1. 서 론

최근 첨단 운전자 보조 시스템(ADAS)과 자율주행 기술의 적용 범위가 확대되면서, 자동차 시스템은 전동화 및 전자제어 기반 통합 구조로 빠르게 전환되고 있다. 이러한 변화에 따라 조향 시스템은 차량의 주행 거동뿐만 아니라 기능 안전성 확보에도 직접적으로 관여하는 핵심 시스템으로 인식되고 있으며, 그 중요성 또한 지속적으로 증가하고 있다^[1]. 특히 전동식 파워 스티어링(EPS)은 차선 유지 보조, 자동 주차, 경로 추종 제어 등 다양한 지능형 조향 기능을 구현하기 위한 기반 시스템에 해당한다. 따라서 EPS는 일부 고장이 발생한 상황에서도 조향 보조 기능을 완전히 상실하지 않고, 허용 가능한 수준의 토크를 지속적으로 제공할 수 있어야 하며, 이를 위해 높은 신뢰성, 가용성 및 기능 안전성이 요구된다^[2].

EPS용 구동 모터는 제한된 장착 공간 내에서 충분한 조향 보조 토크를 발생시켜야 하며, 빠른 응답 특성, 낮은 소음 및 진동, 정밀한 제어 성능을 동시에 만족해야 한다. 이러한 요구 조건으로 인해 영구자석 동기전동기(PMSM)가 EPS 구동용 모터로 널리 적용되고 있다^[3]. 그러나 단일 3상 권선 및 단일 인버터 기반 PMSM은 권선 또는 인버터 고장 시 전체 구동 기능이 상실될 수 있으므로, 높은 가용성과 고장 허용성이 요구되는 EPS 시스템에는 한계가 있다. 이를 보완하기 위해 두 개의 독립적인 3상 권선 세트를 하나의 고정자에 배치하고, 각 권선 세트를 별도의 인버터로 구동하는 이중 권선 PMSM 구조가 제안되어 왔다^[4].

이러한 Dual 3-phase 구조는 두 개의 3상 권선 세트로 구성되는 다상 구동의 한 형태로, 각 세트를 기존 3상 인버터 모듈로 구동할 수 있어 전용 다상 전력변환장치의 개발 부담을 줄일 수 있다^[5]. 또한 세트별 제어를 구성할 경우 기존 3상 벡터제어 및 변조 기법을 활용할 수 있으므로, 하드웨어와 제어 소프트웨어의 모듈화에 유리하다^[6]. 한 권선–인버터 세트가 개방회로 고장으로 분리되면 나머지 정상 3상 세트로 운전을 지속할 수 있다는 점도 본 연구의 고장 운전 시나리오에 부합한다^[5]. 따라서 본 연구에서는 기존 3상 구동기술의 활용성과 세트 단위의 고장 후 운전 가능성을 고려하여 Dual 3-phase 구조를 선정하였다. 다만 이 선택은 다른 다상 토폴로지에 대한 고장 허용 성능이나 비용의 절대적인 우위를 의미하지 않으며, 권선 간 자기 결합과 고장 후 열적·전류 제한은 별도로 고려해야 한다.

이중 권선 PMSM에서는 두 권선 세트가 하나의 고정자 내부에 함께 배치되므로, 권선 배치에 따라 두 권선 세트 간 자기 결합, 누설 자속, 공간 고조파 및 전자기력 분포가 달라질 수 있다^[7]. 이러한 전자기적 차이는 두 권선 세트가 동시에 구동되는 정상 운전 조건에서는 평균 토크나 손실 변화로 크게 드러나지 않을 수 있으나, 한쪽 권선 세트만 통전되는 개방회로 고장 조건에서는 토크 리플, 국부 온도 상승 및 하우징 진동 응답에 더 크게 반영될 수 있다. 따라서 EPS용 이중 권선 PMSM의 권선 배치를 평가하기 위해서는 전자계 성능뿐만 아니라 열 거동, 구조 진동, 패키징 및 제조성 제약을 함께 고려할 필요가 있다. 기존 PMSM 연구에서는 전자계–열–기계 연성 해석과 운전 조건 기반 전자계–열해석이 모터의 성능 및 신뢰성 평가에 효과적임을 보였으나^{[8], [9],} EPS용 이중 권선 PMSM의 권선 배치 비교에서 정상 운전과 개방회로 고장 조건을 동시에 고려하고, 전자계·열·진동·제조성 특성을 동일한 설계 조건에서 종합적으로 비교한 연구는 아직 충분하지 않다.

^[7]은 세 가지 대표 권선 배치를 정상 및 단일 회로 고장 조건에서 역기전력, 토크, 토크 리플, 전자기력, 온도 상승, 구조 변형 및 하드웨어 크기로 비교하고, 정상 회로의 전류를 조정하여 요구 출력을 유지하는 조건까지 검토하였다. 따라서 본 연구의 차별성은 다물리 해석 자체에 있지 않다. 본 연구는 비교 대상을 다섯 가지 권선 배치로 확대하고, 공통 비교 조건에서 얻은 전자계·과도 열·구조 진동 결과를 버스바 층수, 권선 중첩 및 축방향 패키징 제약과 통합하여 실제 권선 선정 절차와 고장 허용 설계 지침을 제시한다는 점에서 기존 연구와 구별된다.

이에 본 논문에서는 EPS용 이중 권선 PMSM의 다섯 가지 고정자 권선 배치를 정상 운전 조건과 단일 권선 세트 개방회로 고장 조건에서 비교·평가한다. 동일한 모터 형상과 공통 설계 조건에서 전자계, 과도 열 및 구조 진동 해석을 순차적으로 연계하고, 권선 중첩, 버스바 구조 및 패키징 가능성을 함께 평가한다. 또한 종합 평가로 선정한 배치 (a)의 시제품을 이용하여 정상 운전 성능과 한 인버터의 게이트를 차단한 단일 인버터 운전점의 잔존 토크 및 열응답을 검증한다. 본 연구의 핵심 기여는 기존 권선 토폴로지를 새로 제안하는 것이 아니라, 다섯 후보의 다물리 성능과 제조 제약을 하나의 선정 절차로 통합하여 EPS용 고장 허용 모터의 설계 지침을 제시하는 데 있다.

2. 모터 구조 및 다물리 특성 평가 방법

본 논문에서 검토한 대상 모터는 EPS용으로 설계된 12 V급 6극 9슬롯 이중 권선 PMSM이다. Fig. 1과 Table 1은 각각 대상 모터의 단면 구조와 주요 설계 사양을 나타낸다. Table 1에 제시된 사양은 모든 후보 권선 배치에 동일하게 적용하였으며, 이를 통해 권선 배치 이외의 설계 변수에 의한 영향을 최소화하였다.

6극 9슬롯 조합은 분수슬롯 집중권선을 적용한 EPS용 모터의 설계 대상으로 검토되어 왔으며, 기존 연구에서는 해당 권선 계열의 낮은 기자력 고조파가 회전자손실 억제 측면의 장점으로 보고되었다^[3]. 본 연구에서는 이러한 EPS 적용 사례와 동일한 고정자에서 두 3상 권선 세트의 배치 및 연결 방식을 변경하여 여러 후보를 구성할 수 있다는 점을 고려하여 6극 9슬롯 구조를 비교 기준으로 채택하였다. 대상 모터는 12 V급 전원과 정격 운전점인 3.2 N·m, 2,000 rpm을 목표로 설계하였으며, Table 2의 정상 운전 해석에서 평균 토크 3.205 N·m과 토크 리플 3.09%를 확인하였다. 본 연구는 극수–슬롯수 조합의 최적화보다는, 목표 토크를 확보한 공통 모터 구조에서 권선 배치가 다물리 특성에 미치는 영향을 비교하는 데 초점을 두었다.

Fig. 2는 비교 대상으로 선정한 다섯 가지 후보 권선 배치를 나타내며, Fig. 3은 각 배치의 결선 방식과 단자 인출 레이아웃을 보여준다. 모든 후보 배치는 동일한 고정자 및 회전자 형상, 극수, 슬롯 수, 정격 조건을 가지며, 슬롯 내부에서 두 권선 세트의 상대적 배치와 엔드턴 연결 방식만 다르게 설정하였다. 따라서 각 후보 간 특성 차이는 주로 슬롯 내 권선 배치, 권선 간 상대 위치, 엔드턴 구조 및 단자 인출 경로의 차이에 기인한다.

그림 1 모터 설계 형상.

Fig. 1 Design geometry of the motor.

그림 2 이중 권선 PMSM의 다섯 가지 후보 권선 배치 (a)–(e)

Fig. 2 Five candidate winding layouts of the dual-winding PMSM: (a)–(e)

본 논문에서 ‘동일한 설계 조건’은 고정자·회전자 및 영구자석 형상, 극수와 슬롯 수, 권선수, 도체 사양, 인가 전류 및 공통 온도의존 권선저항 $R(T)$을 동일하게 설정하고, 슬롯 내 두 권선 세트의 상대 위치와 엔드턴 연결 및 단자 인출 경로만 변경한 통제 비교를 의미한다. 실제 엔드턴 길이와 배치별 기생저항 차이는 정량 전자계·열 모델에 포함하지 않았으며, 형상 및 패키징 차이는 6절의 제조성 평가에서 별도로 고려하였다.

그림 3 다섯 가지 후보 권선 배치의 연결 방식 및 단자 레이아웃

Fig. 3 Connection schemes and terminal layouts of the five candidate winding layouts

권선 배치 (a)는 두 권선 세트 사이의 물리적 간섭을 줄이기 위해 각 권선 세트를 공간적으로 분리한 구조이다. 권선 배치 (b)와 (c)는 하나의 슬롯 내부에 두 권선 세트가 함께 배치되는 슬롯 공유 구조를 가진다. 권선 배치 (d)와 (e)는 슬롯 내 권선 혼합을 줄이고 두 권선 세트 간 분리성을 높이도록 배치하였다. 이러한 권선 배치 차이는 권선 간 자기 결합, 슬롯 누설 자속, 공간 고조파, 전자기력 분포 및 엔드턴 패키징 특성에 영향을 줄 수 있다.

권선 배치별 운전 특성은 정상 운전 조건과 단일 권선 세트 개방회로 고장 조건에서 평가하였다. 정상 운전에서는 두 권선 세트를 독립 인버터로 구동하고 동일한 진폭과 위상의 3상 전류를 각 세트에 인가하였다. 개방회로 고장 해석에서는 한 권선–인버터 세트를 완전히 분리하고 남은 정상 권선 세트만 통전하였으며, 정상 권선에는 고장 전 정상 운전에서 각 권선 세트에 인가한 것과 동일한 전류 조건을 적용하였다. 동일 토크 보상을 위한 전류 증대나 고장 후 전류 재분배는 적용하지 않았으므로 평균 토크는 정상 운전의 약 50% 수준으로 감소한다. 인버터 최대 허용전류, 차량별 EPS 최소 잔존 토크 및 비상 운전 허용시간은 본 연구 범위에 포함하지 않았다.

각 권선 배치는 전자계 성능, 열응답, 구조 진동 응답, 제조성 및 패키징 가능성을 기준으로 비교하였다. 먼저 전자계 유한요소해석에서 평균 토크, 동손·철손 및 공극 자속밀도를 산출하였다. 동손과 철손은 과도 열해석의 열원으로 전달하고, 공극 자속밀도로부터 맥스웰 응력 텐서를 이용해 계산한 반경방향 및 접선방향 전자기력은 구조 주파수응답 해석의 가진원으로 전달하였다. 이와 같이 전자계 결과를 열 및 구조 모델에 순차적으로 적용하는 연계 절차를 사용하였다. 제조성은 결선 복잡도, 버스바 층수, 권선 중첩, 단자 인출 경로 및 축방향 패키징 가능성을 기준으로 평가하였다.

Fig. 4는 본 연구에서 수행한 권선 배치별 다물리 특성 평가 절차를 나타낸다. 대상 모터의 설계 사양과 다섯 후보 권선 배치를 정의한 뒤, 정상 운전 및 단일 권선 세트 개방회로 고장 조건에서 전자계 해석을 수행하였다. 전자계 해석의 손실과 전자기력을 각각 과도 열 및 구조 진동 모델에 순차 전달하는 연계 절차를 적용하고, 제조성 및 패키징 가능성을 함께 검토하였다. 이를 통해 성능, 열 안정성, 진동 응답 및 실제 구현 가능성을 종합적으로 비교하였다.

그림 4 이중 권선 PMSM의 권선 배치별 다물리 특성 평가 절차

Fig. 4 Multiphysics evaluation procedure for different winding layouts of the dual-winding PMSM.

3. 전자계 해석

본 절에서는 유한요소해석(FEA)을 이용하여 정상 운전과 개방회로 고장 조건에서 후보 권선 배치의 전자계 성능을 비교하였다. Fig. 5는 2,000 rpm 무부하 조건에서 후보 배치의 상 역기전력 순시 해석 파형을, Fig. 6은 코깅 토크 파형을 나타낸다. 모든 후보는 동일한 고정자·회전자 형상과 영구자석 사양을 가지므로 두 특성에서 큰 차이를 보이지 않았다.

그림 5 2,000 rpm에서 후보 권선 배치의 무부하 상 역기전력 해석 파형

Fig. 5 Simulated no-load phase back-EMF waveforms of the dual-winding PMSM at 2,000 rpm

그림 6 모터의 코깅 토크 파형

Fig. 6 Cogging torque waveform of the motor

그림 7 정상 운전 조건에서 이중 권선 PMSM의 토크 파형

Fig. 7 Torque waveforms of the investigated dual-winding PMSM under normal operating conditions

Fig. 7은 정상 운전 조건의 토크 파형을 나타내며, Table 2는 평균 토크와 토크 리플 결과를 요약한 것이다. 정상 운전 조건에서는 모든 후보 권선 배치에서 평균 토크 3.205 N·m과 토크 리플 3.09%가 동일하게 나타났다. 이는 두 권선 세트가 동일한 진폭과 위상으로 구동될 경우, 권선 배치에 따른 전자기적 차이가 토크 특성에 거의 반영되지 않음을 의미한다.

Table 2에서 확인할 수 있듯이, 개방회로 고장 상태는 하나의 권선 세트만 구동되기 때문에 평균 토크가 정상 운전 대비 약 50% 수준으로 감소하였다. 이 조건에서 배치 (c)는 1.687 N·m로 가장 높은 평균 토크를 보였고, 배치 (a)는 1.609 N·m로 가장 낮은 값을 나타냈다. 반면 토크 리플은 배치 (a)와 (b)에서 각각 3.03%와 2.50%로 낮게 유지되었으나, 배치 (c)–(e)에서는 약 6% 수준까지 증가하였다. 따라서 개방회로 고장 조건에서는 평균 토크와 토크 리플이 서로 다른 경향을 보이며, 권선 배치 평가 시 토크 유지 능력과 토크 품질을 함께 고려해야 한다.

앞선 결과에서 나타난 권선 배치별 평균 토크와 토크 리플의 차이는 두 권선 세트의 공간적 배치와 이에 따른 합성 기자력(MMF)의 형성 관계로 정성적으로 설명할 수 있다^{[10], [11]}. 정상 운전에서는 동일한 크기와 위상의 전류가 두 권선 세트에 인가되므로, 각 권선에서 발생하는 기본파 및 공간고조파 MMF 성분이 동기적으로 중첩된다. 권선 배치에 따라 일부 고조파 성분이 보강되거나 상쇄되지만, 두 권선 세트의 상호보완 작용으로 최종 합성 여자분포의 차이가 작아져 모든 배치에서 평균 토크와 토크 리플이 유사하게 나타난다.

반면 단일 권선 세트 개방회로 고장 조건에서는 한 권선 세트가 비활성화되어 두 세트 간 상호보완 관계가 사라진다. 따라서 남은 정상 권선의 원주방향 도체 분포에 따라 평균 토크 생성에 기여하는 기본파 MMF 성분과 토크 리플에 영향을 미치는 비기본파 공간고조파 성분의 상대적 크기가 달라진다. 이로 인해 배치 (c)–(e)는 상대적으로 높은 평균 토크를 유지하지만 토크 리플이 증가하고, 배치 (a)와 (b)는 평균 토크가 상대적으로 낮은 대신 토크 리플이 낮게 유지되는 상반된 경향을 보인 것으로 판단된다.

모든 배치에서 동일하게 산출된 동손은 실제 상당저항과 구리 사용량이 물리적으로 동일함을 의미하지 않는다. 본 비교에서는 권선수, 도체 사양, 전류 조건 및 공통 온도의존 권선저항 $R(T)$을 동일하게 적용하였다. 실제 엔드턴과 리드선 길이, 버스바·단자·접촉저항, 주파수 의존 AC 동손 및 엔드권선 열전달 특성은 배치별로 달라질 수 있으나 본 정량 모델에는 포함하지 않았다. 따라서 손실 및 열해석 결과는 공통 전기·재료·열 경계조건에서 권선 배치의 영향만 분리한 상대 비교로 해석하며, 배치별 형상 및 패키징 차이는 6절에서 별도로 평가하였다.

각 권선 배치의 손실 특성은 전자계 해석에서 얻은 동손과 철손을 기준으로 비교하였다. Table 3에서 확인할 수 있듯이, 정상 운전 조건에서는 모든 권선 배치에서 동일한 손실 특성이 나타났다. 이는 두 권선 세트가 동일한 전류 조건으로 동기 구동될 경우, 권선 배치의 차이가 손실에 거의 반영되지 않음을 의미한다. 개방회로 고장 조건에서는 하나의 권선 세트만 구동되므로 동손이 정상 운전 대비 약 50% 감소하였다. 철손은 배치에 따라 소폭 차이를 보였으며, 배치 (c)가 가장 낮은 총손실을 나타냈다. 그러나 각 배치 간 총손실의 최대 차이는 약 1.4 W로 작았기 때문에, 손실 특성만으로 권선 배치를 결정하기는 어렵다. 따라서 손실 결과를 열 특성 평가를 위한 입력 데이터로 활용하였다.

4. 열 성능 비교

열 특성 평가는 전자계 해석에서 산출한 동손과 철손을 열원으로 적용한 과도 열해석을 통해 수행하였다^[12]. 해석에는 ANSYS Workbench를 사용하였으며, 각 구성품에는 Table 4에 제시한 열전도율, 밀도 및 비열을 적용하였다. 권선 도체 영역에는 순수 구리의 열물성을 적용하였다. 개별 도체의 에나멜 절연피막, 슬롯 라이너 및 함침수지는 별도의 재료영역으로 모델링하지 않았으며, 이들 구성재를 포함하는 등가 권선 열전도율도 별도로 산정하지 않았다. 권선–철심 및 철심–하우징 계면은 온도와 열유속이 연속되는 이상적인 열접촉 조건으로 설정하였으며, 별도의 접촉 열저항은 적용하지 않았다. 이러한 재료 및 접촉조건은 다섯 가지 권선 배치에 공통으로 적용하였다.

모든 구성품의 초기온도는 22 °C로 설정하였으며, 외부 표면의 자연대류 열전달계수는 5 W/(m²·K)를 적용하였다. 해당 계수는 해석 수행 전에 설정한 공통 경계조건으로, 시험 결과를 이용한 보정은 수행하지 않았다. 이를 바탕으로 정상 운전 및 개방회로 고장 조건에서 시간에 따른 권선 온도 응답과 온도 분포를 비교하였다. 본 결과는 설정한 재료 및 열전달 가정하에서 권선 배치와 손실 발생 위치에 따른 상대적인 열응답을 평가한 것이며, 실제 절연구조와 계면 열저항을 포함한 권선 핫스폿 온도의 정밀 예측에는 추가적인 모델링이 필요하다.

그림 8 정상 운전 조건에서 권선 및 하우징의 과도 온도 응답

Fig. 8 Transient temperature responses of the windings and housing under normal operating conditions

그림 9 정상 운전 조건에서 해석된 모터 온도 분포

Fig. 9 Predicted motor temperature distribution under normal operating conditions

그림 10 권선 배치에 따른 개방회로 고장 조건에서 권선의 과도 온도 응답

Fig. 10 Transient winding temperature responses for different winding layouts under open-circuit fault conditions

그림 11 권선 배치에 따른 개방회로 고장 조건에서의 해석 권선 온도 분포

Fig. 11 Predicted winding temperature distributions for different winding layouts under open-circuit fault conditions

Fig. 8은 정상 운전 조건에서 최대 권선 온도의 과도 상승 특성을 나타내며, Fig. 9는 정상상태에 도달한 후의 모터 내부 온도 분포를 보여준다. 정상 운전 조건에서는 모든 권선 배치에서 정상상태 최대 권선 온도가 174.9 °C로 동일하게 수렴하였다. 이는 정상 운전 시 다섯 가지 권선 배치 모두에서 온도 상승 경향과 최종 온도 수준이 거의 동일하게 나타났음을 의미한다.

Fig. 10과 Fig. 11에서 확인할 수 있듯이, 개방회로 고장 조건에서 최대 권선 온도는 권선 배치에 따라 122.1–153.1 °C 범위로 크게 달라졌다. 배치 (b)는 122.1 °C로 가장 낮은 최대 권선 온도를 보였으며, 배치 (a)는 153.1 °C로 가장 높은 값을 나타냈다. 특히 배치 (c)의 총손실이 가장 작았음에도 불구하고 최대 권선 온도는 배치 (b)에서 가장 낮게 나타났다. 또한 각 배치 간 총손실의 최대 차이는 약 1.4 W에 불과했지만, 최대 권선 온도 차이는 31 °C에 달했다. 이는 개방회로 고장 조건에서 최대 권선 온도가 총손실의 크기보다 손실 발생 위치, 슬롯 내 권선 배치 및 국부 열전달 경로에 더 민감하게 영향을 받기 때문이다^[13]. 따라서 개방회로 고장 조건의 열 성능을 평가할 때에는 전체 손실뿐만 아니라 국부 발열 위치와 방열 경로를 함께 고려해야 한다.

요약하면, 정상 운전 조건에서는 권선 배치에 따른 손실 및 권선 온도 차이가 거의 나타나지 않았다. 반면 개방회로 고장 조건에서는 손실 차이가 작음에도 불구하고 권선 배치에 따라 최대 권선 온도가 크게 달라졌다. 이는 이중 권선 PMSM의 고장 허용 설계에서 슬롯 내 권선 배치와 열전달 경로가 핵심적인 열 안정성 평가 요소임을 의미한다.

5. 진동 성능 비교

본 절에서는 전자계 해석을 통해 얻은 공극 자속밀도 성분을 이용하여 구조 진동 해석의 가진원을 산정하였다^[14]. 구조 응답 해석에서는 반경방향 전자기력과 접선방향 전자기력을 모두 입력 하중으로 고려함으로써 전자기력에 의한 진동 특성을 평가하였다. 각 전자기력 성분은 맥스웰 응력 텐서를 이용하여 계산하였으며, 고정자 치에 작용하는 반경방향 및 접선방향 전자기력은 각각 식 (1)과 식 (2)에 나타내었다.

여기서 $R_{in}$은 고정자의 내반경, $L_{stk}$는 적층 길이, $\mu_0$는 자유공간의 투자율, $B_r$ 및 $B_t$는 각각 공극 자속밀도의 반경방향 및 접선방향 성분을 나타낸다. 또한 $\theta_z$는 $z$번째 고정자 치의 중심각을 나타낸다. 또한 $\theta$는 공극 원주방향의 적분 각도이며, $\theta_{\max}$과 $\theta_{\min}$는 각각 해당 고정자 치에 대한 적분구간의 상한과 하한을 나타낸다.

Fig. 12에서는 개방회로 고장 조건에서 권선 배치별 반경방향 및 접선방향 전자기력 파형을 비교하였다. 계산된 전자기력은 구조 응답 해석의 가진 하중으로 사용하였으며, 이를 통해 권선 배치에 따른 가진력 특성 차이가 하우징 진동 응답에 미치는 영향을 검토하였다. 전자기력 평가는 피크값뿐 아니라 반경방향 및 접선방향 성분의 파형 형상과 위상 관계를 함께 고려하여 수행하였다.

Table 5는 구조 진동 해석에 적용한 주요 기계적 물성을 나타낸다. 모달 해석 및 구조 응답 해석에는 각 재료의 밀도, 영률, 포아송비를 적용하였다. Fig. 13(a)는 구조 진동 해석에 사용한 3차원 모델의 외관을 나타낸다.

그림 12 개방회로 고장 조건에서 권선 배치에 따른 반경방향 및 접선방향 전자기력 파형 비교

Fig. 12 Comparison of radial and tangential electromagnetic force waveforms for different winding layouts under open-circuit fault conditions

그림 13 구조 진동 해석 모델 및 고유모드 형상: (a) 해석 모델, (b) 300 Hz 대의 고유모드 형상

Fig. 13 Structural vibration analysis model and mode shape: (a) analysis model, (b) mode shape in the 300 Hz range

적층철심은 개별 전기강판을 분리하여 모델링하지 않고, 전체 적층부를 하나의 연속된 솔리드 영역으로 단순화하였다. 개별 강판 사이의 계면은 별도로 구현하지 않았으며, 철심 영역에는 Table 4와 Table 5에 제시한 열물성과 기계물성을 각각 적용하였다.

철심의 열전도율과 탄성물성은 모든 방향에 동일하게 적용하였으며, 적층 방향에 따른 열전도율 및 강성 차이는 고려하지 않았다. 따라서 열 및 진동 결과는 이러한 공통 단순화 가정에서 얻은 권선 배치별 비교 결과로 해석하였다.

구조 진동 특성은 전자계 해석에서 산정한 전자기력을 고정자 치에 작용하는 가진 하중으로 부여하여 분석하였다. 먼저 모달 해석을 통해 고정자–하우징 시스템의 주요 고유진동수와 진동 모드를 도출하고, 각 운전 조건에서 발생하는 전자기력 고조파가 구조 모드와 중첩될 가능성을 검토하였다. 이후 주파수 응답 해석을 수행하여 권선 배치에 따른 하우징 진동 가속도 응답의 크기와 주파수 특성을 비교하였다.

모달 해석 결과, 고정자–하우징 시스템의 구조 고유진동수가 300 Hz 대에서 확인되었으며, 해당 고유모드 형상을 Fig. 13(b)에 제시하였다. 색상은 해당 모드의 고유벡터 크기 분포를 나타낸다. 이에 따라 해당 모드 부근의 진동 응답을 검토하기 위해 300 Hz를 평가 주파수에 포함하였다. 또한 이 주파수의 3배에 해당하는 900 Hz에서의 응답을 함께 비교하기 위해 900 Hz를 보조 평가 주파수로 선정하였다.

Fig. 14는 정상 운전 및 개방회로 고장 조건에서 권선 배치별 하우징 진동 가속도 응답을 나타낸다. 평가 주파수는 전기 기본주파수와 구조 고유진동수를 고려하여 200, 300, 400, 600 및 900 Hz로 선정하였다. 대상 6극 9슬롯 모터의 회전속도 2,000 rpm에서 전기 기본주파수는 100 Hz이며, 전자기력의 2차, 4차 및 6차 시간고조파와 관련된 응답을 검토하기 위해 200, 400 및 600 Hz를 포함하였다. 600 Hz는 극수와 슬롯수의 최소공배수에 따른 회전당 18회의 반복 주기에 해당하며, 이상적인 주기 구조에서의 코깅토크 기본주파수와 일치한다.

그림 14 정상 운전 및 개방회로 고장 조건에서 권선 배치의 진동 가속도 스펙트럼.

Fig. 14 Comparison of vibration acceleration spectra for different winding layouts under normal and open-circuit fault conditions.

개방회로 고장 조건에서는 각 권선 배치의 진동 수준을 정량적으로 비교하기 위해 선정한 다섯 주파수 성분의 RSS(Root Sum Square)를 식 (3)과 같이 산정하였다.

여기서 $a_f$는 주파수 $f$에서 추출한 가속도 진폭이며, 주파수의 단위는 Hz, 가속도 진폭의 단위는 m/s²이다. 본 지표는 Fig. 14에 제시한 다섯 주파수 성분을 대상으로 산정한 값으로, 권선 배치별 진동 응답의 상대 비교에 사용하였다.

정상 운전 조건에서는 다섯 가지 권선 배치의 하우징 가속도 응답이 거의 동일하게 나타났으며, 300 Hz 성분이 주요 진동 성분으로 확인되었다. 반경방향 및 접선방향 전자기력 파형 역시 권선 배치에 따른 차이가 매우 작았다. 이는 두 권선 세트가 동일한 전류 조건으로 동기 구동되는 경우, 구조 가진 특성이 권선 배치의 차이보다 6극/9슬롯 조합에서 발생하는 공통 전자기 고조파 성분에 의해 주로 결정되기 때문으로 해석된다.

반면 개방회로 고장 조건에서는 한쪽 권선 세트만 통전되기 때문에 권선 배치에 따른 전자기 가진력과 구조 응답의 차이가 뚜렷하게 나타났다. 전자기력의 피크-투-피크 변동은 배치 (c)에서 가장 작았으며, 이는 비대칭 가진 조건에서도 전자기력 변동이 상대적으로 잘 억제되었음을 의미한다.

Fig. 14에서 확인할 수 있듯이, 개방회로 고장 조건에서 선정한 다섯 주파수 성분의 RSS 값은 배치 (c), (b), (a), (d), (e)에 대해 각각 0.0893, 0.1003, 0.1198, 0.1414 및 0.2682 m/s²로 나타났다. 이 중 배치 (c)는 가장 낮은 하우징 진동 응답을 보인 반면, 배치 (e)는 가장 높은 응답을 나타냈다. 특히 배치 (e)는 200 Hz 부근에서 두드러진 진동 성분을 보였으며, 이는 저주파 진동 전달 측면에서 불리한 특성으로 판단된다.

따라서 개방회로 고장 조건에서는 평균 토크 유지 능력뿐만 아니라 비대칭 통전에 의해 발생하는 전자기 가진력과 이에 따른 구조 진동 응답도 함께 고려해야 한다. 종합하면, 정상 운전 조건에서는 권선 배치에 따른 진동 응답 차이가 거의 나타나지 않았으나, 개방회로 고장 조건에서는 권선 배치에 따라 하우징 진동 특성이 크게 달라졌다. 특히 배치 (c)는 고장 조건에서 가장 낮은 진동 응답을 보여 구조 진동 측면에서 가장 유리한 특성을 나타냈다.

6. 제조성 및 패키징 평가

다섯 가지 후보 권선 배치에 대해 실제 EPS 시스템 적용 가능성을 제조성 및 패키징 측면에서 검토하였다^[15]. 해당 평가는 Fig. 3에 나타낸 각 권선 배치의 결선 구조, 엔드턴 배치, 그리고 단자 인출 경로를 기준으로 수행하였다. 비교를 위한 정량 지표로는 Table 6에 제시한 버스바 층수, 최대 권선 중첩 수, 추가 하우징 높이 요구 여부를 사용하였다.

버스바 층수는 단자 연결 구조가 얼마나 복잡한지와 이에 따른 절연 설계 부담을 나타내는 지표로 설정하였다. 최대 권선 중첩 수는 엔드턴 영역에서 권선이 얼마나 밀집되는지, 그리고 인접 권선 간 간섭 가능성이 어느 정도인지를 판단하기 위한 기준으로 사용하였다. 또한 추가 하우징 높이 요구 여부는 권선 및 버스바 구조가 EPS 모터의 제한된 축방향 패키징 조건을 만족할 수 있는지를 평가하기 위한 항목으로 고려하였다.

이러한 제조성 관련 지표들은 엔드턴 영역의 절연 여유, 조립 용이성, 냉각 경로 확보 및 축방향 패키징 가능성과 밀접하게 관련된다. 따라서 본 연구에서는 위 지표들을 바탕으로 각 후보 권선 배치가 EPS용 이중 권선 PMSM에 실제로 구현 가능한지를 비교·평가하였다.

배치 (a)는 2층 버스바 구조로 구현 가능하며, 최대 권선 중첩 수가 3으로 다섯 후보 중 가장 낮다. 이는 엔드턴 영역에서 권선 간 중첩이 상대적으로 적고, 단자 인출 경로가 단순하게 형성될 수 있음을 의미한다. 따라서 배치 (a)는 절연 설계와 조립 공정 측면에서 유리하며, 추가적인 버스바 층을 필요로 하지 않기 때문에 하우징의 축방향 높이 증가 없이 적용할 수 있다.

배치 (b)와 (c) 역시 2층 버스바 구조를 적용할 수 있으므로, 별도의 하우징 높이 증가는 요구되지 않는다. 그러나 두 배치의 최대 권선 중첩 수는 6으로, 비교 대상 중 가장 높은 값을 가진다. 이로 인해 엔드턴 영역의 권선 밀집도가 증가하고, 인접 권선 간 간섭 가능성도 커질 수 있다. 따라서 배치 (b)와 (c)는 버스바 구성 측면에서는 비교적 단순하지만, 엔드턴 패키징과 조립 용이성 측면에서는 배치 (a)에 비해 불리한 특성을 가진다.

배치 (d)와 (e)의 최대 권선 중첩 수는 각각 4와 5로, 배치 (b) 및 (c)에 비해서는 낮은 수준이다. 그러나 단자 인출 경로의 제약으로 인해 두 배치 모두 3층 버스바 구조가 필요하다. 이에 따라 하우징의 축방향 높이가 증가하며, 이는 EPS 시스템의 제한된 패키징 조건에서 불리한 요소로 작용한다. 또한 버스바 배치, 절연 설계 및 조립 공정이 복잡해져 실제 구현 난이도도 증가한다. 따라서 배치 (d)와 (e)는 권선 중첩 수만을 기준으로 할 경우 중간 수준의 제조성을 보이지만, 추가 버스바 층과 패키징 부담을 함께 고려하면 구현 측면에서 상대적으로 불리한 구조로 평가된다.

종합하면, 배치 (a)는 낮은 권선 중첩 수와 2층 버스바 구성을 동시에 만족하므로, 본 연구에서 검토한 제조성 및 패키징 지표에서 유리한 특성을 보였다. 이러한 결과는 이후 전자계, 열 및 진동 특성과 함께 종합 평가에 활용하였다.

7. 종합 평가, 권선 선정 및 설계 시사점

앞 절에서 도출한 전자계, 열, 진동 및 제조성 해석 결과를 종합하여, 다섯 가지 후보 권선 배치의 비교 결과를 Table 7에 정리하였다. 평가는 EPS 적용에서 중요한 토크 리플 안정성, 고장 조건에서의 토크 유지 능력, 열적 안정성, 진동 응답 및 제조성을 기준으로 수행하였다.

EPS 시스템에서는 토크 리플이 조향감과 운전자 체감 품질에 직접적인 영향을 미치며, 권선 중첩과 버스바 구조는 양산성 및 패키징 가능성을 결정하는 주요 요소이다. 따라서 권선 배치는 개별 성능 지표의 우수성만으로 판단하기보다, 성능과 구현 가능성 사이의 균형을 고려하여 비교할 필요가 있다.

배치 (c)는 개방회로 고장 조건에서 높은 토크 유지 성능과 낮은 가속도 RSS를 보였으나, 큰 권선 중첩으로 인해 엔드턴 복잡도와 조립 난이도가 증가한다. 배치 (b)는 열 특성과 고장 조건의 토크 리플 측면에서 장점을 가지지만, 높은 권선 중첩으로 제조성 측면의 제약이 존재한다. 배치 (d)와 (e)는 3층 버스바 구조와 추가 하우징 높이가 요구되어 패키징 측면에서 불리하며, 특히 배치 (e)는 고장 조건에서 진동 응답이 상대적으로 불리하게 나타났다.

배치 (a)는 모든 개별 항목에서 최고 성능을 나타내지는 않지만, 단일 권선 세트 개방회로 고장 조건에서 낮은 토크 리플을 보이고 가장 낮은 권선 중첩과 2층 버스바 구조를 동시에 만족한다. 또한 추가 하우징 높이 없이 구현할 수 있어 제조성과 패키징 측면에서 실용적이다. 따라서 배치 (a)는 절대적으로 우수한 유일 해라기보다, 본 연구에서 설정한 공통 비교 가정과 평가기준에서 성능, 열적 안정성, 진동 응답 및 제조성 사이의 절충안을 제공하는 배치로 선정하였다.

종합 비교를 통해 다음과 같은 설계적 시사점을 확인하였다. 첫째, 개방회로 고장 조건에서는 평균 토크보다 토크 리플이 권선 배치에 더 민감하게 변화하므로, EPS 적용에서는 토크 품질을 중요한 평가 기준으로 고려해야 한다. 둘째, 열 성능은 총손실뿐만 아니라 손실 분포와 방열 경로의 영향을 크게 받으므로, 권선 배치에 따른 온도 상승 특성을 함께 검토해야 한다. 셋째, 진동 응답은 전자기력 크기만이 아니라 힘 고조파와 구조 공진 모드의 상호작용에 의해 결정되므로, 전자기력 고조파와 구조 응답을 연계하여 분석할 필요가 있다. 마지막으로, 권선 중첩과 버스바 복잡도는 실제 구현 가능성에 직접적인 영향을 미치므로, 권선 배치 비교 시 전자계 성능과 제조성을 함께 고려하는 것이 중요하다.

8. 시제품 제작 및 실험 검증

최종 권선 배치로 (a)를 선정한 후, 해당 배치를 적용한 시제품을 제작하여 실험적으로 검증하였다. Fig. 15는 제작된 시제품을 나타내며, Fig. 16은 성능 검증에 사용한 실험 장치를 보여준다. 정상 운전 조건에서는 무부하 역기전력, 정격 부하에서의 평균 토크, 권선 및 하우징의 과도 온도 응답을 측정하여 해석 결과와 비교하였다. 또한 단일 인버터 운전 조건에서 잔여 운전 능력과 열응답을 확인하기 위한 비교시험을 수행하였다.

본 시험에는 설정된 부하토크를 유지하도록 제어되는 브레이크 방식의 다이나모미터를 사용하였다. 현재 계측 구성에서 얻은 토크 신호에는 부하 제어와 시험계의 동특성이 반영되므로, 측정된 토크 변동을 전자계 해석에서 산출한 토크 리플과 직접 비교하는 데 한계가 있다. 따라서 토크의 실험 검증 범위는 평균 토크로 한정하였다. 정상 및 개방회로 고장 조건에서의 권선 배치별 토크 리플은 전자계 해석 결과를 기준으로 평가하였으며, 이에 대한 실험 검증은 본 연구에 포함하지 않았다.

그림 15 이중 권선 PMSM의 제작 시제품: (a) 외관; (b) 두 개의 독립적인 3상 권선 세트를 보여주는 모터 시제품의 내부 구조

Fig. 15 Fabricated prototype of the dual-winding PMSM: (a) external view; (b) internal structure of the motor prototype showing two independent three-phase winding sets

그림 16 시제품 PMSM의 성능 평가를 위한 실험 환경

Fig. 16 Experimental setup for performance evaluation of the prototype PMSM

그림 17 1,000 rpm에서 대상 이중 권선 PMSM의 측정 및 해석 상 역기전력 순시 파형 비교

Fig. 17 Comparison of measured and predicted instantaneous phase back-EMF waveforms of the investigated dual-winding PMSM at 1,000 rpm

Fig. 17은 해석과 시험의 운전속도를 모두 1,000 rpm으로 일치시킨 무부하 상 역기전력 순시 파형의 비교 결과이다. 측정 파형은 해석 파형과 전반적으로 잘 일치하였으며, 상 역기전력의 실효값(RMS)은 해석 1.78 V, 시험 1.80 V로, 해석값을 기준으로 약 1.12%의 차이를 보였다. Fig. 5는 후보 권선 배치 간 역기전력 특성을 비교하기 위한 2,000 rpm 해석 결과이며, Fig. 17은 동일한 1,000 rpm 조건에서 해석과 시험의 일치도를 확인하기 위한 결과이다.

정격 부하 조건에서의 평균 토크는 해석 3.205 N·m, 시험 3.218 N·m로 나타났으며, 해석값 대비 차이는 약 0.41%였다. Table 8은 역기전력과 정격 부하에서의 주요 성능을 비교한 것이다. 역기전력은 1,000 rpm 무부하 조건에서 얻은 상 역기전력 실효값이며, 평균 토크·회전속도·기계적 출력은 약 2,000 rpm의 정격 부하 조건에서 얻은 결과이다. 기계적 출력은 평균 토크와 회전속도로 계산하였으며, 해석 671 W, 시험 674 W로 나타났다. 이러한 결과는 검토한 정상 운전점에서 해석과 시험의 역기전력 및 평균 토크가 일치함을 보여준다.

권선 절연등급은 H종이며, 열등급 기준온도는 180 °C이다. 별도의 EPS 조향 운전 사이클이 지정되어 있지 않았으므로, 정격 운전점인 3.2 N·m, 2,000 rpm에서 부하토크와 회전속도를 일정하게 유지하며 권선 및 하우징의 과도 온도 응답을 측정하였다. Fig. 18에 제시한 구간에서는 초기의 빠른 온도 상승 이후 상승 속도가 점차 감소하는 경향을 보였다. 해석과 시험은 동일한 경과시간의 온도 응답을 기준으로 비교하였으며, 제시된 구간의 최종 온도는 정량적인 열포화 판정기준으로 확인된 정상상태 온도와 구분하였다. 전체 시간 구간에서 온도값을 기준으로 계산한 MAPE는 권선 6.37%, 하우징 3.10%였으며, 온도 상승량 기준 MAPE는 각각 8.74%와 6.72%로 나타났다. 시험 종료 시점의 권선 온도는 실험 175.6 °C, 해석 170.1 °C로 약 5.5 °C 차이를 보였고, 하우징 온도는 실험 102.8 °C, 해석 108.67 °C로 약 5.87 °C 차이를 나타냈다.

초기 구간에서는 해석 권선 온도가 실험값보다 빠르게 증가하였으나, 이후 구간에서는 측정 권선 온도가 해석값보다 높게 나타났다. 이는 온도 센서 부착 위치, 접촉 열저항, PWM 전류 리플, 인버터 비선형성, 기계 손실 및 자연대류 경계 조건의 단순화에 따른 영향으로 판단된다. 따라서 열해석 모델은 권선 및 하우징 온도의 전체적인 과도 응답 경향을 합리적으로 예측하였으나, 권선 핫스폿 온도와 권선–하우징 간 온도 차이에 대한 정량 정확도 향상을 위해서는 손실 모델과 열 경계 조건의 추가 보정이 요구된다^[16]. 그럼에도 동일 형상 및 동일 경계 조건에서 권선 배치 간 상대적인 열 특성을 비교하기 위한 기준 모델로는 충분히 활용 가능하다고 판단된다.

그림 18 이중 권선 PMSM의 해석 및 측정 과도 온도 응답 비교.

Fig. 18 Comparison of the predicted and measured transient temperature responses of the dual-winding PMSM.

Table 9에는 1 N·m 정상 및 단일 인버터 운전점에서 측정한 DC 입력전력과 시스템 효율을 제시하였다. Table 9에 요약한 바와 같이, 정상 이중 인버터 운전에서는 1,999 rpm에서 1.000 N·m의 토크가 측정되었으며, 한 인버터의 게이트를 차단한 단일 인버터 운전에서는 2,001 rpm에서 1.002 N·m가 측정되었다. 기계적 출력은 각각 209.3 W와 209.9 W, DC 입력전력은 292.45 W와 296.43 W, DC 입력 대비 기계적 출력으로 정의한 시스템 효율은 71.6%와 70.8%였다. 이 결과는 검토한 1 N·m 운전점에서 하나의 권선–인버터 세트가 비활성화된 이후에도 나머지 정상 세트를 이용해 운전을 지속할 수 있음을 보여준다.

Fig. 19는 약 2,000 rpm 및 1 N·m의 동일 운전점에서 정상 이중 인버터 운전과 한 인버터의 게이트를 차단한 단일 인버터 운전의 권선 및 하우징 온도 응답을 비교한 결과이다. 3,000 s 시점에서 정상 운전의 측정 권선 및 하우징 온도는 각각 43.4 °C와 33.1 °C였으며, 단일 인버터 운전에서는 각각 75.4 °C와 46.2 °C로 나타났다. 단일 인버터 운전의 권선 및 하우징 온도는 정상 운전보다 각각 32.0 °C와 13.1 °C 높았으며, 특히 권선에서 더 큰 온도 차이가 확인되었다. 이는 동일한 회전속도와 부하토크를 유지하더라도 운전에 참여하는 권선–인버터 세트의 수에 따라 모터의 열응답이 달라짐을 보여준다.

해석 결과에서도 단일 인버터 운전 시 권선 및 하우징 온도가 정상 운전보다 높게 나타나는 경향이 재현되었다. 두 운전 조건의 초기 가열 구간에서는 해석 권선 온도가 시험값보다 빠르게 증가하였으나, 후반 구간에서는 측정 온도가 해석값보다 높게 나타났다. 3,000 s 시점에서 해석값은 측정값보다 정상 운전의 권선 및 하우징에서 각각 약 5.3 °C와 1.9 °C, 단일 인버터 운전에서는 각각 약 10.1 °C와 4.0 °C 낮았다. 따라서 열해석 모델은 운전 조건에 따른 온도 응답의 차이를 재현하였으나, 후반 구간의 온도를 과소예측하였으며, 특히 단일 인버터 운전의 권선 온도에서 더 큰 차이를 보였다. 해당 조건의 정량적인 온도 예측 정확도를 높이기 위해서는 손실 입력과 열전달 경계조건에 대한 추가 검토가 필요하다.

그림 19 1 N·m 운전점에서 권선 및 하우징의 해석·측정 온도 비교: (a) 정상 이중 인버터 운전; (b) 한 인버터의 게이트를 차단한 단일 인버터 운전

Fig. 19 Comparison of predicted and measured winding and housing temperatures at the 1 N·m operating point: (a) normal dual-inverter operation; (b) single-inverter operation with one inverter gate-blocked

본 비교시험은 정상 및 단일 인버터 운전에서 동일한 1 N·m의 부하토크를 유지한 조건으로, 남은 정상 권선 세트에 고장 전과 동일한 전류를 적용한 앞선 권선 배치별 개방회로 고장 해석과는 평가 조건이 다르다. Table 9와 Fig. 19의 결과는 검토한 운전점에서 단일 인버터를 이용한 운전 지속과 함께 권선 온도의 증가를 확인한 것이다. 따라서 고장 후 운전 성능을 평가할 때에는 잔존토크 확보뿐만 아니라 해당 토크를 유지하는 동안의 권선 온도 응답을 함께 고려해야 한다.

본 게이트 차단 운전 시험의 목적은 하나의 전체 권선–인버터 세트가 비활성화되는 대표적인 조건에서 잔여 운전 능력과 열적 거동을 검증하는 것이다. 상간 단락이나 권선 내부 단락과 같은 다른 고장 유형, 고장 검출 및 전류 재분배를 포함하는 고장 후 제어전략, 그리고 차량별 EPS 토크 유지 요구조건의 충족 여부는 본 연구의 범위를 벗어난다.

9. 결 론

본 논문에서는 EPS용 이중 권선 PMSM의 다섯 가지 권선 배치를 대상으로 정상 운전 및 개방회로 고장 조건에서의 전자계, 열, 구조 진동 및 제조성 특성을 종합적으로 비교하였다. 해석 결과, 정상 운전 조건에서는 권선 배치에 따른 성능 차이가 제한적이었으나, 단일 권선 세트 개방회로 고장 조건에서는 토크 리플, 온도 분포 및 하우징 진동 응답이 권선 배치에 따라 크게 달라졌다.

개방회로 고장 조건의 열 특성은 총손실 크기보다 손실 발생 위치, 권선 배치 및 국부 열전달 경로에 더 민감하게 영향을 받았다. 또한 진동 응답은 전자기력의 크기만으로 결정되지 않고, 전자기력 고조파와 구조 공진 모드의 중첩 여부에 의해 크게 좌우되었다.

제조성 및 패키징 측면에서는 권선 중첩, 버스바 층수, 단자 인출 경로 및 하우징 높이 증가 여부가 주요 제약 요소로 작용하였다. 일부 배치는 특정 성능 지표에서 우수했으나 실제 EPS 적용에서는 성능과 구현 가능성의 균형이 중요하다. 배치 (a)는 단일 권선 세트 개방회로 고장 조건에서 낮은 토크 리플을 보이고, 최소 권선 중첩과 2층 버스바 구조를 통해 우수한 제조성 및 패키징 가능성을 확보하였다. 이에 따라 본 연구의 공통 비교 가정하에서 토크 리플, 권선 중첩 및 버스바 구조를 함께 고려하여 배치 (a)를 선정하였다.

배치 (a) 시제품의 정상 운전 시험에서 상 역기전력과 평균 토크는 해석값과 근접하였으며, 열해석은 과도 온도 상승의 전반적인 경향을 재현하였다. 다만 후반 구간의 온도 예측에는 차이가 있어 손실 입력과 열 경계조건의 추가 검토가 필요하다. 또한 한 인버터의 게이트를 차단한 단일 인버터 시험에서 약 2,000 rpm·1 N·m 운전 지속과 권선·하우징 열응답을 확인하였다. 다른 고장 유형, 고장 후 전류 재분배, 최대 허용전류 및 차량별 EPS 최소 잔존 토크와 허용시간의 검증은 후속 연구 범위이다.

종합적으로, 이중 권선 PMSM의 권선 배치는 정상 운전보다 단일 권선 세트 개방회로 고장 조건에서 더 큰 영향을 미치며, 전자계 성능만으로 실제 적용 가능성을 충분히 판단하기 어렵다. 본 연구의 핵심 기여는 새로운 권선 토폴로지를 제안하는 데 있지 않고, 다섯 후보의 전자계·과도 열·구조 진동 특성을 제조성과 패키징 제약에 통합하여 권선 선정 절차와 고장 허용 설계 지침을 제시한 데 있다.