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The Transactions of the Korean Institute of Electrical Engineers

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The Transactions of the Korean Institute of Electrical Engineers

KIEE Vol. 74, No. 05, p.853-862

ISSN (print) :

1975-8359

ISSN (online) :

2287-4364

Received : 23 Sep. 2024Revised : 13 Mar. 2025Accepted : 26 Mar. 2025

DOI :

https://doi.org/10.5370/KIEE.2025.74.5.853

IE4 효율 달성을 위한 Boomerang 타입 LS-SynRM 설계

Design of Boomerang-Type LS-SynRM for Achiving IE4 Efficiency

김충서 (Choung-Seo Kim) ¹iD 이주 (Ju Lee) ²iD 한필완 (Pil-Wan Han) ³iD 지우영 (Woo-Young Ji) ²iD 김성휘 (Seong-Hwi Kim) ²iD 이형우 (Hyung-Woo Lee) ^†iD

(Dept. of Railroad Convergence System, Korea National University of Transportation, Republic of Korea. E-mail : gmailgoogle@naver.com)
(Dept. of Electric Engneering, Hanyang University, Republic of Korea. E-mail : julee@hanyang.ac.kr, tlatmstlwms@naver.com , nyen0578@naver.com)
(Electric Machine and Drive Research Center, Korea Electrotechnology, Republic of Korea. E-mail : pwhan@keri.re.kr)

^†Corresponding Author : Dept. of Railway Vehicle System Engineering, Korea National University of Transportation, Republic of Korea. E-mail : krhwlee@ut.ac.kr

License :

This is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0)which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

Translated Abstract

In induction motors (IMs), rotor copper losses occur due to the induced current generated by the difference between the rotor speed and the input power frequency, accounting for approximately 25% of total losses. In contrast, the Line Start Synchronous Reluctance Motor (LS-SynRM) experiences a significant reduction in rotor copper losses once it reaches synchronous speed, as no induced current from the fundamental component of the load current is generated, making LS-SynRM more advantageous for efficiency compared to IMs. However, the harmonic components of the load current can still induce rotor currents, which may reduce efficiency. This paper focuses on maximizing the efficiency of a 4-pole, 37kW LS-SynRM through the design of its rotor and stator windings, analyzing the causes of rotor copper losses, and exploring methods to reduce them.

Key words

Line start-synchronous reluctance motor, Efficiency improvement, Rotor copper loss reduce.

1. 서 론

전동기는 대표적인 에너지 다소비 기기이며, 친환경에 대한 관심과 수요가 증가함에 따라 국제 규격을 기준으로 시중에 유통되는 전동기의 최저 효율이 규제되고 있다^[1]. 현재 국내에 유통되는 전동기는 IE3에 해당하는 효율 이상이어야 하며, 2026년까지 최저 효율을 IE4급으로의 상향이 예정되어 있다. 그림 1은 4극 전동기의 용량에 따른 효율 등급을 나타낸 그림이다. IE3 효율에서 IE4 효율로 상향하기 위해 20% 이상의 손실 저감이 필요하다^[2].

산업용 전동기로 가장 많이 사용되는 유도전동기(Induction motor, IM)의 경우 동작을 위한 별도의 제어가 필요 없고 제작이 쉽다는 장점이 있지만 동작 특성에 의해 회전자 내부 도체바에 유도전류가 흘러야 하며 이 때문에, 회전자에 동손이 발생하게 된다. 회전자의 동손은 유도전동기 총손실에 약 25%를 차지하는 큰 손실이다[2-7]. 반면 직입 기동식 릴럭턴스 동기전동기(LS-SynRM)는 초기 기동 시 유도기처럼 동작하여 별도의 제어가 필요 없다는 유도전동기의 장점을 동일하게 가지고 있을 뿐만 아니라 동기속도 도달 시 부하전류의 기본파에 의한 회전자 동손이 발생하기 때문에 효율 향상에 유리하다.

그림 1. 4극 전동기의 IE 효율 등급.

Fig. 1. IE efficiency classes for 4-pole motors.

LS-SynRM이 동기속도에 도달하여 전류의 기본파에 의한 회전자 동손이 발생하지 않지만, 전류의 고조파 성분에 의해 발생하는 회전자 동손은 사라지지 않는다. 따라서 입력 전류의 고조파 성분이 크다면 회전자에서 발생하는 동손은 무시할 수 없는 값을 갖게 되며 회전자 도체에 흐르는 전류는 토크를 만들어 큰 토크리플을 발생시킬 수 있다. 따라서 LS-SynRM 또한 설계 단계에서 회전자의 동손을 고려하여야 하며 전류의 총 고조파 왜곡률(Total harmonic distortion, THD) 저감을 위한 설계를 진행해야 한다.

본 논문에서는 IE4 등급을 달성하기 위한 4극 37kW LS-SynRM 설계를 목표로 한다. 이를 위해 2장에서는 LS-SynRM과 동일한 전압원 해석을 진행하는 유도전동기의 성능시험 결과와 전압원 유한요소해석 (Finite element analysis, FEA) 결과를 비교하여 설계에 활용되는 FEA의 정확도를 분석하였으며, 보수적인 설계에 필요한 효율 마진을 선정하였다. 그 후 3장에서는 LS-SynRM의 동작 원리를 동기속도 도달 전후로 나누어 분석하였다. 4장에서는 곡선형의 자속 장벽을 갖는 Boomerang-type 회전자를 설계하였다. 마지막 5장에서는 고정자 권선의 코일 피치 조절을 통하여 전류의 THD 및 회전자 동손을 저감하였으며, 최종 모델을 도출한다.

2. FEA 정확도 분석

LS-SynRM의 회전자 설계 및 회전자 동손을 분석 전 전동기의 전자계 특성 분석을 위한 2D FEA 정확도를 분석할 필요가 있다. 따라서 LS-SynRM과 같이 전압원 해석을 통하여 특성분석을 진행하는 IM의 성능시험 결과와 2D FEA 결과의 비교 분석을 진행하였다. 정격출력이 2.2kW, 7.5kW, 15kW인 3개의 IM의 특성 비교를 진행하였으며 표 1은 IM의 설계 사양을 나타내며 FEA는 Ansys 사의 Maxwell 2D를 활용하여 수행하였다.

전동기의 성능시험은 및 손실 분석은 국제규격에 따라 진행되었다^[8]. 그림 2는 특성 시험 결과와 FEA 결과를 비교한 그래프이며 6가지의 부하 조건에 따라 수행되었다. FEA의 경우 성능시험을 통해 도출한 동작온도, 표류부하손, 기계손을 적용하여 수행하였다. 부하전류의 경우 정격 용량에따라 일정한 전류 오차를 유지하였으며 그 오차는 2.2kW에서는 0.1~0.2Arms, 7.5kW와 15kW에서는 1~1.4Arms이다. 정격 부하에서 가장 오차가 큰 IM은 7.5kW IM이며, 6.5.%의 오차가 발생함을 확인하였고 최저 오차가 발생한 2.2kW IM에서의 오차는 2.2%로 FEA보다 실제 전동기 동작에서 더 큰 부하전류가 발생함을 확인하였다. 회전자 동손의 경우 저부하에서 오차율은 크지만, 고부하 조건에서는 5% 미만의 오차율을 갖는다. 15kW IM은 부하에 따라 10W 정도의 손실 차이를 유지하며, 2.2kW는 4W 이하의 오차를 유지한다. 오차율이 가장 큰 7.5kW IM 또한 9W 이하의 오차를 갖는다. 전압원 해석을 수행하는 2D FEA 결과 부하 전류와 회전자 동손의 오차는 매우 작은 것을 확인 할 수 있었으며, 정격 이상에서의 효율 또한 오차가 매우 작은 것을 확인할 수 있다.

표 1 유도전동기의 설계사양

Table 1 Design spec of IMs

	2.2kW	7.5kW	15kW
Stator outer diameter [mm]	180	235	260
Stator inner diameter [mm]	110	140	163
Air gap [mm]	0.35	0.45	0.6
Num. of rotor slor [-]	28
Num. of stator slot [-]	48
Stack length [mm]	230	165	230
Turn per slot [-]	32	16	10
Input voltage [V]	380
Frequency [Hz]	60

그림 2. 유도전동기 FEA 결과 (a) 부하전류 (b) 회전자 동손 (c) 효율

Fig. 2. FEA result of IMs (a) Load current (b) Rotor copper loss (c) Efficiency

2D FEA와 성능시험의 오차는 크게 2가지 원인에 의해 발생한다. 원인 중 하나는 축방향 누설, 프린징 효과 등을 고려하지 않는 2D FEA의 한계이며, 다른 원인은 전동기 성능시험 중 발생하는 측정 오차이다. 이러한 원인을 보완하기 위해 FEA에 보완계수를 도입하거나 성능시험의 결과에 허용오차를 도입하는 등의 연구가 진행되었다[9-13]. 하지만 전동기 설계 단계에서 임의의 보완계수를 도입하는 것은 더욱 큰 해석 오차를 만드는 원인이 될 수 있다. 또한 성능시험의 측정 오차를 임의로 예측하는 것은 불가능한 방법이다. 따라서 본 논문에서는 보수적인 설계를 위해 경험치적인 값을 이용하여 정격 조건에서의 최대 오차와 전동기의 정격 출력을 고려한 0.5%p의 오차를 효율 마진값으로 선정하였다. 따라서 4극 37kW LS-SynRM의 IE4 효율인 95.4%의 효율에 효율 마진 0.5%를 더한 95.9%의 효율을 목표 효율로 선정하였다.

3. LS-SynRM 동작 원리

LS-SynRM의 동작 원리는 동기속도 도달 전후를 기준으로 나눌 수 있다. 동기속도 도달 전에는 회전자의 쇄교 자속에 의해 도체에 유도전류가 발생하여 IM처럼 동작하며 동기속도에 도달하면 SynRM과 같이 동작하며 회전자의 도체는 정적속도를 유지하기 위한 감쇠 역할만을 수행한다^[14,^15].

3.1 비동기 상태에서의 동작

LS-SynRM의 동기속도 이하에서의 동작은 IM과 유사하지만, 회전자에 돌극비가 있다는 차이가 있다. 회전자의 돌극비에 의하여 회전 시 발생하는 토크는 릴럭턴스 토크가 추가된다. 따라서 비동기 상태에서의 토크식은 (1)과 같다 ^[14,^15].

(1)

$T_{as}=T_{avg}+T_{re}\sin\left(2s\omega_{e}t+\alpha\right)$

이때 Tas는 비동기 상태에서의 토크, Tavg는 회전자 도체바에서 발생하는 마그네틱 토크, Tre는 동극비에 의해 발생하는 릴럭턴스 토크의 크기를 나타낸다. 또한 s는 슬립, ωe는 정격속도에서의 회전 각 주파수, α는 릴럭턴스 토크의 부하각이다. 비동기 상태에서의 릴럭턴스 토크는 사인파 형태를 띠며 평균값은 항상 0이며, 오직 토크리플 형태로 나타난다.

LS-SynRM이 동기속도에 도달하기 위해서 회전자의 슬립이 0에 가까워질 때 부하토크 이상의 토크를 발생시킬 수 있어야 한다. 따라서 Tavg를 증가시켜야 안정적으로 정상상태에 도달할 수 있다. 회전자의 슬립이 0에 매우 가깝다고 가정한 후 Tavg를 입력 전압 및 d축, q축으로 분리된 성분을 통하여 표현하면 식 (2)와 같이 표현할 수 있다.

(2)

$T_{avg}=\dfrac{3p}{4}\left(\dfrac{V_{a}}{\omega_{e}}\right)^{2}\left(\dfrac{L_{dm}^{2}}{L_{qs}^{2}R_{qr}}+\dfrac{L_{qm}^{2}}{L_{ds}^{2}R_{dr}}\right)$

이때 p는 극 쌍수, Va는 압력 전압, Rdr과 Rqr은 d축과 q축 회전자의 저항이며, Ldm, Lqm은 d축, q축 자화인덕턴스를 타나낸다. 또한 Ldr, Lqr은 d축, q축 고정자 인덕턴스를 나타낸다. Tavg의 증가를 위해서 Va를 증가시키는 방법과 Rdr과 Rqr을 감소시키는 것이 가장 효과적인 방법이다. 하지만 Va의 크기가 이미 정해져 있는 산업용 전동기의 특성상 회전자 도체의 면적 증가를 통하여 회전자의 저항을 감소시키는 것이 유일한 방법이다.

3.2 동기 상태에서의 동작

LS-SynRM은 동기상태에서 SynRM과 같이 입력 전류와 d축, q축 인덕턴스 차이를 통해 나타낼 수 있다. 하지만 LS-SynRM은 전압원을 통해 동작하므로 전압과 리액턴스 성분을 통해 토크식을 나타낼 수 있다. 식 (3)은 전압과 리액턴스를 통해 나타낸 정상상태에서의 토크식이다 ^[14,^15].

(3)

$T_{s}=\dfrac{3p}{2}\dfrac{V_{a}^{2}}{2}\dfrac{\left(L_{d}-L_{q}\right)}{\left(R_{s}^{2}+X_{d}X_{q}\right)^{2}}\left\{\begin{aligned}\left(X_{d}X_{q}-R_{s}^{2}\right)\sin\left(2\delta_{v}\right)\\+R_{s}\left(X_{d}-X_{q}\right)\\-R_{s}\left(X_{d}-X_{q}\right)\cos\left(2\delta_{v}\right)\end{aligned}\right\}$

이때 Ts는 정상상태에서의 토크, Rs는 고정자 권선의 저항, Ld, Lq는 d축, q축의 인덕턴스, Xq, Xd는 d축, q축의 리액턴스를 나타낸다. 또한 δv는 입력 전압의 전기각이다. 정상상태에서의 토크를 증가시키기 위해서 Va와 Ld, Lq의 차이를 증가시키고 Rs의 크기를 감소시키는 것이 중요하다. 동기 상태에서 또한 입력전압 정해져 있으므로 회전자의 설계를 통하여 d축과 q축의 인덕턴스 차이의 증가를 통하여 토크와 효율을 증가시켜야 한다.

4. 4극 37kW LS-SynRM 회전자 설계

본 논문에서 설계하는 4극 37kW LS-SynRM은 같은 정격출력을 갖는 IM과 고정자 코어를 공유한다. 따라서 오직 회전자의 형상과 고정자 권선의 코일 피치의 설계가 가능하다. 표 2는 전동기의 고정자 설계 사양과 동작 조건을 나타내며 그림 3은 고정자 초기 모델의 형상을 나타낸다.

표 2 고정자의 설계 사양 및 동작 조건

Table 2 Design spec of stator and operate condition

	Value	Unit
Stator outer diameter	345	mm
Stator inner diameter	235	mm
Air gap	0.9	mm
Shaft diameter	85	mm
Num. of stator slot	48	-
Stacking length	290	mm
Turn per slot	10	-
Phase resistance@60℃	0.043	Ohm
Stray loss + friction loss @ rated power	465.3	W
Operate temperature	60	℃

그림 3. 고정자 코어의 형상 및 권선 기본 모델

Fig. 3. Shap of stator core and basic winding model

4.1 Boomerang 타입 회전자 설계

그림 4는 곡선형의 자속 장벽을 갖는 Boomerang 타입 회전자의 형상 및 설계 변수를 나타낸다. 회전자의 설계는 반응표면법(Response surface design, RSM)을 통해 이루어졌으며 사용된 설계 변수에 따라 특성 변화를 비교하기 위해 2가지 case로 나누어 설계를 진행하였다.

Case 1 : Wshaft, Wbc와 Wseg의 비율, Wbc와 Wbe의 비율

Case 2 : Wshaft, Wbc의 두께, Wseg의 두께. 이때 Wbc와 Wbe는 같다.

그림 4. Boomerang 타입 회전자의 형상 및 설계 변수

Fig. 4. Shape of boomerang-type rotor and design variables

그림 5는 RSM을 통한 설계 결과를 나타내며 그림 6은 회전자 및 고정자의 치의 자속 밀도와 자력선의 분포를 나타낸다. 또한 표 3은 2가지 case 회전자 설계의 부하전류, 각부의 손실 값 등의 결과를 나타낸다. case 1 모델은 case 2모델과 비교하여 rib에 가까워질수록 도체바의 두께가 빠르게 감소하게 되고 이에 따라 rib 구조에서의 누설 전류가 증가했음을 확인할 수 있다. 누설전류의 증가는 부하전류의 증가를 야기하게 되고 부하전류의 증가는 고정자 치의 포화도를 상승시켜 부하전류의 THD를 증가시킨다.

그림 6의 (a)와 (b)를 비교하였을 때 d축 자로의 경로가 되는

그림 5. RSM 설계결과 (a) Case 1 (b) Case 2

Fig. 5. Results of RSM (a) Case 1 (b) Case 2

그림 6. Boomerang 타입 모델의 자속밀도 분포 (a) Case 1 회전자 (b) Case 2 회전자 (c) Case 1 입과 고정자 치 (d) Case 2 립과 고정자 치

Fig. 6. Flux density of boomerang-type model (a) Case 1 rotor (b) Case 2 rotor (c) Case 1 rib and stator teeth (d) Case 2 rib and stator teeth

표 3 Boomerang 타입 모델의 전자계 특성

Table 3 Electromagnetic characteristic of boomerang-type model

	Boomerang-type
	Case 1	Case 2
Load current (Arms)	75.9	73.0
Stator ohmic loss (W)	689	637
Iron loss (W)	391	330
Rotor ohmic loss (W)	310	191
Efficiency (%)	95.2	95.7
Power factor (%)	79.0	80.1
Saliency ratio (-)	2.6	2.8
Ld-Lq(mH)	14.0	14.7
Current THD (%)	11.5	7.0

회전자 코어의 포화도가 case 2에서 더 낮은 것을 확인할 수 있으며, (c)와 (d)를 비교하였을 때 고정자 치의 포화도가 case 1에서 더 높은 것을 확인할 수 있다. case 1의 회전자 동손은 310W로 철손과 같은 수준의 손실이 발생했음을 알 수 있다. 이는 회전자에서의 누설 전류가 커지고 THD가 증가하면 부하전류 기본파에 의한 손실이 발생하지 않음에도 불과하고 큰 손실이 발생할 수 있음을 보여준다. 두 case의 회전자 모두 목표한 효율에는 도달하지 못했지만, 전자계 특성이 더 우수한 case 2를 최종 선택하였다.

4.2 회전자 도체바 및 rib구조 설계

LS-SynRM의 초기 기동 성능의 확보가 이루어지지 않았으며 회전자 도체바의 추가적인 설계를 통하여 기계적 강성을 확보하고 회전자의 누설 자속을 저감하여 성능 개선을 이룰 수 있다.

농형케이지를 통해 기동하는 전동기는 국제표준을 통해 제시되는 최대 관성모멘트를 적용한 후에 기동할 수 있어야 한다^[4]. 이때 최대 관성모멘트는 식 (4)와 같이 구할 수 있다^[16,^17].

(4)

$J=0.03P^{0.9}p^{2.5}$

이때 J는 관성 모멘트이며, P는 kW 단위로 표현된 정격출력이다. LS-SynRM의 기동 성능은 식 (2)에 따라 회전자의 저항에 반비례함을 알 수 있다. 따라서 회전자의 도체바 면적을 증가시켜 저항을 줄이는 것이 중요하다. 또한 회전자 강성의 안전률은 식 (5)와 같이 계산할 수 있다^[18].

(5)

$SF=\dfrac{\sigma_{tenssile}}{\sigma_{\max}}$

이때 SF는 안전률, σtenssile은 회전자 코어의 인장강도, σmax는 회전자에 발생하는 최대 응력을 의미한다. 본 논문에서는 기계적 강성확보를 정격속도보다 빠른 2000rpm의 회전속도 적용하였으며, 도체바의 밀도를 1.5배하여 강성해석을 진행하였다. 이때 회전자의 안전률이 2 이상 되는 것을 목표로 하였다.

그림 7은 회전자 도체바 및 rib 구조의 설계 변수를 나타낸다. 그림 7의 설계 변수 중 도체바의 면적에 크게 관여하는 것은 도체바의 길이와 두께이다, 하지만 도체바의 두께를 자속장벽 이상으로 증가시키게 되면 d축 자속 경로의 자기 저항을 증가시켜 전자계 성능에 악영향을 미친다. 따라서 오직 도체바의 길이 조절을 통하여 초기 기동 성능을 만족해야 한다^[14,^15]. 그림 8은 회전자 도체바의 길이에 따른 동기특성 변화를 나타낸다. FEA는 (2)를 통해 계산한 최대관성 모멘트를 적용하였으며 보수적인 특성 평가를 위하여 정격 토크의 1.25배에 해당하는 부하토크를 적용하였다.

그림 7. 회전자 도체바 및 rib 구조의 설계 변수

Fig. 7. Design variabels of rotor condutor bar and rib

그림 8. 회전자 도체바 길이에 따른 기동 성능

Fig. 8. Start-up performance according to rotor conductor bar length

도체바의 길이가 25mm 미만일 때 동기속도 이하에서 맥동하는 것을 확인할 수 있다. 25mm 이상에서 도체바의 길이가 길어질수록 동기속도에 도달하는 속도가 빨라지지만, 재작성 및 제작비를 고려하여 25mm의 도체바를 선정하였다.

회전자의 도체바 상세설계를 회전자의 전자계 특성과 기계적 강성에 가장 큰 영향을 미치는 rib의 두께(Rt)와 립과 맞닿은 도체바의 rounding 반지름(Rr1)에 대하여 상세설계를 진행하였다. 그림 9는 설계변수의 변화에 따른 전자계 특성 변화를 나타내며 그림 10은 회전자의 강성 해석 결과를 나타낸다. 그림 9(a)를 확인하였을 때, 부하전류는 Rr1의 변화에는 영향을 받지 않으며 Rt의 증가에 따라 부하전류 또한 증가하는 모습을 보인다. 그림 9(b)를 확인하였 을 때, 회전자 동손은 Rt 변화에 따른 손실 변화는 매우 작았으며 Rr1의 증가에 따라 손실이 감소하는 것을 확인할 수 있다. 그림 9(c)는 Rr1과 Rt의 변화에 따른 효율의 변화를 나타낸다. 효율이 가장 좋은 설계점은 Rt 0.5mm, Rr1 2mm이다. 그림 10(a)는 이때의 회전자 강성해석 결과를 타나내며 안전률은 1.5로 목표한 안전률을 달성하지 못하였다. 효율이 두 번째로 높은 설계점은 Rt 0.8mm, Rr1 2mm 이다. 이때의 강성해석 결과는 그림 10(b)에서 확인할 수 있으며 안전률은 2.6으로 목표한 안전률을 만족하였다. 따라서 상세설계의 결과는 Rt 0.8mm, Rr1 2mm이며, side bridge와 맞닿은 도체바의 Rounding 반지름(Rr2)은 회전자의 재작성을 고려하여 가장 큰 값인 2.5mm로 선정하였다.

그림 9. 회전자 도체바 및 rib 설계 결과 (a) 부하전류 (b) 회전자 동손 (c) 효율

Fig. 9. Design result of rotor conductor bar and rib (a) load current (b) rotor copper loss (c) efficiency

그림 10. 회전자 강성해석 결과 (a) Rt 0.5mm, Rr1 2mm (b) Rt 0.8mm Rr1 2mm

Fig. 10. Result of rotor rigidity analysis (a) Rt 0.5mm Rr1 2mm (b) Rt 0.8mm Rr1 2mm

5. 회전자의 권선의 코일 피치 선정

5.1 회전자 동손의 발생 원인

LS-SynRM의 회전자가 동기속도에 도달하면 회전자의 각 주파수와 입력전원의 주파수가 일치되어 기본파에 의한 유도전류가 발생하지 않는다. 반면 부하전류의 고조파성분과 회전자 사이에는 큰 슬립이 있는 것과 같으며 이에 따라 유도전류와 회전자의 동손이 발생하게 된다. 이를 증명하기 위해 Boomerang 타입의 RSM Case 2의 회전자를 동기속도인 1800rpm으로 회전함을 가정 후 고조파성분에 해당하는 전류만을 입력하여 FEA를 진행하였다.

그림 11은 동기속도에서 고조파의 크기와 고조파에 의한 전자계 특성 변화를 나타낸다. 그림 11(b)에서 확인할 수 있는 고조파에 의해 발생하는 평균 회전자 동손은 183W이다. 회전자 속도에 리플이 적용되지 않았기 때문에 도체바의 감쇠작용에 의한 손실이 발생하지 않아 설계 결과와 차이가 있지만 고조파에 의해 대부분의 회전자 동손이 발생함을 알 수 있다.

그림 11. 고조파에 의한 전자계 특성 변화 (a) 고조파의 크기 (b) 회전자 동손 (c) 토크리플

Fig. 11. Changes in electromagnetic charateristics according to harmonics (a) magnitude of harmonics (b) rotor copper loss (c) rotque ripple

(c)는 고조파에 의해 발생하는 토크를 나타낸다. 이때 고조파에 의한 토크의 평균은 0이며 99.7Nm의 큰 토크리플을 발생시키는 것을 확인할 수 있다. 따라서 고정자 권선의 설계를 통하여 THD를 저감하려는 노력이 필요하다.

5.2 코일피치 조정을 통한 THD 감소

고정자의 코어 형상은 유도기와 공유하기 때문에 오직 권선의 설계만이 가능하다. 전동기의 재작성 및 THD의 개선 원리를 고려한다면 권선의 코일 구성 또한 기존과 동일하게 유지하는 것이 유리하며 오직 코일 피치의 조절을 통하여 성능 개선을 이루어야 한다.

전류의 THD 감소를 위하여 권선에서 만들어지는 기자력(Fa)의 분포를 최대한 정현파 형태로 만들어야 한다. 그림 12는 코일 피치에 따른 기자력의 분포를 나타낸다. 고정자 권선의 코일 피치가 감소하여, 다른 말로 코일 숏 피치(Coil short pitch, CSP)가 증가하게 되면 기자력의 파형은 좀 더 정현파에 가까워지는 장점이 있지만 기자력의 크기는 작아지는 단점이 있다^[19]. 따라서 적정 수준의 코일 피치를 선정하면 부하전류의 큰 증가 없이 회전자 동손을 저감할 수 있다. 최적의 코일 피치를 도출하기 위해 1~3까지의 CSP에 대하여 FEA를 진행하였다. 표 4는 앞선 4절에서 도출한 회전자 모델의 CSP에 따른 전자계 특성 변화를 정리한 표이며, 그림 13은 CSP에 따른 선간전류의 고조파 크기 변화를 나타낸다. CSP가 증가함에 따라 고정자 권선의 앤드턴 길이가 감소하였으며, 이에 따라 고정자 동손이 case 2모델 대비 최대 12% 감소하였다. 고조파의 경우 상대적으로 차수가 낮은 5차 7차 고조파는 CSP 증가에 따라 고조파의 크기가 감소하다 CSP가 3일 때 다시 증가하는 경향을 보였다. 하지만 차수가 높은 19차 고조파의 경우 CSP가 3일 때 고조파의 크기가 가장 작음을 확인할 수 있으며 CSP가 0일 때와 비교하여 약 90% 저감된 모습을 보였다. THD로 비교할 경우 case2 대비 최대 3.9%p 저감되는 효과를 얻었으며 이에 따라 회전자 동손은 최대 73% 저감되었다. 하지만 코일피치 감소에 따라 코일 한 턴이 지나는 고정자 코어의 면적이 감소하고 이에 따라 고정자 코어의 포화도가 국부적으로 증가하여 철손의 증가로 이어졌으며 case 2 모델 대비 최대 17% 증가하였다.

그림 12. 권선 배치에 따른 기자력 분포 (a) CSP 0 (b) CSP 1 (c) CSP　2

Fig. 12. Magnetic motive force distribution according to winding arrangment (a) CSP 0 (b) CSP 1 (c) CSP 2

표 4 CSP에 따른 전자계 특성

Table 4 Electromagnetic characteristic according to CSP

	case2	Coil short pitch
	case2	0	1	2	3
Load current (Arms)	73.0	72.6	72.4	72.3	72.7
Phase resistance @60deg (ohm)	0.043	0.039	0.037	0.036	0.035
Stator copper loss (W)	637	630	598	574	563
Rotor copper loss (W)	191	141	109	64	50
Iron loss (W)	330	341	337	352	386
Efficiency (%)	95.70	95.91	96.08	96.22	96.19
Power factor (%)	80.1	80.7	80.7	80.7	80.3
Current THD (%)	7.0	6.2	5.1	3.1	3.7

그림 13. CSP에 따른 선간전류 고조파 변화

Fig. 13. Line current harmonics according to CSP

5.3 37kW LS-SynRM 최종모델

표 4에서 효율이 가장 좋은 모델은 CSP가 2인 모델이 부하전류 및 역률은 가장 우수하였다. 목표했던 효율은 모든 모델이 만족하였기 때문에 효율과 역률을 모두 고려하여 CSP가 2인 모델을 최종 선정하였다. 그림 14는 최종모델의 형상 및 전류밀도와 강성해석 결과를 나타내며 그림 15는 부하 변화에 따른 최종모델의 효율 및 역률 변화를 나타낸다. 4극 37kW LS-SynRM의 안전률은 보수적으로 적용한 해석 조건에도 불구하고 목표한 안전률 이상인 3.1을 달성하였다. 또한 효율은 정격출력에서 96.2%로 목표한 IE4급 효율과 2D FEA의 오차를 고려한 목표 효율을 만족하였다.

그림 14. 최종모델 설계 결과 (a) 회전자 형상 및 자속 밀도 분포 (b) 강성해석 결과

Fig. 14. Design result of final model (a) shape of rotor and fiux density (b) rigidity analysis

그림 15. 최종모델의 부하에 따른 효율 및 역률

Fig. 15. Efficiency and power factor according to load rate of final model

6. 결 론

본 논문은 4극 37kW LS-SynRM의 회전자 및 고정자 권선의 코일 피치 설계를 통하여 IE4급 효율을 만족하는 것을 목표로한다. 이를 위해 먼저 LS-SynRM과 같은 전압원 FEA를 진행하는 유도전동기의 성능시험 결과와 2D FEA의 결과 비교를 통하여 2D FEA의 정확성을 분석하였으며 보수적인 설계를 위한 효율 마진을 도출하였다.

회전자는 곡선의 자석 장벽을 갖는 boomerang타입 회전자를 선정하였으며 서로 다른 설계 변수를 선정하여 2가지 RSM 설계를 진행하였다. 이를 통하여 회전자의 rib에서의 누설 전류가 부하 전류 및 THD를 증가시키며 회전자 동손의 원인이 됨을 증명하였다. 이를 개선하기 위해 회전자 도체바의 rounding 반지름 및 rib 두께에 대한 상세설계를 진행하였다. 또한 THD 저감을 위해 최적 코일피치를 도출하였으며 이를 통하여 고정자 동손 저감을 이루었으며 목표한 효율을 달성하였다. 추후 전동기의 제작 및 시험을 통하여 설계 및 전자계 해석의 유효성을 검증할 예정이다.

Acknowledgements

This work was supported by the Korea Institute of Energy Technology Evaluation and Planning(KETEP) and the Ministry of Trade, Industry & Energy(MOTIE) of the Republic of Korea (No. RS-2023-00232593).

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저자소개

김충서(Choung-Seo Kim)

He received the B.S. and M.S. degrees from Korea National University of Transportation, Gyeonggi-do, Korea in 2022 and 2024, respectively, and is currently pursing the Ph.D. candidate in railroad convergence system from Korea National University of Transportation, Korea. His main research interests include permanent magnet motor and synchronous reluctance motor design, etc.

이주(Ju Lee)

He received the B.S. and M.S. degrees in electrical engineering from Hanyang University, Seoul, South Korea, in 1986 and 1988, respectively, and the Ph.D. degree in electrical engineering from Kyusyu University, Japan, in 1997. He joined Hanyang University, in 1997, where he is currently a Professor with the Division of Electrical and Biomedical Engineering. His main research interests include electric machinery and its drives, electro-magnetic field analysis, and transportation systems, such as hybrid electric vehicles (HEV) and railway propulsion systems. He is a member of the IEEE Industry Applications Society, the Magnetics Society, and the Power Electronics Society.

한필완(Pil-Wan Han)

He received the B.S., M.S. and Ph.D. degrees in Electrical Engineering from Hanyang University in 1998, 2000 and 2013, respectively. From 2000 to 2005, he worked at LG electronics. Since 2005, he has worked at the Korea Electrotechnology Research Institute (KERI). He is currently a Principal researcher of the Electric Motor Research Center, KERI.

지우영(Woo-Young Ji)

He received the B.S. and M.S. degrees from Korea National University of Transportation, Gyeonggi-do, Korea in 2017 and 2019, respectively, and is currently pursuing the Ph.D. candidate in electrical engineering from Hanyang University, Seoul, Korea. His main research interests include permanent magnet synchronous motor design, electromagnetic and thermal analysis of various electrical applications such as induction heating, Traction Motor, transformer etc.

김성휘(Seong-Hwi Kim)

He received the B.S. and M.S degrees from the Korea National University of Transportation, Gyeonggi-do, South Korea, in 2020 and 2022, respectively. He is currently pursuing the Ph.D. degree in electrical engineering with Hanyang University, Seoul, South Korea. His current research interests include the design and analysis of rotary motors and linear motors for various applications.

이형우(Hyung-Woo Lee)

He received the B.S and M.S degrees from Hanyang University, Seoul, Korea, in 1998 and 2000, respectively, and the Ph.D. degree from Texas A&M University, College Station, TX, in 2003, all in electrical engineering. In 2004, he was a Post-doctoral Research Assistant in the Department of Theoretical and Applied Mechanics, Cornell University, Ithaca, NY. In 2005, he was a contract Professor at the BK division of Hanyang University, Seoul, Korea. From 2006 to 2013, he has been a Senior Researcher at the Korea Railroad Research Institute, Uiwang, Korea. Since 2013, he has been a Professor at the Korea National University of Transportation, Uiwang, Korea. His research interests include design, analysis and control of motor/generator, power conversion systems, and applications of motor drives such as Maglev trains, conventional railway propulsion systems, and modern renewable energy systems.

KIEEThe Transactions of
the Korean Institute of Electrical Engineers

The Transactions of the Korean Institute of Electrical Engineers

ISO Journal TitleTrans. Korean. Inst. Elect. Eng.

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Journal Information

Design of Boomerang-Type LS-SynRM for Achiving IE4 Efficiency

Translated Abstract

Key words

1. 서 론

2. FEA 정확도 분석

3. LS-SynRM 동작 원리

3.1 비동기 상태에서의 동작

(1)

(2)

3.2 동기 상태에서의 동작

(3)

4. 4극 37kW LS-SynRM 회전자 설계

4.1 Boomerang 타입 회전자 설계

4.2 회전자 도체바 및 rib구조 설계

(4)

(5)

5. 회전자의 권선의 코일 피치 선정

5.1 회전자 동손의 발생 원인

5.2 코일피치 조정을 통한 THD 감소

5.3 37kW LS-SynRM 최종모델

6. 결 론

Acknowledgements

References

저자소개

김충서(Choung-Seo Kim)

이주(Ju Lee)

한필완(Pil-Wan Han)

지우영(Woo-Young Ji)

김성휘(Seong-Hwi Kim)

이형우(Hyung-Woo Lee)

Article Information (continued)

Key words

KIEEThe Transactions ofthe Korean Institute of Electrical Engineers

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Design of Boomerang-Type LS-SynRM for Achiving IE4 Efficiency

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1. 서 론

2. FEA 정확도 분석

3. LS-SynRM 동작 원리

3.1 비동기 상태에서의 동작

(1)

(2)

3.2 동기 상태에서의 동작

(3)

4. 4극 37kW LS-SynRM 회전자 설계

4.1 Boomerang 타입 회전자 설계

4.2 회전자 도체바 및 rib구조 설계

(4)

(5)

5. 회전자의 권선의 코일 피치 선정

5.1 회전자 동손의 발생 원인

5.2 코일피치 조정을 통한 THD 감소

5.3 37kW LS-SynRM 최종모델

6. 결 론

Acknowledgements

References

저자소개

김충서(Choung-Seo Kim)

이주(Ju Lee)

한필완(Pil-Wan Han)

지우영(Woo-Young Ji)

김성휘(Seong-Hwi Kim)

이형우(Hyung-Woo Lee)

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Key words

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the Korean Institute of Electrical Engineers