률 특성이 가장 우수한 고정자 극 수 8, 회전자 극 수
18의 조합을 선정하였다. 추가적으로 식 (1)~(3)을 이용하여 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM 모델의 폴피스 개수를 13으로 선정하였다.
선정된 고정자 극 수, 폴피스 수, 회전자 극 수에 기반으로 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM의 기본 모델을 도출하고, 기본 모델의 2중 회전자의
외경, 폴피스 코어의 두께와 극호율, 영구자석의 두께 변화에 따른 발생 토크 분석을 통하여 최종 설계 모델을 도출하였다. 표 4는 집중권을 가진 45kW급 MG-PMSM 모델에 대한 자세한 설계 사양을 보여준다. 표 4에서 보는 바와 같이, 결과적으로 분포권 모델 대비 집중권 모델 적용 시 45kW급 MG-PMSM의 코어 적층 길이를 기존 430mm에서 410mm로
약 5.5% 이상 줄일 수 있었다. MG-PMSM 설계 모델의 단면 형상은 그림 11에서 보는 바와 같으며, 내측 영구자석 회전자의 SPM 타입 영구자석에 Radial 방향 자화를 적용하였다.
그림 10 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 고정자와 회전자 극수 조합에 따른 전자기적 특성 비교
Fig. 10 Comparison of electromagnetic characteristics according to the combination
of stator and rotor poles of 45kW-class MG-PMSM design model with concentrated winding
표 4 집중권을 가진 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 사양
Table 4 Specification of 45kW-class MG-PMSM design model with concentrated winding
Contents
|
Specification
|
Phase / PM poles / Stator poles / Stator slots / Pole-pieces
|
3 / 18 / 8 / 12 / 13
|
Cooling method
|
Semi-enclosed forced air-cooling
|
Outer diameter/Inner diameter of stator
|
400 / 270 [mm]
|
Outer diameter/Inner diameter of PM rotor
|
220 / 110 [mm]
|
Stack length / Airgap length
|
410 / 1.5 [mm]
|
Back yoke of stator core
|
18 [mm]
|
Rated speed (Inner rotor / Outer rotor)
|
155 / 214 [rpm]
|
Stator coil
|
Rated phase current
|
141 [A$_{rms}$]
|
Current density
|
5 [A$_{rms}$/mm2]
|
Series turns per phase
|
100 turns
|
Permanent magnet
|
Material
|
NdFeB38UH
|
Performance (Br / Hc)
|
1.1 [T] / 833.7 [kA/m]
|
Thickness
|
14 [mm]
|
Core
|
Material
|
35PNF1600
|
3.2 집중권 모델의 특성 분석 및 분포권 모델과의 비교
MG-PM본 연구에서는 집중권을 가지는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 전자기적 특성 분석을 수행하고, 분포권 설계 모델의 전자기적 특성과 비교
분석하였다. 그림 11은 집중권을 가지는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 단면 및 정격 운전 시 자속밀도 분포도를 보여준다. 그림 11에서 보는 바와 같이, 그림 9의 분포권 모델과 비교해 보면 집중권 모델의 고정자와 폴피스에서의 국부적인 자속 포화의 정도가 덜하게 나타나며, 내측 영구자석 회전자 코어의 내부로의
자속의 침투가 적음을 확인할 수 있다.
그림 11 설계 모델의 단면 및 정격 운전 시 자속밀도 분포도
Fig. 11 Cross-section of design model and distribution of magnetic flux density during
rated operation
본 연구에서는 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델의 무부하/부하 시(@100℃, 214rpm) 역기전력, 코깅 토크, 정격 토크 및
손실 특성을 분석하였으며, 분포권 모델의 특성과 비교 분석을 수행하였다. 그림 12는 분포권과 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델들의 역기전력 파형 비교를 보여준다. 그림 12에서 보는 바와 같이, 집중권 모델의 무부하/부하 시 역기전력의 크기가 분포권 모델 대비 약 20% 정도 낮아졌는데(분포권 Radial, 분포권 Halbach,
집중권 Radial 모델 무부하 역기전력 기본파 성분 각각 109.3Vpeak, 111.7Vpeak, 91Vpeak), 이는 집중권 모델의 설계 시
분포권 모델 대비 전기장하의 비중을 높인 결과에 기인한다.
그림 12 분포권과 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델들의 역기전력 파형 비교
Fig. 12 Comparison of back-emf waves of 45kW-Class MG-PMSM design models with distributed
and concentrated winding
그림 13은 분포권과 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델들의 코깅 토크와 정격 토크 파형 비교를 보여준다. 그림 13에서 보는 바와 같이, 집중권 모델의 정격 토크의 크기가 분포권 모델 대비 약 6% 정도까지 높아졌지만(분포권 Radial, 분포권 Halbach,
집중권 Radial 모델 정격 토크 각각 2.11kNm, 2.23kNm, 2.25kNm), 코깅 토크가 약 30~65% 수준까지 더욱 커지는 결과를
얻을 수 있었다. 하지만 코깅 토크는 최적 형상 설계를 통하여 낮출 수 있는 부분이므로 향후 과제로 남기고자 한다. 추가적으로 분포권과 집중권을 갖는
45kW급 MG-PMSM 설계 모델들의 전자기적 특성 분석 결과를 비교하기 위해 표 4에 정리하였다. 표 4에서 보는 바와 같이, 분포권 모델 대비 집중권 모델의 손실이 영구자석에서의 와전류 손실을 제외하고는 모두 개선되어 전체적으로 약 45% 정도 개선되는
것을 확인할 수 있다. 이는 집중권 방식이 분포권 방식 대비 고정자 권선 엔드턴의 길이가 짧아져서 동손이 크게 줄어들었기 때문이다. 집중권 모델의
영구자석에서의 와전류 손실은 축방향으로의 분할을 통하여 줄일 수 있는 부분이므로 향후 과제로 남기고자 한다. 결과적으로 분포권 모델 대비 집중권 모델의
손실 특성 개선에 의해 효율이 약 2% 정도 상승하는 것을 확인할 수 있다. 마지막으로, 그림 14는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델 별 발생 토크를 2.11kNm로 동일하게 적용했을 경우 고정자 권선의 엔드턴 포함/불포함 시의 사이즈 비교
결과를 보여준다. 그림 14에서 보는 바와 같이, 45kW급 MG-PMSM의 경우, 고정자 엔드턴 고려 없이 적층 코어 기준으로는 분포권 모델 대비 집중권 모델의 부피 저감
효과가 약 10% 정도이지만, 고정자 엔드턴을 고려한 부피 저감 효과는 약 30% 정도로 커짐을 확인할 수 있다. 결국, 구동장치의 축방향 길이 제한이
존재하는 무가선트램용 저상대차에 구동시스템으로 MG-PMSM을 적용 시 분포권 방식 대비 집중권 방식이 축방향 길이를 줄이는 데 효과적임을 확인할
수 있다.
그림 13 분포권과 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델들의 토크 파형 비교
Fig. 13 Comparison of back-emf waves of 45kW-Class MG-PMSM design models with distributed
and concentrated winding
표 4 분포권과 집중권을 갖는 45kW급 MG-PMSM 설계 모델들의 특성 비교
Table 4 Characteristic comparison results of 45kW-Class MG-PMSM design models with
distributed and concentrated winding
Contents
|
Distributed winding model
|
Concentrated winding model
|
PM magnetization
|
Radial
|
Halbach
|
Radial
|
Out-dia. of stator[mm]
|
400
|
Stack length of core[mm]
|
430
|
430
|
410
|
Bemf$_{fund}$.@ rated speed (Full-load) [V$_{peak}$]
|
262.1
|
263.2
|
249.8
|
THD of Bemf$_{fund}$.@ rated speed (Full-load) [%]
|
6.1
|
5.1
|
3.8
|
Torque of pole-pieces rotor @ rated speed (Full-load) [kNm]
|
2.11
|
2.23
|
2.25
|
Torque ripple rates of pole-pieces rotor @ rated speed (Full-load) [%]
|
8.8
|
7.7
|
7.4
|
Cogging torque [Nm]
|
64.4
|
30.9
|
88.6
|
Copper loss @ rated speed [W]
|
2,486
|
2,486
|
1,193
|
Iron loss @ rated speed [W]
|
133.2
|
133.4
|
102.3
|
Eddy current loss in PM @ rated speed [W]
|
63.8
|
64.1
|
215.2
|
Output power [kW]
|
47.3
|
49.9
|
50.4
|
Efficiency [%]
|
94.6
|
94.8
|
97.1
|
그림 14 45kW급 MG-PMSM 설계 모델 별 고정자 권선의 엔드턴 포함/불포함 시의 사이즈 비교(발생 토크 2.11kNm로 동일하게 적용 시)
Fig. 14 Size comparison of 45kW-class MG-PMSM design models with and without end-turns
of the stator winding (when applied equally with the generated torque of 2.11kNm)
4. 결 론
최근 철도차량의 경량화 및 저상화 연구가 활발해지며 철도차량 구동시스템의 소형화를 위한 설계가 중요한 이슈로 자리잡고 있다. 철도차량별로 대차 하부공간의
크기가 다르며, 특히 저상대차를 적용하고 있는 트램과 같이 구동장치의 소형화가 중요한 시스템에서는 그에 맞는 새로운 구동장치 기술의 적용이 요구되며,
적절한 후보로 MG-PMSM을 고려해볼 수 있다. MG-PMSM은 기계식 기어 메커니즘을 이용한 감속기 시스템이 갖는 다양한 문제에 대응 가능한 구조로
동력이 전달 가능하며, 영구자석간의 자기력만을 이용하여 동력을 전달할 수 있는 마그네틱 기어와 PMSM을 결합한 형태로 PMSM과 비슷한 고효율 전동기이다.
본 연구에서는 기존 유도전동기와 기계적 감속기로 구성된 무가선 트램용 구동장치에 45kW급 MG-PMSM을 적용하기 위한 설계 모델을 도출하였다.
일반적인 PMSM에서도 적용되고 있는 고정자 권선 방법으로 분포권과 집중권 방식에 따른 설계 모델 별 전자기적 특성을 분석하였다. 내측 영구자석 회전자의
영구자석 자화 방향에 따른 특성 비교 분석도 수행하였다. 일반적인 SPM 방식의 PMSM에서는 영구자석의 Radial 자화 대비 Halbach 자화
모델의 토크 특성이 크게 향상되는데 반해 MG-PMSM에서는 2중 공극 구조에 의한 원천적인 누설자속 증가의 영향으로 토크 특성과 축방향 길이 저감이
크게 개선되지 않는 것을 확인할 수 있었다. 하지만, 권선방식에 있어서 분포권 방식 대비 집중권 방식의 적용은 MG-PMSM의 토크 특성 개선 및
축방향 길이를 줄이는 데 효과적임을 확인할 수 있었다. 특히 집중권 방식 적용으로 고정자 엔드턴이 크게 줄어들어 손실 및 효율이 각각 약 45%와
2% 이상 개선되는 것을 확인하였다. 결론적으로, 구동장치의 축방향 길이 제한이 존재하는 무가선트램용 저상대차에 구동시스템으로 MG-PMSM을 적용
시 분포권 방식 대비 집중권 방식이 구동시스템의 소형화 및 고효율화에 효과적일 것이다.
Acknowledgements
This research is supported by the Korea Agency for Infrastructure Technology Advancement
(KAIA) grant funded by the Ministry of Land, Infrastructure and Transport (21RSCD-C163329-01)
and the National Research Foundation of Korea (NRF) grant funded by the Ministry of
Science and ICT (NRF-2021R1F1A1064291) in 2021.
References
Roland Berger, 2016, World rail market study, UNIFE
![Google Search](../../Resources/images/icon_google.png)
C. B. Park, G. Jeong, 2020, Performance verification of DR- PMSM for traction system
according to permanent magnet shape, AIP Adv., Vol. 10, pp. 025105
![Google Search](../../Resources/images/icon_google.png)
C. W. Lee, D. H. Lee, 2013, Development of technology for localization and performance
enhancing of existing railway core-parts, KRRI Report 2013-015, pp. 19-68
![Google Search](../../Resources/images/icon_google.png)
J. H. Lim, G. Jeong, H. W. Lee, J. B. Lee, J. S. Lim, C. B. Park, 2021, Design and
analysis of the 45kW-class magnetic geared permanent magnet synchronous motor for
traction of tram vehicles, Applied Sciences, Vol. 11, No. 14(6360)
![DOI](../../Resources/images/icon_crossref.png)
J. J. Lee, W. H. Kim, J. S. Yu, S. Y. Yun, S. M. Kim, J. J. Lee, J. Lee, October 2010,
Comparison between concentrated and distributed winding in IPMSM for traction application,
In Proceedings of the 2010 International Conference on Electrical Machines and Systems,
Incheon, Korea
![Google Search](../../Resources/images/icon_google.png)
A. R. Munoz, F. Liang, M. W. Degner, Orlando, FL, USA, November 2008, Evaluation of
Interior PM and Surface PM Synchronous Machines with Distributed and Concentrated
Winding, Industrial Eletronics 2008, In Proceedings of the IECON 2008—34th Annual
Conference of IEEE, pp. 1189-1193
![DOI](../../Resources/images/icon_crossref.png)
L. Sun, M. Cheng, H. Jia, 2015, Analysis of a novel magnetic-geared dual-rotor motor
with complementary structure, IEEE Trans. Ind. Electron., Vol. 62, pp. 6737-6747
![DOI](../../Resources/images/icon_crossref.png)
K. H. Shin, H. W. Cho, K. H. Kim, K. Hong, J. Y. Choi, 2018, Analytical Investigation
of the On-Load Electromagnetic Performance of Magnetic-Geared Permanent-Magnet Machines,
IEEE Trans. Magn., Vol. 54, No. 11, pp. 1-5
![DOI](../../Resources/images/icon_crossref.png)
저자소개
He received his M.S. degree from Hanyang University, Seoul, Korea, in 2000, and his
Ph.D. degree from Texas A&M University, College Station, TX, in 2003, both in Electrical
Engineering.
He was with Korea Railroad Research Institute as a Senior Reseacher from 2006 to 2013.
He joined Korea National University of Transportation as an Professor of the department
of Railway Vehicle System Engineering in March 2013.
His research interests include design and analysis of motors/generators; and applications
of motor drive, such as Maglev trains, conventional railway propulsion systems, and
modern renewable energy systems.
He received the B.S. degree in electrical engineering from Korea University, Seoul,
South Korea, in 2010, and the M.S. and Ph.D. degrees in electrical engineering from
the Korea Advanced Institute of Science and Technology, Daejeon, South Korea, in 2012
and 2016, respectively.
From 2016 to 2019, he was a Senior Researcher with the Korea Railroad Research Institute,
Uiwang, South Korea.
He is currently an Assistant Professor with the Korea National University of Transportation,
Uiwang.
His main research interests include high-voltage/power transformer design, high-efficiency
ac/dc and dc/dc converters, and digital control method in high-power vehicles, such
as electric vehicles and rolling stock and medium power, such as electronic equipment.
He received B.S. degree from Korea National University of Transportation, Gyeonggi-do,
Korea, in 2020.
His research interests include design and analysis of propulsion motor for railways.
He received the M.S. degree in electrical engineering from Seoul National University,
Seoul, Korea, in 2003 and the Ph.D. degree in electrical engineering from Hanyang
University, Seoul, Korea, in 2013.
From 2003 to 2006, he had worked as Senior Engineer in the Digital Appliance R&D Center
at Samsung Electronics.
From 2007 to 2015, he had worked as Senior Researcher at the Korea Railroad Research
Institute.
Since 2015, he has been an associate professor at the Korea National University of
Transportation, Uiwang-si, Korea.
His research interests include design and analysis of various electric machines for
electric vehicles and railways.