2.1 림 구동 추진시스템과 구동용 전동기의 구조

기존의 축 구동시스템과 비교하여 림 구동시스템은 전동기와 프로펠러가 일체형으로 구성되어 기어, 오일시스템, 베어링, 피치 메커니즘 등의 불필요한 구성요소가 제거되어 기계적 손실을 최소화하고 효율 향상이 가능하다. 또한 소음과 진동을 줄일 수 있는 기술안으로 주목받고 있다.

그림 1은 기존의 축 구동방식과 비교하여 림 구동방식과 전동기의 구조를 보여주고 있다.

대용량 전동기로서 신뢰성과 가격 측면 장점으로 인해 3상 유도전동기가 폭넓게 활용됐으며, 아직도 철도용, 조선용, 산업용으로 널리 활용이 되고 있다.

근래에는 영구자석형 동기전동기(PMSM)는 유도기 대비 고효율, 고출력화의 특성적 장점으로 인해 MW급 이상의 전동기와 발전기에 있어 유도기의 영역을 대체하고 있다.

특히 림 구동 추진용 전동기에서도 프로펠러와 베어링 등의 기구부 구조로 인해 전동기의 활용 체적이 크지 않은 상태에서 고출력을 얻기 위해서는 영구자석형 동기전동기(PMSM)의 적용이 최선의 선택으로 검토될 수 있다^[3-4].

그림 1. 축 구동과 림 구동의 추진시스템의 구조

Fig. 1. Principle of eddy current damping by permanent magnet

그림 2는 그림 1의 림 구동 추진기와 전동기와의 결합 구조를 보여주고 있다.

그림 2. 림 구동 추진기와 전동기 장착 구조

Fig. 2. Rim drive thruster and the motor mounting structure

그림 2와 같이 림 구동 추진기에서는 림 내부의 블레이드가 회전하는 구조를 가지며, 내전형(Inner rotor type)의 전동기 구조가 적합하다. 따라서, 높은 출력밀도를 가지기 위해 내전형의 영구자석형 동기전동기를 대상 전동기로 선정하였다.

또한, 림 추진기의 구조상 베어링의 설치가 어려우므로 해수를 이용한 베어링레스 구조로 개발하고자 한다.

PMSM의 자속 경로의 방향에 따른 분류로서는 RFPM(Radial Field Permanent Magnet) 구조와 AFPM(Axial Field Permanent Magnet) 구조로 구분된다.

림 구동 추진시스템의 베어링레스 구조를 위해서는, 축방향의 자속경로를 가지는 AFPM 구조보다는 방사방향의 자속경로를 가지는 RFPM 구조가 유리한 특성을 가진다.

RFPM은 외측의 고정자 사이에 회전자가 위치하므로 상호 인력에 의해 공극을 일정 수준 유지된다면 자연스럽게 회전자를 중간에 위치시키는 자기력이 발생한다.

림 구동 추진 전동기의 설계 해석 개발을 위해 내전형의 RFPM 타입의 PMSM을 목표 모델로 하여 설계 해석 및 개발을 진행하였다.

2.2 림 구동 추진용 전동기의 요구사양 분석

본 연구에서의 축소형 림 구동용 추진전동기인 30kW급 PMSM의 요구 조건은 다음과 같다.

① 정격 출력: 30kW

② 정격 회전수: 1,080rpm

③ 인가전압: DC 690V

④ Rotor 내경: 400mm

⑤ 적층길이: 120~180mm

⑥ 공극 길이: 최소 4mm(방수 구조물의 최소 두께 확보)

위의 요구 조건을 고려하여 기본 설계 방향을 다음과 같이 설정하였다.

① 전류밀도 5A/mm² 이하 : 물 속에 모터가 존재하지만 완전 밀폐형이며 에폭시와 같은 방수 구조물을 고려하여 공랭식 기준 최대치를 적용함

② 위의 전류밀도를 기준으로 상전류는 권선 공간을 고려하여 전류밀도는 5A/mm² 이하로 상전류 47Arms 조건을 설정함

③ 역기전력은 각 상에 인가되는 인가전압의 전압강하를 고려하여 최대 상전압 Vmax의 80% 수준으로 산정

④ 전자계 구조의 초기 설계에서는 극수와 슬롯수의 최소공배수가 240으로 매우 커서 코깅토크가 낮은 40극 48슬롯을 초기 모델로 설정함

위의 내용을 정리한 전동기의 설계를 위한 요구 사양은 표 1과 같이 정리할 수 있다.

3.1 초기 설계모델의 전자계 구조

림 구동 추진기는 그림 2(b)와 3과 같은 구조로 구성된다. 덕트(Duct) 구조물 내부에 전동기가 설치되므로, 림 구동 추진기의 덕트와 프로펠러(Propeller) 등에 의해 전동기의 주요 체적 치수가 결정된다.

그림 3. 림 구동 추진기 내부의 전동기 구조

Fig. 3. Electric motor structure inside the rim driven thruster

본 연구의 축소형 림 구동 시험모델인 30kW 림 구동 추진기의 구조에 의해 결정되는 영구자석형 동기전동기의 고정자와 회전자의 내경 및 외경은 표 2와 같다.

이를 활용해 전동기의 출력사양 조건을 만족하는 적층길이를 D2L법으로 산정하였다.

전동기의 토크는 식 1에서와 같이 출력계수 $k$, 회전자 외경 $D_{ro}$의 제곱 그리고 적층길이 $L_{stk}$에 영향을 받게 된다.

여기서, 출력계수 $k$의 경우 식 2와 같이 체적당 발생되는 토크(TRV, Torque per unit Rotor Volume)에 비례하는 값으로 정의된다.

전폐형이면서 네오디움 자석을 활용하는 영구자석형 전동기의 설계를 위한 TRV의 범위는 14~42kNm/m³를 갖는다^[5]. 본 연구의 전동기에서는 전폐형 구조와 더불어 베어링레스 구조로 인해 공극이 상대적으로 크기 때문에 TRV를 약 14kNm/m³로 설정하여 식 (1)과 식 (2)를 활용하여 적층길이 $L_{stk}$를 120mm로 설정하였다.

초기 설계모델은 2.2절에서 언급한 바와 같이 극수-슬롯수의 최소공배수가 충분히 커서 코깅토크가 낮은 40극 48슬롯 구조를 초기 모델로 설정하였다.

위의 제한 조건과 요구 사양을 고려하여 정리된 초기 설계 모델의 설계 사양은 표 3과 같다.

3.2 철심 재질 변경에 따른 성능 해석

초기 모델의 성능 개선을 위해 철심 재질 변경에 따른 손실 개선 특성을 분석하였다. 기준 모델에 선정된 철심 재질 50PN400을 저손실 박판 재질인 35PN230과 구동 손실 특성을 비교 분석하였다.

본 논문에서 전자계 유한요소 해석을 위해서는 Ansys의 Maxwell 유한요소해석 프로그램을 활용하였다.

기준 운전점에서의 철심 재질 변경 시의 구동 특성을 분석한 결과는 표 4와 같다.

표 4의 철심 재질 변화에 따른 성능 분석 결과, 35PN230 재질을 적용 시 50PN400 재질 모델보다 효율이 0.9%p 증가하였다. 이러한 결과는 전동기의 다극화 구조와 다극화 전동기에서의 비교적 높은 기준 운전속도에 따른 고주파 스위칭에 의한 와전류 철손의 영향도가 상대적으로 크기 때문으로 분석된다. 따라서, 본 모델에서는 전동기의 성능 향상을 위해 35PN230을 철심 재질로 변경하였다.

3.3 극수와 슬롯수의 조합에 따른 구동 특성 분석

초기 설계 모델에서는 2.2절에서와 같이 극수와 슬롯수의 최소공배수가 충분히 커서 코깅토크가 낮은 40P/48S 구조를 초기 모델로 설정하였다.

하지만 극수가 많은 다극형 영구자석 동기전동기의 경우 회전속도에 따른 전기적인 주파수에 의한 철손이 전동기의 효율 특성에 미치는 영향이 커질 수 있다. 또한 전동기의 제작에 있어서도 많은 극수와 슬롯수는 제작성을 저하시킬 수 있다.

그러므로 본 논문에서는 림 구동시스템의 구조 및 운전영역을 고려하여 다양한 극수와 슬롯수 조합에 따른 철손을 포함한 효율 특성에 대한 상세 설계 검토를 진행하였다.

표 5는 극수/슬롯수의 조합이 서로 다른 세가지 모델의 특성 결과를 제시한다. 각 모델은 고정자와 회전자의 내·외경을 고정한 상태에서 유사한 역기전력이 도출되도록 설계하였다. 이때 서로 다른 극수/슬롯수 조합에 따라 슬롯 면적이 달라지므로, 제한된 점적률 내에서 적절한 코일 선경을 선정하였다. 그림 4는 이러한 설계 조건을 바탕으로 한 각 모델의 유한요소해석 결과를 나타낸다.

표 5의 결과와 같이 효율은 모델 2의 30P/36S의 조합에서 효율이 97.5%로 가장 높게 나타났다. 이는 극수의 감소에 따라 스위칭 감소로 철손 성분이 감소한 결과로 볼 수 있다. 따라서 본 모델은 효율이 가장 높고 제시된 모델 중에서 극수와 슬롯수의 조합이 가장 간단하여 제조적인 측면에서 유리한 30P/36S를 가지는 모델 2를 최종 모델로 선정하였다.

3.4 회전자 형상 설계 분석

림 구동 추진용 전동기의 역기전력을 정현화하여 고주파 손실을 저감시켜 철손을 감소시키기 위해 회전자 형상에 대한 설계 분석을 진행하였다.

그림 5는 회전자 형상의 설계 변수를 보여주고 있으며, 회전자 철심 표면의 반경이 동일한 균일 공극 구조와 회전자 철심 표면 양쪽 모서리의 끝부분에 오프셋이 들어간 불균일 공극 구조를 같이 보여주고 있다.

균일 공극 구조의 경우 회전자 오프셋 반경은 230mm이고, 불균일 모델의 경우 영구자석의 끝단부에 오프셋 2mm가 들어가서 끝단부의 회전자 반경이 228mm인 2개의 모델에 대해 역기전력과 철손 특성 해석을 진행하였다.

그림 4. 극수/슬롯수 조합별 유한요소해석 결과

Fig. 4. FEA results by pole no./slot no. combination

그림 5. 균일 공극 및 불균일 공극 구조의 회전자 설계 변수

Fig. 5. Rotor design variables of uniform air gap model and non-uniform air gap model

그림 6은 이러한 2개의 모델의 정격속도일 때의 상 역기전력 파형을 각각 보여주고, 그림 7에서 이들에 대한 역기전력 고조파 분석을 하였다. 불균일 공극의 경우 역기전력이 더욱 정현파가 된 것을 알 수 있으며, 역기전력의 고조파 THD가 균일 공극의 구조 대비 약 7.1%p 감소되었다.

그림 6. 공극 형상에 따른 역기전력 파형

Fig. 6. Back-EMF waveform according to air gap shape

그림 7. 공극 형상에 따른 역기전력 고조파 분석

Fig. 7. Analysis of Back-EMF THD according to air gap shape

표 6은 이러한 특성 해석 결과를 보여주고 있으며, 균일 공극 모델 대비 불균일 공극 모델에서 역기전력 고조파 성분의 감소로 인해 철손도 약 5.64% 감소하는 경향이 나타났다. 그러므로 이에 대한 최적화 설계 검토가 요구된다.