1. 서 론

전동기는 오늘날 전력 시스템에서 가장 큰 소비원을 차지하며, 산업 부문에서는 전체 전력 사용량의 약 70% 이상을 점유한다^[1]. 따라서 고효율 전동기의 보급은 국가 차원에서 에너지 소비 절감과 온실가스 저감에 직결되며, 추가적인 발전소 건설과 에너지 인프라 비용을 줄일 수 있는 핵심 전략으로 간주된다. 이에 따라 미국, 유럽연합 등 선진국에서는 Minimum Energy Performance Standard (MEPS) 정책을 통해 고효율 전동기 사용을 법적으로 의무화하고 있으며, 효율 기준은 점차 강화되는 추세이다^[2-3]. 이러한 규제 환경 속에서 고효율 전동기의 핵심 재료인 희토류 자석(예: Nd, Sm 등)은 여전히 심각한 공급망 리스크를 안고 있다. 전 세계 희토류 생산량의 대부분이 특정 국가에 집중되어 있으며, 이는 가격 변동성과 공급 불안정 문제를 야기한다^[4-5]. 특히 중국은 전 세계 희토류 공급의 절대적 비중을 차지하며, 국제 정세에 따라 자원의 전략적 무기화를 시도해 왔다^[6]. 결과적으로, 각국은 희토류 의존도를 줄이기 위한 다양한 비희토류 전동기 대안을 모색하고 있다. 대표적인 비희토류 대안으로는 스위치드 릴럭턴스 모터(SRM)와 동기 릴럭턴스 모터(SynRM)가 연구 되어왔다^[7-8]. 두 구조는 영구자석을 사용하지 않고 릴럭턴스 토크만으로 구동되므로 희토류 사용이 불필요하지만, 일반적으로 영구자석 전동기 대비 출력밀도와 효율이 낮아 응용 확대에 한계가 있다^[9]. 이와 같은 한계를 극복하기 위한 방안으로 최근에는 값싼 산화철을 기반으로 한 페라이트 자석을 활용하는 연구가 주목받고 있다. 페라이트는 경제성과 내식성 측면에서 유리하지만, Nd 대비 낮은 잔류자속밀도와 보자력으로 인해 전동기 성능이 크게 제한된다. 따라서 이를 보완하기 위해 주로 자속집중형(spoke-type flux-concentrating) 구조가 채택된다^[10–^12]. 스포크 구조는 회전자 내 자석을 방사 방향으로 배치하여 공극 자속을 집중시키고, 자속 경로의 활용도를 극대화함으로써 낮은 성능의 자석으로도 높은 공극 자속밀도와 토크밀도를 구현할 수 있다^[13-14]. 최근 연구에서는 스포크형 전동기를 통해 희토류 기반 전동기와 유사한 수준의 효율을 달성할 수 있음이 보고되었으며^[11-13], 또한 코깅 토크 억제를 위한 스큐 기법, 조립 후 착자(post-assembly magnetization), 불가역 감자 문제 해결 등 제조·운용 단계의 실질적 과제가 함께 논의되고 있다^[15-17]. 특히 페라이트 기반 스포크형 PMSM에서 착자 성능 확보는 낮은 보자력 특성을 극복하기 위한 중요한 연구 주제로, 유한요소해석 (FEA) 기반 착자요크 설계 최적화를 통한 방법론들이 제안되고 있다^[16-17].

본 논문에서는 10극 15슬롯 페라이트 스포크형 PMSM을 대상으로 전압 및 열적 제약 조건을 고려한 기초 설계 절차를 정립하고 감자 및 착자 특성을 동시에 검토하는 통합 설계 프로세스를 제안한다. 특히 본 연구는 개별 성능 향상보다는 설계–해석–착자 공정을 단일 루프 내에서 반복 최적화할 수 있는 체계적 프로세스 구축에 초점을 두며, FEA 기반 다회 분할 착자 방식과 보극 적용 전략을 통해 기존 구조에서 발생하는 착자 성능 저하 문제를 완화하고자 한다. 제안된 프로세스의 타당성은 문헌에 보고된 희토류 기반 PMSM의 효율(90–91%)과 유사한 수준의 결과를 통해 간접적으로 검증하였다^[18].

그림 1. Ferrite 스포크 타입 전동기 기초 설계 프로세스

Fig. 1. Baseline design process of ferrite spoke-type motor

2. Ferrite 스포크 타입 영구자석 전동기 기초 설계 프로세스

그림 2. Ferrite 스포크 타입 전동기 구성 요소

Fig. 2. Components of a ferrite spoke-type motor

영구자석 전동기의 기초 설계에서 가장 중요한 단계 중 하나는 극 수와 슬롯 수의 적절한 선정이다. 스포크 타입 구조의 경우, 6극 이하에서는 낮은 자속집중계수로 인해서 페라이트 자석의 낮은 잔류자속밀도를 충분히 보완할 수 없다. 반면, 12극 이상의 경우에는 조립 후 착자를 만족시키기 어려워지고 제어적인 측면에서도 불리한 제약이 따른다. 따라서 실제 산업 현장에서는 주로 8극 또는 10극 구조가 양산에 활용되고 있다. 본 연구에서는 높은 자속 집중 계수를 확보하고 출력 밀도를 향상시킬 수 있는 10극을 채택하였으며^[16], 권선 계수와 가진력을 종합적으로 고려하여 슬롯 수는 15로 선정하여 설계를 수행하였다.

그림 2는 페라이트 스포크 타입 영구자석 전동기의 주요 구성 요소를 나타낸 것이다. 고정자 부분은 백요크(Stator Back Yoke), 치(Stator Teeth), 슈(Stator Shoe), 슬롯(Slot), 슬롯 오프닝(Slot Opening)으로 구성되며, 권선이 배치되는 공간을 형성한다. 이러한 구조는 전자기적 성능뿐 아니라 기계적 강성 확보에도 중요한 역할을 한다. 회전자 부분은 폴피스(Pole Piece), 브리지(Bridge), 웹(Web), 리브(Rib) 등으로 이루어져 있다^[13]. 폴피스는 자속 경로를 형성하며, 리브와 웹은 영구자석을 기계적으로 지지하여 구조적 안정성을 유지한다. 다만, 리브는 누설 자속의 경로가 될 수 있어 성능 저하를 유발할 가능성이 있으므로, 제작성을 고려한 최소 두께로 설계하는 것이 바람직하다.

그림 1은 페라이트 스포크 타입 영구자석 모터의 기초 설계 프로세스를 단계적으로 나타낸 것이다. 먼저, 초기 모델을 대상으로 FEA 해석을 통해 대략적인 성능을 확인하고, 이를 바탕으로 주요 설계 변수의 조정을 시작한다. 이후 회전자 외경 및 고정자 치 두께를 변화시켜 장하비를 조정한 설계를 진행하였다.

여기서 2 p Φ g 을 총 자기장하라 하며, 평균 공극자속밀도 B g a v 를 비자기장하로 나타내고, 전기자 총 암페어 컨덕터 수 I a Z 를 총 전기장하라 하며, 이를 공극에서의 원주로 나눈 값을 비전기장하 a c 라 한다^[14].

고정자 슈(Shoe) 설계 단계에서는 슈 두께 변화가 토크 및 토크 리플에 미치는 영향이 미미하다. 따라서 기초 설계 단계에서는 이후 적용될 고정자 테이퍼링(Tapering)이나 노치(Notch) 구조와 같은 토크 리플 저감 기법에 대비하여 일정 수준의 슈 두께를 확보할 필요가 있다. 본 논문에서는 슈 두께를 부하 시 포화가 해소되는 지점을 기준으로 선정하였으며, 추가적으로 토크가 증가하면서 동시에 토크 리플이 감소하는 지점을 고려하여 최적의 두께를 결정한다.

적층 길이 축소 모델 설계 단계에서는 전류밀도 마진을 확보한 상태에서 권선 수와 적층 길이를 최적화하여 모델의 소형화를 달성한다. 이후 불가역 감자 해석을 통해 인버터 고장 전류나 기동 전류 인가 시 발생할 수 있는 영구자석의 불가역 감자 가능성을 검토한다. 만약 불가역 감자율이 기준치를 초과할 경우, 자석의 크기와 형상을 조정하여 기준치를 만족시킨 뒤 다시 장하비 설계 단계로 되돌아가 프로세스를 반복한다. 이어서 조립 후 착자 해석을 수행하여 분할 착자 및 보극 형상 적용 시 착자 성능을 검증한다. 동일하게, 목표 자석의 착자율이 기준치를 충족하지 못할 경우에도 기준치를 확보한 후 장하비 설계 단계로 되돌아가 과정을 반복한다.

최종적으로, 불가역 감자, 착자 성능, 성능 사양을 모두 만족하는 기초 모델을 도출하고 분석하여 설계 타당성을 확인한다. 이러한 일련의 과정은 페라이트 자석의 낮은 자기적 특성을 보완하고, 희토류 자석을 사용하지 않으면서도 고효율·고성능을 확보할 수 있는 스포크형 모터 설계의 체계적 접근법을 제시한다.

3. Ferrite 스포크 타입 영구자석 전동기 기초 설계

기초 설계에 앞서 전동기의 적용 분야를 명확히 하고, 효율 중심인지 출력 밀도 중심인지 우선 판단해야 한다. 또한 성능 사양과 제한 조건의 충분한 검토는 기본 전제라 할 수 있다.^[10]. 본 논문은 산업용에 사용되는 전동기를 기반으로 설계를 진행하였으며 요구되는 성능 사양 및 제한 조건은 표 1과 같다.

정격 속도는 3600rpm으로 설정하였으며, 전원 전압은 380V로 선정하여 표준 산업 전원 계통과의 호환성을 고려하였다. 전류 밀도는 5Arms/mm² 이하로 제한하였는데, 이는 자냉 기준 과도한 동손(copper loss)과 권선 발열을 억제하여 열적 안정성을 확보하기 위해 경험치적으로 3~5Arms/mm² 정도 설정하는 편이다. 하우징을 제외한 실제 전동기 외경(active part size)은 Φ90mm로 설정하여 소형화와 출력 특성 간의 균형을 고려하였다. 또한 슬롯 점적률(slot fill factor)은 41% 미만으로 제한하였다. 이는 치집중권에 대한 기계 권선 배치의 제조 가능성과 냉각 효율성을 보장하면서도 전류 밀도를 충분히 확보하기 위한 조건이다. 영구자석의 재질은 Ferrite 9제, 회전자와 고정자의 재질은 50PN470이며, 권선의 재질은 Copper로 설정하였다.

3.1 초기 모델을 통한 성능 확인

기초 모델 설계에 앞서, 표 1에 제시된 설계 사양 및 제약 조건을 기반으로 초기 모델의 성능을 검증하는 과정이 필요하다.

그림 3. 750W 10극 15슬롯 페라이트 스포크 전동기 초기 모델 형상 (a) 메쉬 플랏 (b) 자속밀도 플랏

Fig. 3. Initial model configuration of a 750W 10Pole 15Slot ferrite spoke-type motor (a) mesh plot (b) flux density plot

먼저 고정자를 검토하면, 권선이 감기는 슬롯 부분에는 인슐레이터 또는 절연지를 적용하여 절연을 확보한다^[9]. 본 논문에서는 인슐레이터 두께를 0.5mm로 고려하였으며, 이에 따른 점적률을 41% 미만으로 설정하였다. 슬롯 오프닝 두께는 KS 규격을 참고하여 권선 외경을 고려한 기계식 권선 니들이 삽입될 수 있도록 3mm로 설계하였다.

표 2. 750W급 초기 모델 설계 사양

Table 2. Design specifications of the 750W initial model

content		Value	Unit
Specification	Stator OD/ID/Stk	90/60/110	mm
	Rotor OD/ID/Stk	59/14/110	mm
	Turn/parallel/copper OD	38/1/0.8	-/-/mm
	Fill factor	40.8(＜41)	%
Noload	Phase back EMF	169.5	Vrms
	Cogging Torque	1.3	N·m
Load	Current	1.7	Arms
	Current density	3.4( ≤ 5)	Arms/mm2
	Phase resistance	2	Ω
	Shaft torque	2.1	N·m
	torque ripple	63.6	%
	LL back EMF	428.4	V
	Output	807.7	W
	Efficiency	91.4	%

슬롯 오프닝 두께는 KS 규격을 참고하여 권선 외경을 고려한 기계식 권선 니들이 삽입될 수 있도록 3mm로 설계하였다. 또한 고정자 백요크 두께는 자속이 흐르는 경로일 뿐만 아니라 제작 시 하우징과 맞물려 진동 및 소음에 직접적인 영향을 미기 때문에 10극 구조를 고려하여 최소 4mm 이상으로 적용하였다. 회전자 브릿지의 두께는 기계적 강성을 확보하기 위해 최소 1mm 이상으로 설정하였다. 한편, 영구자석의 경우 불가역 감자 해석 및 착자 해석을 통해 최적의 사이즈와 형상은 추후 결정된다.

결정된 사양을 기반으로 초기 모델의 전기장하와 자기장하를 5:5로 설정하여 모델링을 수행한 뒤, FEA를 통해 성능을 검증하였다. 그림 3은 10극 15슬롯 구조의 주기 형상을 나타내며, 그림 3(a)는 메쉬 분포를, 그림 3(b)는 자속밀도 분포를 보여준다. 초기 모델의 성능 사양은 표 2에 정리되어 있다. 적층 길이는 오버행 구조가 아닌 110mm로 고정하여 해석을 진행하였으며, 제약 조건을 반영한 최종 설계치는 표 2에 제시하였다. 초기 모델을 통해 해당 치수 및 제한 조건에서 요구 성능을 만족함을 확인한 후, 다음 단계의 설계 프로세스로 진행하였다.

3.2 회전자 외경 및 고정자 치 두께 선정-장하비 설계

도출된 초기 모델을 기반으로 회전자 외경과 고정자 치 두께를 변수로 설정하여 전류밀도의 최적값을 검토하였다. 이때 회전자 외경은 자기장하를, 고정자 치 두께는 전기장하를 의미한다. 따라서 두 파라미터를 변화시켜 해당 치수 조건에서의 최적 장하비를 설계하였다. 그림 4는 회전자 외경 및 고정자 치 두께에 따른 전류밀도 값을 도출한 것이며, 파라미터 범위에서의 최저점, 최대점과 최적의 모델을 형상으로 나타낸 것이다.

그림 4. 회전자 외경 및 치 두께에 따른 전류밀도 분포

Fig. 4. Current density distribution according to teeth thickness and rotor outer diameter

그림 5. 고정자 슈 형상 및 자속밀도 플랏 (a) 고정자 슈 파라미터 (b) Shoe_End 1mm (c) Shoe_End 1.5mm (d) Shoe_End 2mm

Fig. 5. Stator shoe geometry and flux density plot (a) stator shoe parameters, (b) Shoe_End 1mm, (c) Shoe_End 1.5mm, (d) Shoe_End 2mm

회전자 외경은 형상적 제약을 고려하여 합리적인 범위로 설정하였으며, 고정자 치 두께는 최소 백요크 두께의 1.2배 이상을 기준으로 범위를 한정하였다. 전류밀도 산정은 각 범위에서 1턴에 대한 역기전력을 도출한 후, P=3EI 관계식을 이용하여 예상 전류를 계산하고, 슬롯 면적의 40%를 활용하여 전류밀도를 계산하였다. 분석 결과, 치 두께가 얇을수록 슬롯 면적이 증가하여 전류밀도가 감소하는 경향을 확인할 수 있었다. 최종적으로 회전자 외경 58mm, 치 두께 5mm에서 최적 전류밀도를 도출하였다.

3.3 고정자 슈 두께 선정

고정자 형상 변수 중 슈 두께가 산정되면 고정자와 회전자 형상이 함께 결정된다. 슈 두께는 슬롯 면적에 영향을 주지만 성능 변화는 크지 않다. 그러나 향후 코깅 토크, THD, 토크 리플 저감 등을 위한 최적 설계를 진행하기 위해서는 일정 수준 이상의 슈 두께를 확보해야 하며, 이를 통해 최적의 모델을 도출할 수 있다.

그림 6. Shoe_Center에 따른 토크 및 토크리플

Fig. 6. Torque and torque ripple versus Shoe_Center

그림 5는 고정자 슈 파라미터와 부하 시 자속밀도 분포를 나타낸다. 그림 5(a)에서 슈의 하단 두께를 Shoe_End, 상단 두께를 Shoe_Center라 정의하였다. 본 연구에서는 이 두 파라미터를 조정하여 슈 두께를 산정하였다. 먼저 Shoe_End를 검토하였으며, 이때 Shoe_Center는 0mm로 고정하고, Shoe_End 두께 변화에 따른 부하 시 자속밀도 분포를 확인하여 포화 정도를 분석하였다. 그림 5(b), (c), (d)는 각각 Shoe_End 두께가 1mm, 1.5mm, 2mm일 때의 자속밀도 분포를 나타내며, Shoe_End 두께가 2mm일 경우 고정자 슈의 포화가 어느 정도 해소되는 것을 확인하였다. 이후에는 Shoe_Center를 기준으로 추가 검토를 진행하였다.

Shoe_Center는 슬롯 면적과 밀접하게 연관되므로, 성능 차이가 크지 않은 경우에는 가장 작은 모델을 선택하는 것이 바람직하다. 그림 6은 Shoe_Center를 0mm에서 3mm까지 변화시켰을 때의 평균 토크와 토크 리플 값을 나타낸다. 분석 결과, Shoe_Center 두께가 증가할수록 평균 토크는 소폭 상승하는 반면, 포화가 완화되면서 토크 리플은 감소하는 경향을 보였다. 파라미터 선정이 다소 모호할 수 있으나, 본 논문에서는 토크 리플이 변곡점을 나타내는 0.6mm를 최적 두께로 선정하였다.

3.4 적층 길이 최적화

그림 7. 적층길이 축소 형상 (a) 기존 (b) 적층 길이 90mm

Fig. 7. Reduced stack length configuration (a) original (b) 90mm stack length

지금까지 도출된 모델의 전류밀도는 제한치 대비 충분한 마진을 확보하고 있다. 이는 곧 권선 선경을 줄일 수 있음을 의미한다. 기존 권선 선경을 Ø0.8mm에서 Ø0.7mm로 변경하여 점적률 41% 이내를 만족하도록 턴 수를 증가시킨 결과, 권선 수는 38턴에서 46턴으로 늘어났으며 이에 따라 역기전력이 상승하였다. 그러나 전압 제한 조건이 존재하므로, 이를 만족하기 위해서는 역기전력을 낮추는 과정이 필요하다. 역기전력은 다음 식 (2)로 표현된다.

(2)

E p h = 1 T e ⋅ ∫ 0 T e e p h 2 ( t ) d t = e ^ p h / 2 = N s N p h ⋅ k w ⋅ ω m ⋅ n c ⋅ l s t k ⋅ r r o ⋅ B ^ g 1 ⋅ 2 L s t k ( 축 소 ) = 110 [ m m ] ( 기 존 ) × 38 [ T u r n ] / 46 [ T u r n ] ≃ 90 [ m m ]

여기서, E p h 는 상 역기전력의 크기, T e 는 한 주기, N s 는 슬롯 수, N p h 는 상수, k w 는 권선 계수, ω m 은 기계적 회전속도, n c 는 턴 수, l s t k 는 적층 길이, r r o 는 회전자 외반경, B ^ g 1 은 공극자속밀도 기본파 성분을 나타낸다. 식 (2)를 통해 역기전력이 적층길이에 비례함을 확인할 수 있다. 따라서 증가한 역기전력에 비례하여 적층길이를 감소시키면, 동일한 성능을 유지하면서도 출력 밀도를 향상시킬 수 있다. 결론적으로, 그림 7과 같이 적층길이를 110mm에서 90mm로 저감함으로써 사이즈에 대한 기초 모델 설계가 성립되었다.

4. 영구자석 불가역 감자 해석

Ferrite 스포크 타입 전동기의 기초 모델 설계를 완료한 후, 실제 구동 환경에서 발생할 수 있는 인버터 고장 전류나 기동 전류를 고려하여 이를 인가한 상태에서 영구자석의 불가역 감자 해석을 수행해야 한다.

영구자석이 본래의 성질을 상실하는 현상을 탈자라 하며, 자석이 발생시키는 자속이 약화되는 현상을 감자라고 한다. 감자는 일시적으로 동작점 변화에 의해 나타나는 경우와, 자석의 성질이 변화하여 영구적으로 발생하는 불가역 감자로 구분된다^[11]. 불가역 감자는 다양한 요인에 의해 유발될 수 있다. 본 논문에서 사용된 페라이트 자석은 일반적인 희토류 자석과 달리 고온이 아닌 저온에서 불가역 감자가 발생하는 특징을 가진다^[10]. 따라서 실제 산업 현장에서의 극한 저온 조건을 고려하여, -60°C 기준의 제2사분면 BH 커브를 분석 대상으로 삼았다. 그림 8(a)는 페라이트 9제 자석의 -60°C에서의 제2사분면 BH 곡선을 나타내며, 이때 동작점이 knee point(-304kA/m) 이하로 이동하면 영구자석의 불가역 감자가 발생하게 된다.

그림 8. 불가역 감자 해석 인가 조건 (a) BH커브 (b) 3상 전류 파형

Fig. 8. Conditions for irreversible demagnetization: (a) BH Curve, (b) three-phase current

이에 따라 -304kA/m를 기준으로 불가역 감자 해석을 수행하였다.

여기서 H m 는 영구자석 내부의 자계 세기, l m 는 영구자석의 길이, H g 는 공극 자계의 세기, l g 는 공극의 길이, B g 는 공극의 자속밀도, S m 와 S g 는 각각 영구자석과 공극의 단면적, B m 는 영구자석 내부의 자속밀도를 의미한다. 이때 철심의 투자율을 무한대로 가정하고 암페어의 주회 법칙을 적용하면, 식 (3)에 코일의 기자력이 포함된 형태의 관계식을 얻을 수 있다. 일정한 퍼미언스 선을 가진 자기회로에서 전류가 영구자석의 기자력 방향과 반대 방향으로 흐르면 역자계가 형성되어 퍼미언스 선이 이동하게 되고, 이로 인해 동작점이 knee point 이하로 내려갈 수 있다. 만약 역자계 H ( = N I l m ) 가 크게 들어와 동작점이 knee point 아래에 형성된다면, 영구자석의 불가역 감자 현상이 발생하게 된다.

그림 8(b)는 3상 교류 전류의 정현파 파형을 예시로 보여준다. 감자 해석은 한 상의 최대 전류를 기준으로, 고정자에 일정한 직류 전류를 인가한 상태에서 회전자가 전기각 1주기를 회전할 때 발생하는 불가역 감자의 정도를 평가하는 방식으로 진행된다. 본 논문에서는 PMSM의 기동 및 인버터 고장 시 발생할 수 있는 극악 조건^[19]을 고려하여, A상에는 정격 전류의 5배, B상과 C상에는 각각 정격 전류의 –5/2배를 인가하여 불가역 감자 해석을 수행하였다.

그림 9. 불가역 감자 해석 시 회전자 위치에 따른 자속 선도와 감자 영역의 변화

Fig. 9. Flux line and demagnetization regions versus Rotor Position in irreversible demagnetization analysis

앞에서 설정한 불가역 감자 인가 조건을 기반으로 전기각 한 주기 동안 회전자를 회전시키며 고정자에 인가된 직류 전류에 따른 영구자석의 불가역 감자 영역을 확인하였다. 그림 9는 이러한 해석 과정에서 회전자 위치에 따른 자속 분포와 불가역 감자 영역을 보여준다. 플랏에서 영구자석이 빨간색으로 표시된 부분은 미감자 영역을, 파란색으로 표시된 부분은 불가역 감자가 발생한 영역을 의미한다. 해석 결과, 본 모델에서는 회전자가 회전하는 동안 불가역 감자가 극히 일부에서만 발생하는 것으로 확인되었으며, 전체 감자율은 약 0.3% 수준으로 나타났다. 따라서 제안된 기초 설계 모델은 불가역 감자에 대해 충분히 강건한 특성을 가진다고 평가할 수 있다.

5. 조립 후 착자 요크 설계

불가역 감자 해석을 통해 목표 감자율을 만족하면, 이후 착자 해석을 진행한다. 이때 불가역 감자 해석을 먼저 수행할지, 착자 해석을 먼저 수행할지는 설계자의 판단에 따라 결정된다.

5.1 착자 해석의 기초 이론

착자는 영구자석 내부의 자기 쌍극자 모멘트를 일정한 방향으로 정렬시키는 과정이다. 자성체 내부의 자기 쌍극자 모멘트들은 무질서하게 배열되어 있으나, 외부에서 강한 자계를 인가하면 일정한 방향으로 정렬될 수 있다. Spoke형 영구자석 전동기에서도 착자 공정은 필수적이다. 일반적으로 양산 라인에서는 무착자 상태의 영구자석을 회전자에 장착한 후, 조립이 완료된 상태에서 착자를 진행하는 방식을 사용하므로 착자 가능성에 대한 검토가 반드시 필요하다.

그림 10. 착자 해석 인가 재질 데이터 (a) BH커브 2, 3사분면(@25℃) (b) BH&MH 초기자화곡선 커브

Fig. 10. Applied material data for magnetization analysis (a) BH curve in the 2nd and 3rd quadrants (@25℃) (b) Initial magnetization BH & MH curve

특히 Spoke형 구조는 영구자석이 회전자 내부 깊숙이 삽입되어 있어 착자 과정이 표면부착형 영구자석 전동기에 비해 상대적으로 까다롭다^[17]. 본 논문에서는 양산성을 고려하여 완전히 조립된 회전자를 대상으로 한 post-assembly 착자 방식을 채택하여 해석을 수행하였다.

착자 해석에 앞서 착자기의 사양과 권선 사양을 먼저 정의해야 한다. 착자기의 주요 사양은 착자 전압과 착자 커패시터 용량으로, 본 논문에서는 착자 전압 3500V, 착자 커패시터 3000μF를 기준으로 설정하였다. 이후 착자기에서 착자전압을 인가하여 발생하는 최대피크착자 전류를 코일에 넣어주어 해석을 진행하였다^[17].

(4)

i p e a k = V c w L c ⋅ e ( − t τ ) ⋅ ω τ 1 + ( ω τ ) 2 여 기 서 ,   τ = 2 L c R c ,   ω = 1 L c C − 1 τ 2 i p e a k = U C ⋅ C L c

여기서 i p e a k 는 착자 최대피크전류, ω 는 전기각속도, L c 는 착자 코일의 인덕턴스, V c 는 커패시터의 초기 충전전압, τ 는 시정수, U c 는 커패시터의 부하전압(인가전압)를 나타낸다. 식 (4)와 같이 착자전원을 통해 인가된 전압에 의한 최대피크전류는 다음과 같이 표현된다. 최대피크전류는 커패시터의 부하전압과 커패시터 용량에 비례하지만 착자코일의 인덕턴스에 반비례하는 것을 알 수 있다. 이 식 (4)의 결과를 바탕으로 착자요크와 회전자에 대한 착자 최대피크전류를 도출하게 된다.

착자 해석을 위해서는 페라이트의 초기자화곡선이 필요하다. 그림 10은 페라이트 9제 자석의 BH 곡선을 나타낸다. 그림 10(b)는 BH 및 MH의 초기 자화 곡선을 보여주며, 이때 BH 초기 자화 곡선의 기울기는 투자율을 의미한다. 여기서 공극의 투자율을 나눈 비투자율이 공극과 유사한 약 1.05의 값(555kA/m)을 가질 때 영구자석 내부의 자기 쌍극자 모멘트가 모두 정렬된 것으로 판단하여 착자가 완료된 것으로 간주한다. 한편, 그림 10(a)는 향후 분할 착자를 고려하기 위해 미타겟 자석의 재질 데이터에 기반한 제2, 제3사분면 BH 곡선을 나타낸다. 특히 페라이트 자석은 상온에서 제3사분면에 knee point가 형성되며, 역자계가 크게 작용해 동작점이 -365kA/m 이하로 내려갈 경우 불가역 감자가 발생하게 된다.

5.2 1회 착자 해석

가장 일반적인 방식인 1회 착자를 통해 회전자의 조립 후 착자율을 확인하였다. 착자기에는 사양상 허용 가능한 최대 전류가 존재하는데, 본 착자기의 경우 최대 40kA까지 인가할 수 있다.

그림 11. 착자 턴 수 별 착자 전류 파형 비교

Fig. 11. Comparison of magnetizing current waveforms by number of magnetizing turn

그러나 실제 양산 공정을 고려하면 여러 회전자에 반복적으로 착자를 수행해야 하므로, 최대 전류를 지속적으로 인가할 경우 장비 수명에 큰 문제가 발생할 수 있다. 따라서 연속 사용 기준 허용 전류는 약 14kA로 설정하였다.

그림 11은 착자 턴 수에 따른 착자 전류 파형을 보여준다. 턴 수가 증가할수록 권선 저항이 커지게 되고, 그 결과 최대 피크 전류가 감소하는 경향을 확인할 수 있다. 본 논문에서는 최대 허용 전류를 14kA기준으로 설정하였기에 8턴인 13400Apeak 기준으로 1회 착자해석을 진행하였다.

그림 12. 1회 착자 플랏 및 형상

Fig. 12. Single-step magnetization plot and geometry

그림 12는 8턴 기준 13400Apeak 인가 시의 1회 착자 플롯과 형상을 보여준다. 착자 플롯에서 영구자석의 빨간색 영역은 착자가 이루어진 부분을, 파란색 영역은 미착자 부분을 의미한다. 1회 착자의 경우 회전자 코어와 착자 요크 코어가 포화되면서 자속이 영구자석 내부까지 충분히 침투하지 못해, 그림 12와 같이 상당한 미착자 영역이 발생하는 것으로 판단된다. 무부하 역기전력을 기준으로 기존 역기전력이 165.4Vrms인 반면 조립 후 착자된 상태에서는 84.4Vrms로 확인되었으며, 이는 약 51% 수준의 착자율에 불과하다. 따라서 기자력을 집중시켜 착자 성능을 개선할 수 있는 분할 착자 방식을 고려할 필요가 있다.

5.3 5회 분할 착자 해석

Spoke-type 구조는 착자 요크에서 발생한 자속이 회전자 내부로 분산되어 흐르기 때문에 한 번에 완전한 착자를 수행하기가 쉽지 않다.

그림 13. 보극을 적용한 5회 분할 착자 플랏 및 형상

Fig. 13. Five-step segmented magnetization plot and geometry with auxiliary pole

특히 다극 구조에서는 포화 현상으로 인해 그 어려움이 더욱 커진다. 따라서 분할 착자를 고려할 필요가 있다. 10극 기준으로 중복 없는 분할 착자 횟수는 1, 2, 3, 5, 10회가 가능하다. 이 중 1, 2, 3회 착자는 목표 자석에 대한 착자율이 충분히 확보되지 않아 제외하였으며, 10회 착자는 착자기 수명에 부정적인 영향을 줄 수 있다. 따라서 본 논문에서는 5회 착자를 기준으로 착자 해석을 수행하였다.

그림 14. 보극 턴 수를 적용한 5회 분할 착자 플랏 및 형상 (a) 4턴 12100A (b) 5턴 11600A (c) 6턴 11100A (d) 7턴 10600A

Fig. 14. Five-step segmented magnetization plot and geometry with auxiliary pole turn (a) 4Turn 12100A (b) 5Turn 11600A (c) 6Turn 11100A (d) 7Turn 10600A

착자 턴수 16턴 기준 최대 피크 전류는 14,000A로 형성되며, 이를 기반으로 그림 13과 같은 착자요크 형상을 적용하여 5회 분할 착자 해석을 수행하였다. 그림 13의 오른쪽 그림에서는 5회 착자 시 자화가 이루어지는 타겟 자석과 불가역 감자가 발생하는 미타겟 자석이 구분된다. 분할 착자의 경우, 착자 전류에 의해 발생한 자속 성분이 미타겟 자석의 배향 방향과 반대 방향으로 작용하여 불가역 감자가 발생할 수 있다. 이를 방지하기 위해, 자기 저항이 낮은 코어 치(teeth) 형태의 보극을 추가하여 자속 경로를 우회시키고, 미타겟 자석의 불가역 감자를 최소화하도록 설계하였다. 그러나 그림 13에서 확인할 수 있듯, 보극의 기자력이 충분히 크지 않아 착자 권선에서 발생하는 자속을 완전히 흡수하거나 방출하지 못하면서, 미타겟 자석에서 불가역 감자가 다수 발생하는 결과가 나타났다.

보극에 턴 수를 감아주면 F = N I 관계에 의해 보극에서의 기자력이 증가하게 된다. 이로 인해 미타겟 자석으로 흐르는 역자계를 흡수하거나 방출하여 불가역 감자를 효과적으로 방지할 수 있다. 따라서 본 논문에서는 그림 14와 같이 보극에 턴수를 추가하여 기자력을 높이는 착자요크 설계를 진행하였다. 그러나 보극 턴 수가 늘어나면 저항이 증가하여 착자 시 최대 피크 전류는 감소하게 된다. 그림 14(a)–(d)는 각각 4턴부터 7턴까지 보극 턴 수를 증가시킨 경우에 해당하며, 그에 따른 착자 최대 피크 전류값을 적용한 결과를 나타낸다. 보극 턴 수가 늘어남에 따라 그림 14(d)와 같이 미타겟 자석에서 불가역 감자가 발생하지 않는 구간이 형성되었으며, 이때 조립 후 착자율을 확인한 결과 기존 역기전력은 165.4Vrms, 착자 후 역기전력은 164.6Vrms로써 착자율 99.5%를 형성하여 목표치에 도달함을 확인할 수 있었다.

6. 최종 기초 모델 성능 사양 분석

성능, 영구자석 불가역 감자, 착자 해석에 대한 전자기적 설계를 모두 수행하여 목표치를 만족하게 되면, 최종 기초 모델의 성능을 도출한다.

그림 15. 750W 10극 15슬롯 페라이트 스포크 전동기 최종 기초 모델 형상 (a) 메쉬 플랏 (b) 자속밀도 플랏

Fig. 15. Final basic model configuration of a 750W 10Pole 15Slot ferrite spoke-type motor (a) mesh plot (b) flux density plot

그림 15은 750W급 10극 15슬롯 페라이트 스포크 타입 전동기의 최종 기초 모델을 나타낸다. 그림 15(a)는 형상 및 메쉬, 그림 15(b)는 부하 시 코어에서의 자속밀도를 보여준다. 해석 결과, 회전자 웹 부분의 포화로 인해 누설 자속 성분이 감소하였으며, 폴피스와 고정자에서 국부적인 포화가 발생하지 않아 최종 기초 모델로서 적절함을 확인할 수 있다.

그림 16은 750 W급 10극 15슬롯 페라이트 스포크형 전동기의 최종 기초 모델에 대한 전자기적 성능 시뮬레이션 파형을 나타낸다. 그림 16(a)와 (b)의 무부하 조건 결과에서는 상역기전력 및 코깅토크 파형이 포화에 기인한 일부 비선형 왜곡을 보인다. 이러한 파형 일그러짐은 페라이트 자석의 낮은 잔류자속밀도 및 자속 집중 구조 내 극간 누설 자속의 영향으로 발생하며, 실제 구동 영역에서는 전류 벡터 제어에 의해 보정 가능한 범위이다.

그림 16. 750W 10극 15슬롯 페라이트 스포크 전동기 최종 기초 모델 성능 특성 (a) 무부하 역기전력 (b) 코깅 토크 (c) 부하 시 선간 역기전력 (d) 부하 시 토크

Fig. 16. Final basic model performance characteristics of a 750W 10pole 15slot ferrite spoke-type motor (a) no-Load back EMF (b) cogging torque (c) load line-to-line back EMF (d) torque

또한 (c)와 (d)의 부하 조건 파형에서도 전류 자속 상호작용에 따른 미세한 왜곡이 관찰되지만, 이는 토크 리플에 일시적인 변동만 유발할 뿐 기계적 출력 안정성에는 영향을 주지 않는다. 따라서 본 파형의 왜곡은 해석 상의 자속 포화 특성과 자석 비선형성에 기인한 정상적 현상으로, 실제 운용 상 문제는 없는 수준임을 확인하였다. 향후에는 회전자 스큐 구조 적용이나 고정자 챔퍼 설계를 통한 자속 분포 최적화를 통해 이러한 파형 왜곡을 효과적으로 저감할 수 있을 것으로 기대된다. 결론적으로 750W 10극 15슬롯 최종 기초 모델에 대한 성능 사양은 표 3과 같다.

7. 결 론

본 논문에서는 750W 10극 15슬롯 구조를 갖는 페라이트 스포크형 영구자석 전동기를 대상 기초 설계 프로세스를 제시하였다. 제안된 절차는 전압 및 열적 제약 조건을 고려한 기초 설계, 불가역 감자 해석을 통한 자석 안정성 검토, 그리고 FEA 기반 다회 분할 착자 해석을 통한 착자 성능 평가로 구성된다. 본 연구는 절대적인 성능 비교보다는 설계·해석·착자 단계를 통합한 프로세스의 검증과 실용성 입증에 중점을 두었으며, 그 결과 제안된 설계 프로세스가 페라이트 자석 기반 자속 집중 구조 및 최적화된 착자 전략을 통해 효율과 출력밀도를 동시에 확보할 수 있음을 확인하였다. 향후 연구에서는 본 프로세스를 기반으로 한 실제 시제품 제작 및 실험 검증을 통해 해석 결과의 타당성을 입증하고, 더 나아가 동일 사양의 희토류 자석 기반 PMSM 및 SynRM과의 정량적 비교를 수행하여 제안 프로세스의 성능 개선 효과를 구체적으로 검증할 예정이다.