스위치드릴럭턴스기기의최적설계및신뢰성향상기법 Optimal Design and Reliability Improvement Method for Switched Reluctance Machine 지도교수이교범 이논문을공학박사학위논문으로제출함 년 2 월 아주대학교대

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1 공학박사학위논문 스위치드릴럭턴스기기의최적설계및신뢰성향상기법 아주대학교대학원 전자공학과 신혜웅

2 스위치드릴럭턴스기기의최적설계및신뢰성향상기법 Optimal Design and Reliability Improvement Method for Switched Reluctance Machine 지도교수이교범 이논문을공학박사학위논문으로제출함 년 2 월 아주대학교대학원 전자공학과 신혜웅

3 신혜웅의공학박사학위논문을인준함. 심사위원장심사위원심사위원심사위원심사위원 인인인인인 아주대학교대학원 2016 년 12 월 8 일

4 국문요약 본논문은영구자석형동기발전기를대체하여풍력발전과같은신재생에너지분야에서사용할수있는스위치드릴럭턴스발전기 (Switched reluctance generator; SRG) 의설계와효율및출력밀도를향상시키기위한최적설계방법을제안한다. 본논문에서제안한 SRG는 1kW의소형발전기로써 D 2 L법을기반으로설계를수행한다. 최적설계는유전알고리즘 (Genetic algorithm; GA) 을이용하여수행한다. 실험계획법 (Design of experiment; DOE) 으로는샘플포인트의정확성및신뢰성을가지는라틴하이퍼큐브샘플링 (Latin hypercube sampling; LHS) 기법을적용한다. 동시에, 비선형적특성을더욱정확히고려하기위해크리깅근사모델링 (Kriging approximation modeling) 기법을적용하여최적설계를수행한다. 본논문에서는 SRG의단점으로잘알려진토크리플을저감하는기법을제안한다. 기존에는 SRG의토크리플을저감하기위한여러 TSF 알고리즘이제안되었으나, 고속영역에서는토크리플이감소되지않는단점이존재하였다. 이러한단점을보완하기위한 SRG의토크리플저감기법을제안한다. 본논문에서는스위치드릴럭턴스기기 (Switched reluctance machine; SRM) 의구동드라이버의신뢰성향상을위한두가지고장진단기법을제안한다. 첫번째, 한상당두개의스위치를상보로동작시켰을때의패턴을이용한고장진단기법을제안한다. 두번째, SRM 구동을위한스위칭신호의특성분석을수행하여고장진단을수행하는기법을제안한다. 제안하는기법들은시뮬레이션과실험을통해알고리즘의우수성과타당성을검증한다. i

5 목차 제 1 장 서론 연구의배경 연구의목적 논문의구성... 4 제 2 장 SRM 의구조와구동원리 SRM 의구조및특성 SRM 의수학적모델링 SRM 의구동용컨버터... 9 제 3 장 SRG 의설계및최적설계방법 D 2 L 법을이용한 SRG 설계 설계조건및목표 설계절차및변수 유한요소해석을이용한설계검증 유전알고리즘을이용한최적설계 최적설계절차 유전알고리즘 시뮬레이션 최적설계시뮬레이션 유한요소해석시뮬레이션 실험결과...48 ii

6 제 4 장 SRG 의토크리플저감기법 SRG 의토크리플저감기법 기존의 TSF 알고리즘 제안하는 Non-unity TSF 시뮬레이션결과 실험결과...71 제 5 장 신뢰성향상을위한고장진단기법 상보동작을이용한고장진단기법 고장진단을위한구동원리 개방고장및단락고장진단기법 시뮬레이션결과 실험결과 스위칭신호를이용한고장진단기법 개방고장진단기법 단락고장진단기법 시뮬레이션 실험결과 제 6 장 결론및요약 제 7 장 참고문헌 ii i

7 그림차례 그림 2.1 4상 8/6극 SRM: (a) 단면도, (b) 한상권선에대한등가회로... 6 그림 kw 8/6극 SRG의자화특성... 7 그림 2.3 이상적인인덕턴스와상전류사이의토크관계... 8 그림 2.4 SRM 동작원리 : (a) 여자모드, (b) 환류모드, (c) 감자모드 그림 2.5 SRM 컨버터의동작원리에따른스위칭파형 그림 3.1 SRG의설계순서 그림 3.2 비대칭브릿지컨버터 그림 3.3 설계한 SRG의형상및주요파라미터 그림 3.4 전류에따른특성 : (a) 인덕턴스프로파일, (b) 토크프로파일 그림 3.5 잔류자속밀도 : (a) 자속밀도라인, (b) 고정자자속밀도 그림 3.6 출력전류및출력전압 그림 3.7 최적모델 SRG의설계절차 그림 3.8 LHS를이용한샘플링분포도 : (a) k 1 과 k 2, (b) k 1 과 k 그림 3.9 최적설계변수의수렴과정 (k 1 ) 그림 3.10 최적설계변수의수렴과정 (k 2 ) 그림 3.11 최적설계변수의수렴과정 (k 3 ) 그림 3.12 최적설계변수의수렴과정 (k 4 ) 그림 3.13 최적설계변수의수렴과정 (k 5 ) 그림 3.14 최적설계변수의수렴과정 (k 6 ) 그림 3.15 최적설계변수의수렴과정 (k 7 ) 그림 3.16 목적함수와제약조건의수렴과정 : (a) 효율, (b) 토크, (c) 출력전력 그림 3.17 기본모델과최적모델의설계변수비교 : (a) 최적파라미터설계, (b) 기본모델, (c) 최적모델 그림 3.18 시뮬레이션과실험을위한전체회로 그림 3.19 자속밀도의분포비교 : (a) 기존모델, (b) 최적모델 그림 3.20 기본모델의자화특성 : (a) 쇄교자속, (b) 인덕턴스 그림 3.21 최적모델의자화특성 : (a) 쇄교자속, (b) 인덕턴스 그림 3.22 기존모델과최적모델의토크비교 그림 3.23 기존모델과최적모델비교 : (a) 출력특성, (b) 상전류 그림 3.24 SRG 실험세트 : (a) MG-세트, (b) 제어세트 iv

8 그림 3.25 스위치드릴럭턴발전기의 a상전류와엔코더파형 그림 3.26 스위치드릴럭턴스발전기의속도에따른소음측정결과 그림 3.27 SRG 실험결과 : (a)on, off 스위치신호, (b) 여자전류, (c) 3상전류, (d) 출력전압및출력전류 그림 4.1 TSF 의전체적인토크제어회로 그림 4.2 전형적인프로파일 : (a) 선형 TSF, (b) 비선형 TSF, (c) 비대칭 TSF 그림 rpm에서출력토크및출력전류그래프 그림 4.4 프로파일 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) 제안하는 non-unity TSF 그림 4.5 k 3 와 k 4 에따른토크지령의합 : (a) 110%, (b) 150% 그림 4.6 독립적인상과토크의합을위한토크지령 그림 rpm에서시뮬레이션결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF 그림 rpm에서시뮬레이션결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF 그림 rpm에서시뮬레이션결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF 그림 4.10 SRG 구동을위한실험세트 그림 rpm에서실험결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF. 72 그림 rpm에서실험결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF. 73 그림 rpm에서실험결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF 그림 5.1 제안하는고장진단이적용된 4상 8/6극 SRM 전체시스템 그림 5.2 정상동작모드블록도 그림 5.3 SRM 컨버터의고장종류 : (a) 개방고장, (b) 단락고장 그림 5.4 고장진단방법의일반적인과정 : (a) 인덕턴스와제안된각, (b) 실제전류와전류의합, (c) i _sum_wave 와 i _sum_mag 그림 5.5 고장패턴 : (a) 정상동작모드, (b) A상개방고장, (c) B상개방고장, (d) C상개방고장, (e) D상개방고장, (f) A상단락고장, (g) B상단락고장, (h) C상단락고장, (i) D상단락고장 그림 5.6 개방고장허용제어방법 그림 5.7 단락고장허용제어방법 그림 Nm와 1000 rpm에서 A상개방고장진단및허용제어 그림 Nm와 1000 rpm에서 A상단락고장진단및허용제어 v

9 그림 5.10 실험세트 그림 5.11 제안하는고장진단을이용한정상동작파형및 i _sum_cos 와 i _sum_sin. 90 그림 5.12 개방고장패턴 : (a) A상, (b) B상, (c) C상, (d) D상 그림 Nm와 300 rpm에서허용제어 : (a) 개방고장시, (b) 단락고장시 그림 5.14 단락고장허용제어방법 : (a) A 상, (b) 각상 그림 5.15 고장진단및허용제어 : (a) 6Nm와 300 rpm, (b) 0.15 Nm와 300 rpm 그림 5.16 과도상태에서허용제어 : (a) 개방고장시, (b) 단락고장시 그림 5.17 제안하는개방고장진단방법 그림 5.18 제안하는단락고장진단방법 : (a) 위스위치, (b) 아래스위치 그림 5.19 A 상스위치신호의시뮬레이션결과 : (a) 위스위치, (b) 아래스위치 그림 5.20 A상고장진단시뮬레이션결과 : (a) 개방고장, (b) 단락고장 그림 5.21 개방고장시실제스위치신호와 DSP 신호 그림 5.22 단락고장시실제스위치신호와 DSP 신호 그림 5.23 개방고장 T ocnt 결과 그림 5.24 단락고장 T scnt 결과 그림 rpm에서고장진단방법 : (a) 개방고장, (b) 단락고장 그림 rpm에서고장진단방법 : (a) 개방고장, (b) 단락고장 vi

10 제 1 장 서론 1.1 연구의배경 SRMs(Switched reluctance machines) 은영국의 Davidson이 1838년에최초로제안한전동기라고알려져있으며, Edinburgh-Glasgow 간의기차에적용되었다. 이전동기는회전자의와류손이컸으며, 스위치소호시에너지회생장치가없다는문제점때문에더이상의실용화를이루지못했다. 1950년대에 Thyristor가개발되면서스위칭여자방식의기기에대한연구가활성화되었다. 1972년 Bedford와 Hoft에의해 SRM의회전자위치와정확한동기방법을적용하여실제전자적인정류작용을수행하는방법들이제시되었다. 1980년대 SRDL(Switched Reluctance Drive Ltd.) 에의해산업응용에쓰이는범용가변속 Switched Reluctance Drive를만들었다. 1983년영국의 Oulton SRM Driver사에의해범용 SRM이개발된후에는전력용반도체분야의급격한기술개발로인해대용량스위칭소자가범용화되어산업용전동기로널리활용되고있다. 스위치드릴럭턴스기기는견고한구조, 넓은속도운전영역, 비용저감등을이유로활발하게연구가진행되고있으며, 각상으로부터생산된자속을이용하여독립적인토크를만들기때문에뛰어난허용제어능력을가지고있다 [1] [8]. 만약, 적절한허용제어기법을사용한다면, SRM 컨버터의스위치에고장이발생함에도불구하고고장난스위치를교체하기전까지지속적으로구동이가능해진다. 유도전동기와영구자석형동기전동기에서는일반적으로발생하는토크리플을저감하기위한방법이연구되고있다 [9], [10]. SRM은이러한전동기들보다더큰토크리플이발생하는문제점이존재하며이를해결하기위한토크리플저감기법들이많이연구되고있다 [11] [18]. 따라서, 앞서설명한많은장점들을적용한 SRG는넓은운전속도범위를가질수있으며신뢰성이높아중, 저속발전기로는물론이고초고속발전기로도 -1-

11 사용이적합하다고알려져있다. 저속발전기로제작된 SRG의경우는신재생에너지와같은풍력및저속구동특성을고려해야하는기타저속구동용분야에적용이가능하다 [19] [27]. 중속용 SRG는피스톤엔진에의해발생된토크를전기에너지로변환하여충전시키는전기자동차에사용가능하다 [28] [30]. 또한, 고속용 SRG는플라이휠에너지저장시스템에적용하여경부하시에축적에너지를과부하시에방출함으로전력시스템의안정화를얻는초고속 SR 기기에사용가능하다 [31], [32]. 이와같이 SRG는속도범위에따라사용용도를나눌수있으며각속도에서의장점들을효율적으로이용하기위해서는안정성과신뢰성향상이중요한요소가된다. 최근에는이러한신뢰성향상을위한 SRMs 의많은연구들이진행중이다 [33] [41]. 기존의풍력발전시스템에서기계에너지를전기에너지로변환해주는발전기는대부분 1 MW 이상의대용량의발전기가주를이루었으며, 그중에이중여자권선형유도발전기와영구자석형발전기가주로사용되었다 [42] [44]. 최근에는대도시를중심으로밀집되어있는초고층건물에적용하기위한단독발전또는배터리시스템용소 중용량 (20 kw정도 ) 풍력발전기의수요가증가하고있다. 초고층건물은일반건물에비하여에너지소비량과온실가스배출량이많다는문제점이있지만고밀도의풍력에너지를활용할수있기때문에선진국을중심으로소형풍력발전시스템을적용하려는연구가꾸준히진행되고있다 [45]. 소형풍력발전시스템은전력계통으로부터분리된외딴섬과산촌에서그필요성또한부각되고있으며이를활용하기위한시도가진행되고있다 [46]. -2-

12 1.2 연구의목적본논문에서소형풍력발전시스템용으로설계하는 SRG는유도발전기보다효율이높으며영구자석형동기발전기보다저가의비용으로제작이가능하다는장점을가지고있다. 따라서, D 2 L법을이용하여 SRG의기본설계를수행한후효율및사이즈대비출력밀도를높이기위해최적설계를수행한다. 기존의유전알고리즘 (Genetic algorithm: GA) 과면역알고리즘 (Immune algorithm: IA) 은오직목적함수만필요로하기때문에진화알고리즘으로써만사용가능하다 [47] [49]. 민감도분석은많은설계변수들을빠르고효율적으로해석할수있는장점때문에많이사용된다. 그러나, 극소점에서결과가수렴하는문제가있으므로라틴하이퍼샘플링기법, 표면반응기법과같은실험계획법 (Design of experiment: DOE) 을적용한다 [50], [51]. 또한, 크리깅기법과다구치기법은비선형적특성을반영하기위한근사모델링기법으로사용한다 [52] [54]. 따라서, 본논문에서는고른샘플링분포를위한라틴하이퍼큐브샘플링기법과비선형적특성을고려하기위한크리깅기법을수행한다. 한편, SRG의특성상릴럭턴스토크에의해큰토크리플이발생한다는문제점이있다. 토크리플은전동기나발전기의소음을증가시켜전체시스템에악영향을끼치므로, 이러한토크리플을저감하려는연구들이진행되어왔다. 여러토크리플저감기법들중에 Torque sharing function(tsf) 알고리즘을이용한토크리플저감기법은 SRG의토크리플을저감하는일반적인기법이다 [55] [57]. 보통 SRG의토크리플을저감하기위해사용되는기법들은저속영역에서만적용가능한것들이대부분이기때문에고속영역에서도토크리플저감기법의연구가필요하다. 따라서본논문에서는 SRG에적용할수있는넓은속도영역에서의 TSF 알고리즘기법을제안한다. 최근에는기계, 기기또는부품이주어진조건하에서의도하는기간에, 요구된기능을적절하게수행할확률을향상시키는신뢰성연구가화두되고있어 -3-

13 이를위한전력변환장치의고장진단기법들이많이연구되고있다 [58] [75]. SRMs는각각의상이독립적으로구성되어있어, 다른전동기들보다허용제어가쉽다. 본논문에서는상보로동작하는스위치의패턴을이용한고장진단방법과 PWM 신호를이용한고장진단방법을제안한다. 첫번째방법은이웃하는상의중첩구간을고려하여과도상태구간에서고장진단을수행하고, 두번째방법은넓은속도영역을고려하여고장진단을수행한다. SRM의최적설계, 토크리플저감, 신뢰성향상을위한고장진단기법들의결과들은 PSIM, Matlab Simulink, J-MAG을이용하여타당성을검증하며, 제작한 SRG, SRM 및전력변환장치를이용하여제안한기법들의타당성을검증한다. 1.3 논문의구성본논문은다음과같이구성되어있다. 제 1장에서는서론을기술하여본연구의배경과목적에대하여다룬다. 제 2장에서는 SRM의구조에대하여설명하고구동원리에대하여자세하게설명한다. 제 3장에서는제안하는 SRG의설계및최적설계기법에대해설명하고, 4장에서는최적설계모델을이용해제안하는전류리플저감기법에대해설명한다. 제 5장에서는신뢰성향상을위해제안하는상보스위칭동작을이용한고장진단기법과 PWM스위칭신호를이용한고장진단기법에대해설명한다. 제 3장, 4장, 5장에서제안한기법들은각각시뮬레이션및실험을통해알고리즘의타당성을입증한다. 제 6장에서는제안하는최적설계기법및신뢰성향상기법의결론을정리한다. -4-

14 제 2 장 SRM의구조와구동원리 SRM은전동기와발전기로구분할수있으며, 구동할때사용하는인덕턴스의위치에따라서전동기와발전기로구분할수있다. 따라서전체적인구동시스템과토크발생원리는동일하다. 2장에서는 SRM의일반적인내용에대해다루기로한다 [76]. 2.1 SRM의구조및특성그림 2.1은 4상 8/6극 1kW의 SRM 단면및한상의등가회로를나타낸다. 한상의권선에대한등가회로는간단하다. SRM의고정자와회전자는보통적층을통해제작하며, 고정자는돌극형및집중권을사용한다. SRM의회전자는어떠한권선이나영구자석을사용하지않아매우간단한구조를가진다. 이러한구조적특징때문에가격이저렴하고견고하다. 그림 2.1(b) 의한상권선에대한등가회로는고정자저항 R s 와상인덕턴스 L(θ r,i) 로표현이가능하다. 여기서주목할것은인덕턴스 θ r 은회전자위치와상전류 i의함수라는것이다. SRM 의전동시스템의특징은다음과같이요약가능하다. 1 전동기구가간단하다. 2 다기능화가용이하다. 3 고효율의전동시스템이다. 4 경제성이높다. 5 시스템제어성이강하다. 6 견인특성을가진다. 7 소음발생에유의해야한다. -5-

15 (a) (b) 그림 상 8/6 극 SRM: (a) 단면도, (b) 한상권선에대한등가회로. Fig. 2.1 Four-phase 8/6-pole SRM: (a) cross-sectional profile and (b) equivalent circuit of one phase winding. 2.2 SRM의수학적모델링 SRM의한상등가회로는식 (2.1) 처럼표현가능하다. dl( qr, i) v = Rsi + (2.1) dt 여기서 λ(θ r, i) = L(θ r, i)i 는한상의쇄교자속을나타낸다. 쇄교자속, 인덕턴스, 전류사이의관계를사용하여아래처럼전압방정식을나타낼수있다. d[ L( qr, i) i] di dl( qr, i) v = Rsi + = Rsi + L( qr, i) + wri (2.2) dt dt dq r 여기서 ω r 은회전자의각속도이다. 위의방정식에서좌변은저항에의한전압 강하, 인덕턴스에의한전압강하, 역기전력에의한전압강하를나타낸다. -6-

16 그림 kw 8/6 극 SRG 의자화특성. Fig. 2.2 Magnetization characteristics of the 1 kw 8/6-pole SRG. 여기서주목할만한것은전압방정식은회전자위치와상전류의함수라는것이다. 그리고위의전압방정식은 2개의상태변수들 ( 각속도 ω r, 상전류 i) 이곱해져있는비선형방정식이다. SRM의전자기적토크방정식은한상의자화특성으로부터유도될수있고, 한상의자화특성은실험또는유한요소해석을통해얻을수있다. 그림 2.2는 1 kw 8/6극 SRG의자화특성을나타낸다. 가장윗부분곡선은고정자와회전자가일치했을때의쇄교자속을나타낸다. 이곡선부분은자속의포화특성을나타낸다. 반면에, 가장아랫부분곡선은고정자와회전자가완전히불일치했을때의쇄교자속을나타낸다. 아래곡선부분은고정자와회전자극사이의큰공극때문에자속이포화되지않은상태가된다. -7-

17 그림 2.3 이상적인인덕턴스와상전류사이의토크관계. Fig Torque relationship between the idealized inductance profile and the phase current. 전자기적토크는회전자의각속도위치에관련된자기적 Coenergy의미분을계산함으로써얻을수있다. SRM의토크방정식은아래처럼표현가능하다. 1 2 dl( qr, i) Te ( qri) = i. (2.3) 2 dq r -8-

18 식 (2.3) 의토크는상태변수들때문에비선형적인특성을가지고회전자위치와상전류에의존하며독립적이다. 더욱이, 토크는상전류의직각이며회전자의각속도위치에따라인덕턴스의변화율이비례하다. 그림 2.3은이상적인인덕턴스프로파일과상전류의토크관계를나타낸다. 이상적인인덕턴스는자속의포화를무시하여얻을수있다. 그리고고정자와회전자극사이에서중첩되는구간에따라선형적으로변화한다. 그림 2.3의인덕턴스에서최대인덕턴스는 L a 로표현하며회전자와고정자가일치할때를나타낸다. 최소인덕턴스인 L u 는회전자와고정자가일치하지않을때를나타낸다. 만약일정한전류가인덕턴스의상승기울기동안에한상에흐른다면정토크가발생하며, 하강기울기동안에한상에흐른다면부토크가발생한다. 그러므로적절한순간에순차적으로각상에토크가발생한다면 SRM은지속적으로토크가발생할것이다. 2.3 SRM의구동용컨버터그림 2.4는 SRM의구동을위한비대칭브릿지컨버터의동작모드를나타낸다. SRM의전력변환기의동작모드는크게 3가지동작모드로구분할수있다. 여기서 3가지동작모드는여자모드 (Excitation mode), 환류모드 (Freewheeling mode) 와감자모드 (Demagnetization mode) 를의미한다. 그림 2.5는 SRM의비대칭브릿지컨버터를이용한기본구동원리를나타낸다. 인덕턴스특성은회전자와고정자극사이의일치하는영역에따라선형적으로변한다. 뿐만아니라, 고정자와회전자의극이완전히일치했을때인덕턴스는최대값 (L a) 을갖는다. 그러나고정자와회전자의극이일치하지않을경우, 각상의인덕턴스는최소값 (L u) 을갖는다. SRM 구동시스템은히스테리시스제어기를사용하기때문에 3가지동작모드는본논문에직접적으로사용될수있다. -9-

19 (a) (b) (c) 그림 2.4 SRM 동작원리 : (a) 여자모드, (b) 환류모드, (c) 감자모드. Fig. 2.4 Operation principle for SRM: (a) Excitation mode, (b) Freewheeling mode, and (c) Demagnetization mode. -10-

20 그림 2.5 SRM 컨버터의동작원리에따른스위칭파형. Fig. 2.5 Switching wave according to the operation principle of SRM converter. 히스테리시스전류제어기는지령전류를기준으로 ± 값을가지는밴드를생성하여사용한다. 예를들어, 실제전류가지령전류보다작으면 S ap 와 S an 은턴-온되어여자모드로동작하고실제전류는지령전류를따라빠르게증가한다. 만일실제전류가지령전류보다크면 S ap 는턴-오프, S an 는턴-온되어환류모드로동작하고실제전류는지령전류를따라다이오드 D 1 또는 D 2 의전도로인해천천히감소한다. 마지막으로 S ap 와 S an 는턴-오프됐을때는감자모드로동작하여실제전류가 0으로빠르게감소하기위해입력전원방향으로전류가흐른다. -11-

21 제 3 장 SRG 의설계및최적설계방법 본장에서는소형풍력발전시스템을위한 1 kw급 4상 SRG의설계와유전알고리즘을이용한최적설계에대해다룬다. SRG의회전자외경과적층길이는출력계수와 D 2 L법을이용하여결정한다. 본논문에서는 D 2 L법을이용한 SRG 설계모델을기본모델이라고하며, 최적설계를수행한모델을최적모델이라하겠다. 기본모델의설계절차는적층길이, 고정자외경, 그리고극호길이에따라슬롯면적을결정하여고정자코일의직경및턴수를선정한다. SRG는 1 kw를출력하도록정격속도에서회전자와고정자코어를설계한다. 이러한과정을통해설계한 SRG는유한요소해석법을이용하여그특성을해석하고, 이를통해실험결과와비교하여설계한 SRG의타당성을검증한다. 3.1 D 2 L 법을이용한 SRG 설계 설계조건및목표소형풍력발전시스템에사용할 SRG는 1 kw급으로선정하였다. 표 3.1은 1 kw급 8/6 4상 SRG의설계목표사양을나타낸다. 표 3.1에따라서설계목표사양은전기적출력이 1 kw를만족하도록정격토크와정격속도를결정하고, 정격전압까지인가했을때 10 Nm의토크가출력될것이다. 넓은속도의운전범위로구동시켜여러환경에서도적용가능한발전기를만들기위해서정격속도는 1000 rpm으로선정한다 설계절차및변수 그림 3.1 은 SRG 를목표사양에만족하도록설계하기위한설계순서를나타 낸다. 그림 3.1 의절차에따라설계하기위해먼저 SRG 의출력방정식이고려 -12-

22 된다. 식 (3.1) 은출력방정식을나타낸다. T = kd L (3.1) 2 r stk 여기서 T는토크, k는출력계수, D r 은회전자직경, L stk 는회전자적층길이를나타낸다. 전기적출력에따라결정되는출력계수는보통경험적인값으로정해지며, 소형전동기이므로 1.3으로설정하였다. 먼저정격출력을고려하여속도와토크값을계산하고, 회전자 / 고정자의비에따라회전자직경을선정한다. 상과극수에따른일반적인비율은표 3.2에나타낸다. 본설계에서출력전력을최대로설계하기위해 D r/d s 을 0.53으로선정하고, 그에맞는 D s 를선정한다 [77]. 공극은회전자외경과적층길이로부터결정되며, 작으면작을수록누설자속이적어성능이우수해지지만, 제작시작은공극을일정하게유지하는것이어려운작업이므로너무작은공극은선정될수없다. 따라서공극은회전자외경과적층길이를고려하여 0.2 mm로선정하였다. 또한고정자직경과극에따라경험적으로고정자의극호각이결정된다. 표 3.1 SRG의설계목표사양 Table 3.1 Design purpose of SRG 항목 값 단위 정격전압 80 V 정격전류 13 A 정격토크 10 Nm 정격속도 1000 rpm 정격출력 1000 W 극수 8/6 - 상

23 그림 3.1 SRG 의설계순서. Fig. 3.1 Design process of SRG. 표 3.2 상과극수에따른일반적인비율 Table 3.2 General ratio according to number of phase and pole 상 N s N r D r/d s

24 그림 3.2 비대칭브릿지컨버터. Fig. 3.2 Asymmetric bridge converter. 결정된극호각에따라고정자와회전자극호길이는식 (3.2) 와 (3.3) 처럼결정 된다. bs ts = 2 p ( r1 + g) 360 (3.2) tr br = 2 p ( r1 ) 360 (3.3) 여기서 t s, t r 은고정자, 회전자의극호길이이며, β s, β r 은고정자, 회전자의극호각이고, r 1 은회전자반경이며, g는공극을나타낸다. 회전자, 고정자의요크두께는철심의포화없이최대의회전자자속이흐를수있도록설계해야하므로, 고정자의요크두께는 t s/2 이상이되어야하며, 실용상고정자의극호길이에 1.1 배정도가된다. 회전자의요크두께도 t r/2이상으로결정되며, 실용상회전자의극호길이에 0.7배정도로고려하여계산한다. 식 (3.4) 는축직경을구하기위한수식을나타낸다. D = D - 2( d + y ) (3.4) sh r r r 여기서 D sh 는축직경이며, D r 은회전자직경이고, d r 은회전자슬롯깊이이며, y r 은회전자요크두께를나타낸다. -15-

25 표 3.3 기본모델의디자인결과 Table 3.3 Design result of basic model 설계변수 값 단위 Outer diameter D s 161 mm Stator Pole arc β s 16 Pole width t s 12 mm Yoke thickness y s 10 mm Outer diameter D r 85 mm Rotor Pole arc Β r 17 Pole width t r 12.6 mm Yoke thickness y r 9 mm Air gap g 0.2 mm Shaft diameter D sh 37.3 mm Stack length L stk 100 mm Number of turns N p 98 turns 축직경은회전자요크와회전자슬롯깊이에따라구할수있다. 식 (3.5) 는 기본턴수를결정하기위한수식을나타낸다. N p Vs = 30 rpm m t L N B s stk r s (3.5) 여기서 m은상수, N r 은회전자극수, V s 는정격전압, rpm은정격속도, B s 는자속밀도이다. 기본설계는위에서설명한절차를거쳐수행하며, 설계결과는유한요소해석법을이용하여설계목표사양에맞는특성이도출되는지확인한다. -16-

26 그림 3.3 설계한 SRG 의형상및주요파라미터. Fig. 3.3 Shape and parameter of designed SRG. 4상 SRG의권선수는식 (3.5) 에의해결정되며, 권선은집중권을사용한다. 기본식에의해턴수가정해지고, 선경은고정자슬롯의면적과전류밀도를고려하여정해지며, 턴수는슬롯에최대한감길수있도록선정한다. 그림 3.2는설계결과확인을위해사용되는비대칭브릿지컨버터이다. 표 3.3은 1 kw급 SRG 모델의설계결과이다. 설계한결과를바탕으로그림 3.3의 SRG 형상을얻을수있으며, 기본모델의설계결과는유한요소해석 (Finite element analysis; FEA) 을통해확인한다 유한요소해석을이용한설계검증 유한요소해석은 1943년에리햐르트쿠랑이 Ritz method를사용하여진동시스템의근사해를시스템범함수의변분원리 (variational caculus) 를이용해수치해석하는방법을제안하면서사용되었다. -17-

27 (a) (b) 그림 3.4 전류에따른특성 : (a) 인덕턴스프로파일, (b) 토크프로파일. Fig. 3.4 Characteristic in accordance with current: (a)inductance profile and (b)torque profile. -18-

28 일반적으로유한요소해석은 3가지작업순서를가지며그첫번째는 Preprocessing( 모델링, 메쉬작업 ) 인유한요소를모델링하고특성을정의한다. 두번째는 Analysis solver( 해석, 솔버 ) 를이용하여유한요소의해를구한다. 세번째는 Post-processing( 포스트 ) 를이용하여시각화툴로결과를확인한다. 해석결과는주로유한요소해석프로그램에서확인가능하며수치나 Contour image( 색상지도 ) 로표현한다. 제안한 SRG가원하는목표사양에만족하는결과를얻었는지확인하기위해, 유한요소해석을이용한특성해석을수행한다. 그림 3.3은설계한 SRG의형상과설계시주요파라미터를나타낸다. 발전기형상을이용한특성해석결과는표 3.1의설계목표사양과일치하는지확인한다. 그림 3.4는정격속도인 1000 rpm으로발전기를회전시키고있을때의전류에따른특성을나타낸다. 그림 3.4(a) 는 a상의전류에따른인덕턴스특성을나타낸다. 고정자와회전자가일치할때에인덕턴스가가장크게나타났고, 전류가크게인가될수록인덕턴스는작아지는것을확인할수있다. 이러한현상은자속이코어에서포화되는지점에가까워지고있다는것을나타내며, 전류가더욱크게인가된다하더라도흐를수있는자속의양이정해져있다는것을확인알수있다. 그림 3.4(b) 는전류의따른인덕턴스프로파일과마찬가지로전류에따른토크프로파일을나타낸다. 전류를 11 A부터 19 A까지인가했을때거의일정한토크가생성되는것을확인할수있었다. 각전류에따라토크의크기는약 0.2 Nm의차이를보인다. 발전기의정격전류인 13 A를인가했을때, 인덕턴스는 mh, 토크는 9.56 Nm로확인되었다. 그림 3.5는고정자코어의자속밀도를확인하기위한분석결과이다. 그림 3.5(a) 는철심의포화를확인하기위한고정자요크의빨간선부분을나타내고, 그림 3.5(b) 는빨간선부분의자속밀도를나타낸다. SRG의코어재질은 S-18을사용하였고, S-18의자속포화는 2.1 T를넘어서는상태에서발생한다. -19-

29 (a) (b) 그림 3.5 잔류자속밀도 : (a) 자속밀도라인, (b) 고정자자속밀도. Fig. 3.5 Residual magnetic flux density: (a) magnetic flux density line and (b) magnetic flux density of stator yoke. -20-

30 그림 3.6 출력전류및출력전압. Fig. 3.6 Output current and output voltage. 결과적으로정특성해석을수행했을때정격속도에서자속의포화가발생하지않는것을확인하였다. 그림 3.6은유한요소해석결과로동특성해석을수행했을때의출력전류및출력전압을나타낸다. 동특성해석은비대칭브릿지컨버터를이용하여한상의두개스위치를동시에턴-온과턴-오프동작을수행하는하드쵸핑제어를수행한다. 출력전압은목표사양의정격전압인 V rms 까지캐패시터로충전되는것을확인했다. 출력전력은 W로나타나는것을확인하여목표사양을만족하였다. 제안한 SRG의목표사양은만족하였으나, 효율및출력밀도를더욱향상시키기위해 3.2절에서는최적설계를수행한다. -21-

31 3.2 유전알고리즘을이용한최적설계 최적설계절차그림 3.7은유전알고리즘을이용하여 SRG의최적설계를수행하기위한최적설계절차를나타낸다. 첫번째로최적설계를통해 SRG가최적설계목표에도달하도록발전기의최적설계변수들과설계범위를선정해야한다. 실험계획법 (design of experiment; DOE) 은최적설계변수들과변수들의범위결정후에문제를해결하기위해어떤방식으로실험을진행하고최소한의실험회수를통해유효한최대한의정보를얻을수있는지를계획하는방법이다. 따라서실험결과의체계적분석을통해정확한결과를도출하므로통계적방법을실험계획법이라고도한다 [78], [79]. 실험계획법으로라린하이퍼큐브샘플링 (Latin hypercube sampling; LHS) 기법은정해진범위안에서중복되는포인트가발생하지않으면서각각의샘플링포인트를갖도록하기위해사용한다. 예를들어 k 1 과 k 2 의샘플을선정하기위해 X, Y의샘플변수들은아래의수식을이용해결정한다. X = F (( k x ) / n) -1 X -1 Y 2 1 Y = F (( k x ) / n) Y X (3.6) 여기서 n 은샘플사이즈, x X 와 x Y 는랜덤변수 ( x X, xy Î [0,1]), F X 와 F Y 는각각 X와 Y 의누적확률분포함수를나타낸다. LHS 기법은이러한절차의다양한순열을 가지고 1,2,,n 개의순서로시작하여생성할수있다. 본논문에서는 Matlab 프로그램에포함된 Toolboxes 의 LHS 기법을사용 하였다. LHS 기법을통해분포된샘플링포인트들의결과를이용하여각경우 에서유한요소해석을수행한다. 유한요소해석을통해샘플링포인트를분석하 는것은분포된샘플링들의특성들을확인할수있다. 또한이러한특성들의 비선형성을고려하기위해크리깅근사모델링 (Kriging approximation modeling) 기 -22-

32 법을사용해유한요소해석결과들을근사화시킨다 [80]. 크리깅근사모델을얻기위해상관함수로는가우시안상관함수와지수함 수의일반적인형태인식 (3.7) 을적용하였다. ndv i j é i j pk ù R( x, x ) = Exp ê-å qk xk - xk ú (3.7) ë k = 1 û 여기서 n dv 는설계파라미터개수이며, θ k 와 P k 는알려지지않은상관파라미터 이며, i x k 와 j xk 는 i x 와 x j 의 k차요소를나타낸다. 크리깅근사모델의평균과분산은아래처럼요약할수있다. T yˆ( x) = f ( x) b + r '( x)r ( y x - F b ) (3.8) -1 ˆ b = (3.9) ' -1-1 ' -1 (F R F) F R y x 여기서, yˆ( x) 는최량선형비편향추정량을나타내며, yx 는반응값, F는전역모 델함수의설정, ˆβ 는회귀계수의평균제곱예측변수, r(x) 는랜덤포인트 x 와 실험적데이터사이의상관관계와동일하다는것을나타낸다. F(x) 는설계변수 의분포를나타낸다. 따라서상관인자인 q = [ q1 LL q ndv ]' 와 P = [ p1 LL p ndv ]' 를 결정함으로써크리깅근사모델이결정된다. 상관인자들은우도함수를최대화하여아래와같은식으로얻는다. f( q, p) R 2 1/ n = - s (3.10) ˆ ˆ 2-1 s = ( y - Fβ)R ( y - Fβ) / n (3.11) 여기서, 2 s 는최대우도함수를나타낸다. 결론적으로식 (3.10) 과 (3.11) 은크리 깅근사모델의결과이다. 목적함수와제약조건은크리깅근사모델을사용하여 근사화할수있다. 실험계획법의결과를바탕으로최적설계를진행하기위한 목적함수와제약조건을설정한다. -23-

33 그림 3.7 최적모델 SRG 의설계절차. Fig. 3.7 Design process of the optimal model SRG. 최적설계조건을바탕으로유전알고리즘을이용하여최적설계목표에도달하기까지제약조건안에서최적화를수행한다. 만약, 원하는목표에최적설계결과가수렴하면, 최적화는종료된다. 만약그렇지않으면, 주어진제약조건안에서목표한설계결과로수렴할때까지최적설계변수들을조정한다. -24-

34 표 3.4 SRG 의최적설계변수 Table 3.4 Optimal design variables of SRG 설계변수최적설계변수범위단위 Stator yoke thickness k 1 8~12 mm Stator pole arc k 2 13~20 Rotor yoke thickness k 3 8~11 mm Rotor pole arc k 4 14~21 Air gap k 5 0.2~0.3 mm Shaft diameter k ~43.5 mm Stack length k 7 80~100 mm 표 3.4 SRG의최적설계를위한설계변수들의범위를나타낸다. k 1 부터 k 7 까지설계변수들은효율과출력밀도를증가시키기위해사용된다. 최적설계변수들은기본모델의파라미터들을기반으로설계변수들의범위가정해진다. 자속포화를피하기위해, 기본모델파라미터의고정자요크두께를중심으로하여 k 1 의범위를적절히결정한다. 비슷하게, k 2, k 3, 그리고 k 4 는기본모델의변수로부터결정한다. 공극을나타내는 k 5 는토크의최대화및발전기의출력밀도를향상시키기위해가장작은값으로선정해야하지만, 시작품의제작가능한범위를고려하여 k 5 의길이를 0.2 mm까지만줄일수있기때문에 k 5 외에다른최적설계변수들을고려하여변수의범위를선정하였다. 최적설계변수들중 k 6 과 k 7 도출력밀도를증가시킬수있는변수이므로, 기본모델을바탕으로설계변수의범위를정하였다. -25-

35 (a) (b) 그림 3.8 LHS 를이용한샘플링분포도 : (a) k1 과 k2, (b) k1 과 k3. Fig Sample distribution map using LHS: (a) k1 and k2 and (b) k1 and k

36 발전기의출력은식 (3.1) 에따라변하게되는데만약고정자직경을변화시킨다면, 회전자의외경도변하게되어용량이달라지므로기본 SRG 모델과비교할수있는기준이불명확해지며정확한최적설계결과를얻을수없게된다. 이러한이유로같은용량에서최적의모델을얻기위해고정자의외경은변수로선정하지않았다. 만약 SRG의고정자요크의두께가얇게선정된다면, 코어는높은자속에영향으로포화되므로자속의포화를막기위해적절한고정자요크의두께가필요하다. 그리고적층길이는발전기의출력과직접적으로관련이있기때문에, 1 kw를유지할수있도록최적설계변수의범위를적절히선정하였다. 앞에서설명한절차를이용해 SRG의최적화설계변수들의범위를정한후, LHS기법을이용하여설계변수의범위내에서샘플링을얻는다. 본논문에서는샘플링을 20횟수로정하여설계변수들을나열하였고, 샘플링포인트를얻는동안중복되는샘플들은모두제거되었다. 그림 3.8은 LHS를이용해결정된샘플들을분포맵으로나타낸다. 샘플포인트 (k 1, k 2, k 3) 는 2차원으로나타내었고, 7개의변수모두중복되는포인트없이그림 3.8처럼나타낼수있다. LHS로부터얻은샘플들은표 3.5에나타내었다. 표 3.5에나타낸 20 횟수에맞는샘플들의특성들을확인하기위해 2차원유한요소해석을수행한다. 표 3.6은 LHS 기법으로추출한샘플들을이용하여유한요소해석을수행한결과이다. 실험계획법에사용된 LHS 기법을이용해각항목에대한유한요소해석을수행하여표 3.6에나타내었고, 크리깅근사모델기법을이용하여근사화모델링을진행하고, 설계변수의최적포인트를도출하기위해최적화알고리즘인유전알고리즘을이용한최적화를진행하고자한다. -27-

37 표 3.5 LHS 를이용한샘플링분포 Table 3.5 Sample distribution using LHS 횟수 최적설계변수값 [mm] k 1 k 2 k 3 k 4 k 5 k 6 k

38 표 3.6 LHS 를이용한샘플들의유한요소해석결과 Table 3.6 FEA result of sample obtained from LHS 횟수 설계변수값 효율 [%] 토크 [Nm] 출력전력 [W]

39 3.2.2 유전알고리즘유전알고리즘은적자생존과자연도태의원리를기반으로각각의가능한해를하나의개체로보며이들의집합인개체군을이용하는탐색방법이다. 유전알고리즘의바탕이되는자연진화의법칙에따르면주위환경에적합한체질을갖는개체가생존할확률이높으며교배 (Crossover) 와변종 (Miltation) 의과정을통해보다좋은방향으로진화해나간다. 따라서주위환경에부적합한형질의개체들은진화의과정에서자연스럽게도태되며, 이러한진화과정을반복하면서주위환경에적합한체질을갖는개체들만존재한다. 유전알고리즘은위에서설명한생명체의자연진화법칙을최적화문제에적용하여설계영역에다수의설계점을분포시켜목적함수값과제약조건의위반정도를고려하여각설계점에적합성 (Fitness) 을부여한다. 개체의적합성이높으면다음단계인교배와변종의과정에참여할확률이높아지므로적합성이좋은설계점의탐색이가능해진다. 이와같은반복과정을수행하여다음단계에점차좋은해로수렴해간다. 유전알고리즘은일반적으로아래의연산과정을갖고수행된다 [81], [82]. 1 유전알고리즘의설계상수결정설계상수의결정은설계점의수에따라소요되는시간과국부탐색이행해지는단점이존재한다. 예를들어, 설계점의수가너무적으면설계범위의전체적인정보를활용하기가어렵고국부탐색이이루어져정확한최적화수행에문제가발생한다. 또한, 설계점의수가너무많으면최적화시간이오래걸리는단점이발생한다. 그러므로, 초기최적화목적에따라적절한설계점을선정하는것이필요하다. 2 초기설계집단 (Initial population) 구성초기설계집단은앞에서선정한설계점수만큼 2진수문자열형태로초기설계점집단이구성된다. 설계점들은초기에적당한문자열의길이를가지도 -30-

40 록하며전체설계영역안에골고루분포하게된다. 3 적합성평가 (Fitness value evaluation) 2진수문자열로구성된설계변수를주어진초기제약설계영역으로선형변환하여각설계변수의실제값을계산후목적함수의결과에따라서적합성을평가한다. 유전알고리즘의적합성은일반적으로다음과같이표현한다. fitness(n(i))=object function(n(i)) (3.12) 여기서, n(i) 는 i번째설계점을나타내고, object function(n(i)) 는 n(i) 의목적함수를나타낸다. 4 도태 (Selection) 선택확률은 3단계에서수행한적합성평가를고려하여교배와변종과정을통해부여받는다. 적합성이높게평가된설계점은다음세대에선택될확률이크며적합성이낮게평가된설계점은선택확률이낮아진다. 따라서적합성이낮은개체들은적합성이높은개체들로교체되고설계점들은재구성된다. 5 교차 (Crossover) 현재설계값들은도태단계를통해설계점들이강조되었다. 강조된설계점들을이용해진화를수행하기위해유전인자교환과같은교배과정을수행한다. 교배과정은높은적합성을가진설계점과유사한형질을가진설계점들을생성한다. 교배과정이반복수행될수록가장좋은설계점근처에다수의설계점들이집중된다. 따라서교차과정을통해중복되지않는유전인자를수용하고새로운유전인자를조합한다. 6 변종 (Mutation) 변종은새로운형질이발생하는현상이며, 위에서설명한교차와마찬가지로유전알고리즘에서중요한요인이된다. 위에서수행한도태와교차를통해얻은설계점은편측으로치우칠수있기때문에변종의발생확률을설정하여새 -31-

41 로운유전정보를얻어전역적인탐색이될수있도록성능을향상시킨다. 7 수렴및반복최적화를수행하기위해설정한기댓값에수렴할때까지적합성평가, 도태, 교차, 변종단계는반복적으로수행되며, 설정한기댓값보다좋은해를얻은경우유전알고리즘을종료한다. 유전알고리즘을이용한최적설계법은위에서설명한 7단계를적용해수행하며, 도출된최적설계지점은유한요소해석을이용하여기본모델과최적모델의특성을확인한다. 유전알고리즘을이용한최적설계는최적설계툴인 Piano 를이용하여수행한다. 식 (3.13) 은발전기의최적설계를위한목적함수와제약조건을나타낸다. Objective function Efficiency: over 82 % Constraint Torque: 9.4 Nm < x <10 Nm, Output Power: 1000 W < y < 1100 W (3.13) 목적함수는효율로선정하였고, 제약조건은토크와출력전력으로설정하였다. 최적설계를위한목적함수와제약조건은효율과출력밀도를증가시키기위한목적으로설정하였다. 발전기의효율은기본모델의효율보다높게선정하였고, 토크와출력전력은 1 kw의용량을만족하는범위내로설정하였다. 유한요소해석을통해얻은값을이용해유전알고리즘을식 (3.13) 의조건에수렴할때까지반복수행한다. 3.3 시뮬레이션 최적설계시뮬레이션 그림 3.9 ~ 그림 3.15는최적설계변수들의수렴과정을나타낸다. 반복횟수는 200회로설정하였고, 각각의최적설계변수들은 200회의반복동안에설계범위안에서모두수렴하였다. -32-

42 그림 3.9 최적설계변수의수렴과정 (k1). Fig. 3.9 Convergence progress of optimal design variable (k1). 그림 3.10 최적설계변수의수렴과정 (k2). Fig Convergence progress of optimal design variable (k2). -33-

43 그림 3.11 최적설계변수의수렴과정 (k3). Fig Convergence progress of optimal design variable (k3). 그림 3.12 최적설계변수의수렴과정 (k4). Fig Convergence progress of optimal design variable (k4). -34-

44 그림 3.13 최적설계변수의수렴과정 (k5). Fig Convergence progress of optimal design variable (k5). 그림 3.14 최적설계변수의수렴과정 (k6). Fig Convergence progress of optimal design variable (k6). -35-

45 그림 3.15 최적설계변수의수렴과정 (k7). Fig Convergence progress of optimal design variable (k7). (a) -36-

46 (b) (c) 그림 3.16 목적함수와제약조건의수렴과정 : (a) 효율, (b) 토크, (c) 출력전력. Fig Convergence progress of objective function and constraint: (a) efficiency, (b) torque, and (c) output power. -37-

47 (a) (b) (c) 그림 3.17 기본모델과최적모델의설계변수비교 : (a) 최적파라미터설계, (b) 기본모델, (c) 최적모델. Fig Comparison of design parameters: (a) optimal design parameter, (b) basic model, and (c) optimal model. 그림 3.17 은기본모델과최적모델의설계변수를비교한결과이다. 설계결 과는기본모델과최적모델을비교하여표 3.7 에나타내었다. 회전자의외경은 동일한속도에서동일한출력을유지하기위해설계변수로선정하지않았다. -38-

48 설계변수 Outer diameter 표 3.7 기본모델과최적모델의비교결과 Table 3.7 Comparison results of basic model and optimal model Ds 최적설계변수 - Basic model Optimal model Unit mm Stator Pole arc Pole width β s T s k mm Yoke thickness y s k mm Outer diameter D r mm Rotor Pole arc Pole width Β r T r k mm Yoke thickness y r k mm Air gap G air k mm Shaft diameter D sh k mm Stack length L stk k mm 또한, 고정자극호각이증가하면고정자와회전자극의일치하는지속기간이증가하기때문에넓은구간에서의정지토크가발생하며, 고정자극호각이감소하면자속의포화가발생할수있다. 이러한정지토크저감및평균토크증가를위해고정자와회전자극의적절한선택이필요하다. 결과적으로고정자의극호각은 16 에서 18.2 로증가, 고정자극의넓이는 12 mm에서 13.6 mm로증가하여자속의포화를줄일수있었다. 여기서주목할만한것은적층길이가기본모델에비해감소하였으나발전기의효율은약 83 % 까지증가했다는것이다. -39-

49 그림 3.18 시뮬레이션과실험을위한전체회로. Fig System circuit for simulation and experiment 유한요소해석시뮬레이션그림 3.18은시뮬레이션과실험을위한전체회로를나타낸다. 최적설계모델의결과를확인하기위해 2-D 유한요소해석을수행한다. 전체시스템은 1 kw SRG, 비대칭브릿지컨버터, 부하용유도기로구성된다. 시뮬레이션에서는하드초핑제어를수행하여특성을분석하고, 부하유도기가 1000 rpm으로회전할때, 발전기의발전특성을시뮬레이션으로확인한다. 하드초핑기법은각상의 2개의스위치를동시턴-온및턴-오프를수행하여제어하는기법이며, 턴-온은 30.5 로설정하였고턴-오프는 45 로설정하였다. 그림 3.19는두모델의자속밀도를비교하기위한유한요소해석결과를나타낸다. 유한요소해석을수행하기위해기본모델의메쉬는 10,592로구성하였고, 최적모델의메쉬는 10,072로구성하였다. SRG의코어는 s-18을사용하였고, s-18의자속밀도가 2.1 T보다커졌을때고정자코어가완전히포화된다. 이는 s-18의 B-H커브를기반으로한다. 그림 3.19의기본모델과최적모델모두자속밀도는포화되지않았으나, 최적모델은기본모델에비해높은자기적토크를갖는다는것을알수있다. -40-

50 (a) (b) 그림 3.19 자속밀도의분포비교 : (a) 기존모델, (b) 최적모델. Fig Distribution comparison of magnetic flux density: (a) basic model and (b) optimal model. -41-

51 (a) (b) 그림 3.20 기본모델의자화특성 : (a) 쇄교자속, (b) 인덕턴스. Fig Magnetization characteristics of basic model: (a) flux linkage and (b) inductance. -42-

52 (a) (b) 그림 3.21 최적모델의자화특성 : (a) 쇄교자속, (b) 인덕턴스. Fig Magnetization characteristics of optimal model: (a) flux linkage and (b) inductance. -43-

53 그림 3.20과 3.21은유한요소해석을이용한기본모델과최적모델의인덕턴스와자속쇄교수를나타낸결과이다. 기본모델은최적모델과비교했을때더높은쇄교자속을가지지만, 최적모델의인덕턴스프로파일만큼기본모델의인덕턴스는고르게분포되지않아토크리플을증가시킨다. 앞서비교했던최적설계결과를바탕으로, 적층길이가줄어들었음에도불구하고기본모델의자속과유사한값을가지는것을그림 3.19에서알수있었다. 두모델은정격전류를고려했을때 20 A 이상의전류가인가됐을때자속이포화된다는것도알수있었다. 그림 3.20(b) 의기본모델인덕턴스는기계각 30 부분에서일정한전류를인가했을때주변의인덕턴스보다낮게형성되는것을확인할수있으며, 이러한원인으로토크리플이발생하는단점이될수있다. 반면, 그림 3.21(b) 의인덕턴스를확인해보면기계각 30 부분에서인덕턴스가낮게형성되는문제점이기본모델대비 66 % 제거되었다. 발전기설계에있어서손실은효율적인측면에서악영향을끼치는부분이다. 손실에는대표적으로동손과철손이존재한다. 따라서실제로손실을계산하여기본모델과최적모델에끼치는영향을알아본다. 각모델의전력손실을비교하기위해, 손실방정식과유한요소해석을이용해손실들을계산한다. 발전기의고정자는고정자권선때문에철손과동손을발생시킨다. 그러나 SRG의회전자는어떠한권선도포함하고있지않기때문에오직철손만이존재한다. 설계한 SRG의손실들은출력전력을기반으로하여아래처럼표현가능하다. P = T w - P - P (3.13) out e r cu i P = i r (3.14) 2 cu rms ph N P = å k W (3.15) i m m m= 0-44-

54 그림 3.22 기존모델과최적모델의토크비교. Fig Torque comparison of basic model and optimal model. 여기서, ω r 은회전자의각속도, P cu 는동손, P i 는철손, i rms 는상전류의 rms, r ph 는상저항, k m 는손실계수, W m 는철손부분의무게를나타낸다. 발전기의동손은각고정자의권선을통해직접적으로계산하고, 동손은유한요소해석을수행하여얻는다. 유한요소해석은발전기의구동기본주파수를고려하여전자기적해석을수행한다. 그림 3.22는두모델의토크를비교한결과이며, 최적모델의토크리플이기본모델대비 14 % 감소한것을확인할수있다. 두모델의토크리플비교결과는표 3.8에정리하였다. -45-

55 표 3.8 기존모델과최적모델의토크리플비교 Table 3.8 Torque ripple comparison of basic model and optimal model 변수기본모델최적모델 평균토크 9.6 Nm 9.4 Nm 최소토크 3.4 Nm 3.1 Nm 최대토크 23.5 Nm 20.4 Nm 토크리플 20.1 Nm 17.3 Nm 토크리플저감율 14% 그림 3.23은두모델의유한요소해석을통해얻은출력전력결과를나타낸다. 그림 3.23(a) 는두모델의시뮬레이션결과를나타내며최적모델의출력전력과전압은 1,005.9 W rms 와 77.4 V rms 로나타났다. 그림 3.23(b) 는두모델의 a상전류를비교한결과이다. 최적모델의발전전류는기본모델의발전전류보다크게나타났다. 유한요소해석을통한두모델의전체적인특성비교결과는표 3.9에정리하였다. 효율은정격출력전력과입력전력을사용하여계산하였고, 입력전력은공급한전력과기계적에너지의합으로표현하였다. 정격출력전력은출력전압과출력전류로부터얻었다. 최적모델의적층길이는 81.2 mm로감소하여, 출력밀도는대략 11.4 % 증가하였다. 효율은기본모델대비 82 % 에서 83 % 로증가하여약 1 % 증가하였다. -46-

56 (a) (b) 그림 3.23 기존모델과최적모델비교 : (a) 출력특성, (b) 상전류. Fig Comparison of basic model and optimal model: (a) output characteristic and (b) phase current. -47-

57 표 3.9 SRG 의기존모델과최적모델의유한요소해석결과 Table 3.9 FEA results of basic model and optimal model of SRG Parameters Basic design model Optimal design model Rated output power W rms W rms Input power W rms W rms Rated torque 9.6 Nm 9.4 Nm Copper loss W 86.7 W Iron loss 14.5 W 14.3 W Rated speed 1000 rpm 1000 rpm Rated voltage 79.6 V rms 77.4 V rms Efficiency 82% 83% Output power density W/kg W/kg 3.4 실험결과 실험은 SRG 의최적모델만제작하였으며, 최적모델의시뮬레이션결과와 비교분석할것이다. 그림 3.24 는발전기의실험구성을나타낸다. 그림 3.24(a) 는최적모델의 SRG 를검증하기위해 3.75 kw 3 상농형유도전동기를 부하용으로적용하여 MG-set 를구성하였다. 시뮬레이션과동일한조건으로 실험을수행하기위해유도전동기는발전기의정격속도인 1000 rpm 으로 회전시킨다. 그림 3.24(b) 는 SRG 를위한제어보드구성을나타낸다. SRG 를 구동하기위한비대칭브릿지컨버터와 Texas Instrument 사의 DSP 컨트롤러 (TMS320F28335) 를적용하여제어보드를구성하였다. -48-

58 (a) (b) 그림 3.24 SRG 실험세트 : (a) MG-세트, (b) 제어세트. Fig Experiment set of the SRG: (a) MG-set and (b) control set. -49-

59 그림 3.25 스위치드릴럭턴발전기의 a 상전류와엔코더파형. Fig Phase-a current and pulses of encoder pulse of switched reluctance generator. 커패시터와저항은발전된에너지를저장및소비하기위해사용하며저항은 1kW 용량의 6.15 Ω 을사용한다. 하드초핑기법은발전특성을확인하기위해, 시뮬레이션과마찬가지로실험에서도동일하게적용하였고, 스위치의턴- 온각과턴-오프각도시뮬레이션과동일하게 30 와 45 로설정하였다. 그림 3.25 는 a 상전류와엔코더의파형을나타낸다. 발전기가 1,000 rpm 으로회전할때, 발전기의드라이브시스템은엔코더로부터 90 의위상차를갖는 A, B 펄스를센싱받고있는것을확인할수있다. SRG 는다른발전기들에비해소음이크다는단점이있으며토크리플과직접적으로관련이있다. -50-

60 그림 3.26 스위치드릴럭턴스발전기의속도에따른소음측정결과. Fig Noise measurement result of the switched reluctance generator according to speed. 그림 3.26 은속도에따라 SRG 의소음을측정한결과이다. 발전기는 200 rpm 간격으로구동하였고, 디지털소음측정기 (TES-1350A) 를사용하여소음을측정하였다. 시뮬레이션에서확인한것처럼기본모델대비최적모델의토크리플이작기때문에, 최적모델의소음도감소했을것이라고예상해볼수있다. 또한, 정격속도에서회전할때가소음이가장적다는것도확인할수있었다. -51-

61 (a) (b) -52-

62 (c) (d) 그림 3.27 SRG 실험결과 : (a)on, off 스위치신호, (b) 여자전류, (c) 3상전류, (d) 출력전압및출력전류. Fig Experiment results for SRG: (a) on, off switching signal, (b) excitation current, (c) three-phase currents, and (d) output voltage and output current. -53-

63 그림 3.27 은 SRG 의발전특성실험결과를나타낸다. 그림 3.27(a) 는스위치턴-온과턴-오프에따른 a 상전류와인덕턴스를나타내며, 그림 3.27 의상전류시뮬레이션결과와비교가능하다. 그림 3.27(b) 의 a 상전류와여자전류가시뮬레이션결과와유사하게나타나는것을확인할수있다. 출력전압은대략 77.6 V 로나타났으며상전류는약 18.4 A 로나타난것을그림 3.27(c) 를통해확인할수있다. 그림 3.27(d) 는 SRG 의출력전압과출력전류를나타내며, 각각약 77.6 V 와 12.9 A 로나타났다. 효율은약 82.7 % 로시뮬레이션과유사하게나타나는것을확인하였다. -54-

64 제 4 장 SRG 의토크리플저감기법 4.1 SRG의토크리플저감기법 SRG의효율또는신뢰성을향상시키기위한접근방법으로는최적설계와효율적인제어기법들로나눌수있다. 본논문의 3장에서는제안하는최적설계기법을이용하여 SRG의효율을향상시켰다. 한편, 4장에서는 SRG의신뢰성향상을위한제안하는제어기법을설명한다. SRG의가장큰단점은릴럭턴스토크를사용하여생기는큰토크리플이다. 이러한토크리플은발전기의높은소음발생과성능저하의원인이된다. 보통 SRG에서는전류리플저감기법으로 TSF(torque sharing function) 알고리즘을사용한다. 그중에 SRG에적용한기존의 TSF 알고리즘들은고속영역에서토크리플을저감할수없는단점이존재했다. 이러한단점을보완하여 4장에서는제안하는 TSF 알고리즘을설명한다 기존의 TSF 알고리즘 TSF 알고리즘은출력과입력상사이의상중첩구간동안에최적으로상전 류를얻어각상의순시토크를제어한다. 그림 4.1 은 TSF 알고리즘을포함한 SRG 의전반적인회로및제어블록도를나타낸다. 전체시스템을구동하기위 해유도전동기를회전시키면 SRG 회전자에설치된엔코더로부터각속도 ω r 을 얻을수있다. ω r 은지령속도와비교하여 PI 제어기로인가되고 PI 제어기의 출력인 출력인 * T 를얻을수있다. Normalized TSF 블록의출력인 * T 와각상의토크지령인 * Tn 를곱하여얻을수있다. * Tn 은속도제어기의 * Tn 은전류제어기 의입력이되며실제전류와비교하여히스테리시스제어를수행한다. 마지막 으로히스테리시스전류제어기의출력과 PWM 발생블록을이용하여스위칭 신호들을얻게된다. -55-

65 그림 4.1 TSF 의전체적인토크제어회로. Fig. 4.1 Overall torque control scheme of the TSF method. 그림 4.2는기존의 TSF 알고리즘을나타내며, 토크곡선에따라선형또는비선형 TSF 알고리즘으로구분할수있다. 비선형 TSF 알고리즘들은 Sinusoidal, cubic, exponential 형태의곡선으로나눌수있다. 그림 4.2의알고리즘들은턴- 온각 θ on, 중첩각 θ ov 을최적화하여토크리플을감소시킨다. 기존의 TSF 기법들은전동기동작을위해개발되었음에도불구하고, 그기법들은직접적으로발전기운전을위해적용할수있다. 그러나만약 SRG에서만나타나는특성을고려하여, TSF 알고리즘을개선한다면더욱좋은성능을가질수있다. 전동기구동모드와는다르게 SRG의각상은고정자와회전자가일치했을때스위치턴 -온을수행하여전류를인가하며, 고정자와회전자가불일치할때스위치턴-오프를수행하여발전전류를얻는다. 또한, 각상의인덕턴스프로파일로설명하면인덕턴스가최대값일때전류를인가한다는의미와같다. -56-

66 (a) (b) (c) 그림 4.2 전형적인프로파일 : (a) 선형 TSF, (b) 비선형 TSF, (c) 비대칭 TSF. Fig. 4.2 Typical profiles: (a) linear TSF, (b) nonlinear TSF, and (c) asymmetric TSF. -57-

67 그러나높은인덕턴스는전류제어를수행할때지령전류의변화율을크게만들기때문에실제전류가지령전류를추종하는것을방해하여상전류의오차를유도하고결과적으로는추가적인토크리플을발생시킨다. 이러한문제를해결하기위해, 전류지령의낮은변화율로선형적인곡선을활용한비대칭 TSF 알고리즘이그림 4.2(c) 처럼연구되었다 [9]. 그림 4.2(c) 의알고리즘은 2개이상의제어변수 (k 1 과 k 2) 를소개하였고, 상의중첩구간동안 2개의다른기울기를사용하였다. 이것은상개수인 N ph 와회전자극수인 N r 에의해결정되는 Stroke 각인 θ s 에의해결정된다는것에주목해야하며, 아래처럼표현할수있다. 360 qs = N N ph r (4.1) 비록, TSF 알고리즘들은다른형태를가진다할지라도그알고리즘들은기존의 TSF처럼기본적인토크리플저감조건을모두만족한다. 모든상의토크지령의합은일정한값을가지며모두동일하게나타난다. 또한, 이알고리즘들은단일펄스전압모드에서는히스테리시스제어처럼순시전류를제어할수없으므로사용할수없다 제안하는 Non-unity TSF SRG를위한비대칭 TSF 알고리즘은저속에서만족할만한성능을가지지만속도가증가하면비대칭 TSF 알고리즘의성능은떨어진다. 본절에서는고속에서의토크리플을분석하여새로운 Non-unity TSF알고리즘을통해넓은운전범위의토크리플최소화기법을제안한다. 그림 4.3은 1000 rpm의고속에서의상전류와토크의곡선을나타낸다. 각상의전류인가가시작되는구간에서의지령전류변화율은높은인덕턴스때문에여전히실제전류보다크다. 이구간동안에실제전류의부족은출력토크 (A구간) 에서토크dip을유도한다. 반면에, 고속 -58-

68 에서는전류인가끝부분에서실제전류는상인덕턴스가작더라도지령전류처럼빠르게 0으로감소될수없다. 또한비대칭 TSF 알고리즘의토크지령에따라발생되는지령전류에의해높은실제전류를발생시킨다. 지령전류를초과한전류는그림 4.3의 B구간처럼토크 swell을발생시킨다. 따라서고속운전에서기존의 TSF알고리즘을적용했을때 2개의토크리플요소는토크리플저감을방해한다. 고속에서의비대칭비선형 TSF알고리즘의문제점을해결하기위해새로운 non-unity TSF를제안한다. 기존의대칭 TSF 알고리즘들 (linear, sinusoidal, cubic, exponential) 중에서비대칭 TSF 알고리즘들은비선형적인전류지령의낮은변화율을가지기때문에보통선형 TSF 알고리즘보다좋은성능을가진다. 그림 4.4는기존의비대칭비선형 TSF와제안한 Non-unity TSF 알고리즘을나타낸다. 기존의비대칭비선형 TSF는 k 1 과 k 2 만설정하여 TSF를사용하므로, 고속에서의토크리플의영향을제거할수없다. 제안한알고리즘은전류의인가가시작되는부분을위해작은지령전류의변화율을사용한다. 또한, 제안한 TSF 알고리즘에서추가적인 2개의제어변수들인 k 3 과 k 4 를사용한다. k 3 은각을만들며 TSF곡선을일정하지않도록한다. k 4 는토크지령을느리게감소시키기때문에토크 swell의원인이될수도있다. 따라서, 속도에따라 k 4 의값을적절히설정하는것이필요하다. 제안한 TSF 알고리즘은아래와같이나타낼수있다. T ì0 0 qr < θon ï ï frise 1( qr ) qr < θon + k 1 ï f ( q ) q <θ + θ + k rise2 r r on ov 3 n ï a, b, c, d = í1 qr < θoff - θov ï f ï ï f ï ïî 0 ( q ) q < θ - θ + k fall1 r r off ov 1 ( q ) q < θ fall 2 r r off q > θ r off. (4.2) -59-

69 그림 rpm 에서출력토크및출력전류그래프. Fig. 4.3 Waveforms of the produced torque and the phase current at the high speed of 1000 rpm. -60-

70 (a) (b) 그림 4.4 프로파일 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) 제안하는 non-unity TSF. Fig. 4.4 Profiles: (a) the asymmetric nonlinear TSF and (b) proposed non-unity TSF. -61-

71 그림 4.4(b) 처럼토크리플을감소하기위해제안한 TSF 알고리즘은 k 1~k 4 에 n 따라 4부분을변화시킬수있다. 함수 T,,, 타낼수있다. f q q a b c d 는 4 부분을포함하며아래처럼나 2 rise1( r ) = k 2 ( r - θ on ) (4.3) f ( q ) = b ( x - 2x k ) + S (4.4) 2 rise2 r t ratio f 2 fall1( qr ) at ( qr θoff θ ov ) 1 = (4.5) f ( q ) = b ( x - 2x θ ) + (1 - S ) (4.6) 2 fall 2 r t1 1 1 sca_c ratio_t 여기서 k1 = θov Schange_ratio (4.7) k = S / k (4.8) 2 2 ratio 1 k3 = θov - k1 + on tune (4.9) k4 = Sratio - offtune (4.10) x = q - θ - k (4.11) 1 r on 1 b = (S - 1) / k (4.12) t 2 ratio 3 a = k / k (4.13) t b = - - (4.14) 2 t1 (1 k 4) / (θov k 1). * n Ta, b, c, d 는 Ta, b, c, d 와 * n T 를통해서얻을수있으며, a, b, c, d T 와 * T 는속도제어기 로부터계산가능하다. -62-

72 (a) (b) 그림 4.5 k3 와 k4 에따른토크지령의합 : (a) 110%, (b) 150%. Fig. 4.5 Sum of torque reference according to k3 and k4: (a) 110% and (b) 150%. -63-

73 n SRG의비선형특성을적용하기위해 Ta, b, c, d 는 2-D lookup table에인가된다. k 1~k 4 의변수들은 T 를계산하기위해사용한다. n a, b, c, d S change_ratio, S ratio, on tune, offtune 를나타내며, 4개의변수들은 그림 4.5 는 k 3 과 k 4 의변화에따른토크지령의합을나타낸다. k 4 의효과를 확인하기위해두변수들 k 1 과 k 2 가일정한값으로유지하였고, k 3 과 k 4 는토크 의합이평균 1 을기준으로 110% 에서 150% 로변화를주었다. 토크리플은쉽 게고속에서 k 3 과 k 4 의변화에의해쉽게감소될수있다. 또한, 그림 4.6 처럼 기존의비대칭비선형 TSF 알고리즘은토크지령의합이일정한형태를가지 지만 non-unity TSF 알고리즘은토크지령의합이일정한형태를가지지않는다. 따라서토크지령에리플요소를고의적으로주입하면고속운전동안에발생하 는토크 swell 과토크 dip 을보상할수있다. 이변수들은 TSF 알고리즘의초기 파라미터로써고려해야하므로여러속도에따라 6 개의제어변수들 (θ on, θ ov, k 1, k 2, k 3, k 4) 의최적화를수행하여토크리플을최소화시킨다. 결과적으로제안하는 알고리즘을적용하면넓은운전영역에서토크리플을감소시킬수있다. 토크리 플저감을위한제안하는 TSF 알고리즘의최적화는유전알고리즘또는 least square method 처럼다양한최적화알고리즘을사용하여수행할수있다. 본논문 에서는 sequential quadratic programming (SQP) 기법인 [37] 과 [43] 을사용하여최 적화를수행한다. SQP 기법은 Matlab/Simulink 프로그램에포함되어있는 fmincon 기법을통해쉽게접근가능하여 fmincon 함수를이용하여최적화를 수행한다. SQP 기법을확장하여제약조건을아래처럼고려한다. min f ( x) subject to h( x ) = 0 (4.15) 여기서, x = [θ on,θ ov,k 1,k 2,k 3,k 4] T 는설계변수벡터이고, f ( x) 는목적함수, h( x) 는속도범위를나타내는제약조건이다. -64-

74 그림 4.6 독립적인상과토크의합을위한토크지령. Fig. 4.6 Torque references for the individual phases and the total sum of them. -65-

75 4.1.3 시뮬레이션결과시뮬레이션은제안한 TSF 알고리즘을확인하기위해 Matlab/Simulink를이용하여수행하며, 다양한운전속도에서비대칭 TSF와 non-unity TSF의시뮬레이션결과를비교분석한다. SRG는앞에서최적설계를수행한모델이며, 그림 2.2 에자화특성을나타내었다. 히스테리시스제어를사용하였고, 히스테리시스제어밴드는모든속도구간에서 0.2 A로설정하였다. 비대칭브릿지컨버터는 40 V dc 를초기구동시인가하였다. 그림 4.7 ~ 그림 4.12는다양한속도에서의기존의알고리즘과제안한알고리즘의시뮬레이션결과를나타낸다. 그림 4.7에서는 300 rpm에서두 TSF 알고리즘을비교하였고기존대비 1.56% 의토크리플이감소하여거의동일한결과를갖는것을확인하였다. 그림 4.8은 600 rpm에서두알고리즘을적용한시뮬레이션결과를나타낸다. 속도가증가하면기존의 TSF 알고리즘대비제안하는알고리즘의토크리플차이를육안으로확인이가능하다. 기존의 TSF 알고리즘은토크리플보상능력을가지고있지않기때문에, 제안하는알고리즘보다토크리플이크게발생한다. 또한, 기존의알고리즘은토크 dip과토크 swell이발생하지만, 제안하는알고리즘은보상기법이추가되어기존 TSF 알고리즘대비 % 의토크리플이저감된것을알수있다. 만약 SRG의속도가더욱증가하면제안한 TSF 알고리즘의효과는더욱크게나타난다. 그림 4.9는 1000 rpm에서기존알고리즘과제안하는알고리즘을적용했을때의시뮬레이션결과이다. 기존 TSF 알고리즘을사용했을때, 토크 dip과토크 swell이크게나타나토크리플이크게발생하여토크리플은 66.7 % 로발생했고, 제안하는 TSF 알고리즘은토크리플이 % 로발생했다. 따라서, 1000 rpm에서기존 TSF 알고리즘대비 % 가향상된것을알수있다. 표 4.1은토크와상전류특성에따른시뮬레이션결과를나타낸다. -66-

76 (a) (b) 그림 rpm에서시뮬레이션결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF. Fig. 4.7 Simulation results at 300 rpm: (a) asymmetric nonlinear TSF and (b) non-unity TSF. -67-

77 (a) (b) 그림 rpm에서시뮬레이션결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF. Fig. 4.8 Simulation results at 600 rpm: (a) asymmetric nonlinear TSF and (b) non-unity TSF. -68-

78 (a) (b) 그림 rpm에서시뮬레이션결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF. Fig. 4.9 Simulation results at 1000 rpm: (a) asymmetric nonlinear TSF and (b) non-unity TSF. -69-

79 표 4.1 토크결과 Table 4.1 Torque results 알고리즘종류 토크 속도 300 rpm 600 rpm 1000 rpm Max. (Nm) Min. (Nm) Asymmetric TSF Average (Nm) Ripple (%) Max. (Nm) Min. (Nm) Non-unity TSF Average (Nm) Ripple (%) Torque Ripple Decrease (%)

80 그림 4.10 SRG 구동을위한실험세트. Fig Experimental setup of SRG drive 실험결과 그림 4.10은제안하는 TSF 알고리즘을확인하기위한실험세트이며, 3장에서사용한동일한실험세트를사용하였다. 실험조건은시뮬레이션의조건과모두동일하게설정하여수행하였다. SRG를구동하기위한비대칭브릿지컨버터와 Texas Instrument사의 DSP(TMS320F28335) 를적용하여제어보드를구성하였다. 디지털제어기의샘플링시간은 50 µs로설정하였고 SRG의자화특성및 TSF 알고리즘부분은 look-up table을이용하여 DSP에추가하였다. 지령전류는실제토크와회전속도를측정하여 look-up table의입력으로인가하고그에따른출력으로예측가능하다. -71-

81 (a) (b) 그림 rpm 에서실험결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF. Fig Experiment results at 300 rpm: (a) asymmetric nonlinear TSF and (b) non-unity TSF. -72-

82 (a) (b) 그림 rpm 에서실험결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF. Fig Experiment results at 600 rpm: (a) asymmetric nonlinear TSF and (b) non-unity TSF. -73-

83 (a) (b) 그림 rpm 에서실험결과 : (a) 비대칭비선형 TSF, (b) non-unity TSF. Fig Experiment results at 1000 rpm: (a) asymmetric nonlinear TSF and (b) non-unity TSF. -74-

84 그림 4.11은 300 rpm의속도에서기존알고리즘과제안하는 TSF 알고리즘을적용한실험결과이다. 300 rpm에서평균토크는 0.25 Nm이며기존 TSF 알고리즘을적용하면 76 % 의토크리플이발생하였고, 제안하는 TSF 알고리즘적용시토크리플이 72 % 로발생하여 5.2 % 정도의토크리플차이를보이는것을알수있었다. 그림 4.12는 600 rpm에서기존알고리즘및제안하는 TSF 알고리즘을비교한실험결과이다. 평균토크는 0.5 Nm이며기존 TSF 알고리즘적용시토크리플은 42 %, 제안하는 TSF 알고리즘적용시토크리플은 40 % 로나타나기존대비 4.7 % 정도의토크리플이감소한것을확인할수있었다. 그림 4.13은 1000 rpm에서기존알고리즘및제안하는 TSF 알고리즘기법을비교한실험결과이다. 기존 TSF 알고리즘적용시토크리플은 80 % 로발생하였고제안하는 TSF 알고리즘적용시토크리플은 22 % 로나타났다. 따라서기존대비토크리플은 % 가감소한것을확인할수있었고, 고속에서도앞서시뮬레이션을수행한결과와유사하게토크리플이저감되는것을확인하였다. -75-

85 제 5 장 신뢰성향상을위한고장진단기법 5.1 상보동작을이용한고장진단기법최근에전력반도체기술력이향상및보편화되어드라이브의신뢰성향상을위한고장진단및허용제어기법들이많이연구되고있다. SRM의신뢰성향상을위한방법들중에하나인고장진단기법은드라이브의전력반도체고장을진단한다. 본절에서는제안하는 2가지의 SRM의고장진단기법에대해설명한다 고장진단을위한구동원리그림 5.1은제안한고장진단기법을적용한 4상 8/6 SRM의전체시스템을나타낸다. SRM를구동하기위해, 비대칭브리지컨버터는 MG-set와연결된상태로사용한다. MG-set는 PMSM(Permanent magnet synchronous motor) 과인버터를포함한다. 이시스템의고장진단을위한구동모드는정상동작모드, 개방고장시허용제어모드와단락고장시허용제어모드로 3가지모드가존재한다. 그림 5.1 제안하는고장진단이적용된 4 상 8/6 극 SRM 전체시스템. Fig. 5.1 Construction of proposed fault diagnosis method of 4-phase 8/6 SRM. -76-

86 그림 5.2 정상동작모드블록도. Fig. 5.2 Normal operation mode block. 만약 SRM의드라이브에서스위치고장이발생하면, 제안한알고리즘이적용된고장진단블록이고장을판별한다. 예를들어, 초기에 SRM가정상동작한다면 Flag 1 신호가고장진단블록에서부터정상동작모드로적용된다. 그러나, SRM의드라이브에서개방고장이발생하면 Flag 2 신호가고장진단블록에서개방고장진단모드블록으로적용되며허용제어는 Flag 신호에따른허용제어블록을통해동작한다. 그림 5.2는그림 5.1에서정상동작모드로동작시세부적인제어블록을나타낸다. Normalized TSF 블록은회전자의위치에따라개별적인상을위한토크지령을생성한다. 이정규화된토크지령은요구되는전체토크와곱해져서각상을위한실제토크지령을각각얻을수있다. 각토크지령은최적화된턴-온과턴-오프각제어알고리즘에따라이상적인인덕턴스프로파일을사용하는토크-각-전류특성블록을통하여전류지령으로바뀐다. 히스테리시스전류제어기는실제전류와지령전류로얻어지는오차를통하여수행된다. 전체스위칭신호는 PWM 블록에의해생성된다. -77-

87 (a) (b) 그림 5.3 SRM 컨버터의고장종류 : (a) 개방고장, (b) 단락고장. Fig. 5.3 SRM converter fault types: (a) Open fault and (b) Short fault 개방고장및단락고장진단기법 SRM의컨버터고장종류는그림 5.3처럼개방고장과단락고장으로나눌수있다. 개방고장은전류가회로에서흐르지못하는것을말하며, 개방고장시는전류가발생하지않으므로허용제어에사용할수없다. 반면에, 단락고장은전력스위치가정격이상의높은전류가인가되어고장이날우려가있다. 단락고장이발생하면여자모드와환류모드만 SRM의동작을위해사용할수있다. 단락고장에서는고장난스위치도허용제어에사용할수있기때문에스위치위치판별이매우중요하다. 그림 5.4는고장진단을위해제안하는전류형태를생성하는과정을나타낸다. 제안한각은그림 5.4의 4상인덕턴스중첩구간에의해서 90 씩 4부분으로나눌수있다. 모터구간을포함하는인덕턴스의상승구간은제안한각을구성하기위해사용한다. 이후에인덕턴스의상승구간에서히스테리시스전류제어를수행하고, 토크제어의출력은지령전류를생성한다. -78-

88 (a) (b) (c) 그림 5.4 고장진단방법의일반적인과정 : (a) 인덕턴스와제안된각, (b) 실제전류와전류의 합, (c) i_sum_wave 와 i_sum_mag. Fig. 5.4 Generation process of the proposed fault detection method: (a) Inductance and proposed angle, (b) Current and sum of current, and (c) i_sum_wave and i_sum_mag. -79-

89 히스테리시스전류제어를통해얻은전류의총합을 i _sum(θ) 로나타낼수있다. i _ sum (θ)= i, θ = 10 ~ 40 b1 i b2 i c1 i c2 i d1 i d 2 i a1 i a2, θ = 40 ~ 100, θ = 100 ~ 130, θ = 130 ~ 190, θ = 190 ~ 220, θ = 220 ~ 280, θ = 280 ~ 310, θ = 310 ~ 10 (5.1) 여기서 i _sum(θ) 는각상전류중에정상상태부분들의합을말한다. 예를들어 B상의전류는 10 에서 40 사이의값으로사용한다. 이때, 마지막 40 부분에서는 40 때센싱한값을그대로유지하도록한다. 결과적으로 i a1, i b1, i c1, i d1 은과도상태와토크 swell, 토크 dip을생성하는중첩구간을피하기위해사용한다. i sum_mag 는 i _sum(θ) 를정규화를수행하기위해사용한다. 예를들어상전류가음이라면 i sum_mag 는절대값에의하여양의값을가진다. 그러면부호에상관없이스위치고장을찾을수있다. 반면, i sum_cos 와 i sum_sin 은 i sum_mag 를만들기위해필요하고개방과단락고장패턴을체크하기위해사용한다. 전류의합은같은방식으로계산한다. 그림 5.4(c) 는 i sum_cos 와 i sum_sin, i sum_mag 가 i sum_cos 와 i sum_sin 에의해유도되는것을보여주며식 (5.2) 을사용해얻는다. i = i (θ) cos (θ) sum _ cos sum i = i (θ) sin(θ) sum _ sin sum i i i 2 2 sum _ mag = ( sum _ sin + sum _ cos ) (5.2) 여기서 i sum_mag 는고장진단을위해사용한다. -80-

90 개방고장과단락고장조건은식 (5.3) 처럼표현가능하다. Short fault condition= i S Open fault condition= i ref ref O fc fc (5.3) 여기서 i ref 는지령전류이다. S fc 와 O fc 는단락고장과개방고장의파라미터를나타 낸다. 본논문에서는전류가전력스위치로흐르지않는상황에서 S fc 는지령 전류의 150 % 로설정하였고 O fc 는전류지령의 1 % 로설정하였다. 만약제안한 고장진단기법이다른사양의 SRM 에적용된다면 S fc 와 O fc 는바뀔수있다. i sum _ mag > Short fault condition (5.4) i sum_mag < Open fault condition (5.5) 단락고장상태는 i sum_mag 와비교되며식 (5.4) 와식 (5.5) 를만족하면고장으로간주한다. 만약, i b2 구간에서고장이발생한다면, 다음주기에서고장의상을판별할수있다. 그림 5.5는각상의개방고장과단락고장의패턴을나타낸다. 그림 5.5(a) 는정상동작시제안한전류패턴을나타내며, 그림 5.4의 i sum_wave 를사용하여정확한원을나타낼수있으므로, 고장판별이쉽다. 각고장패턴들은 90 이내에나타나기때문에상판별도쉽게수행할수있다. 과도상태와중첩구간을피해서고장진단을수행하기때문에, 정상상태이외에도고장진단이가능하다. -81-

91 (a) (b) (c) (d) (e) -82-

92 (f) (g) (h) (i) 그림 5.5 고장패턴 : (a) 정상동작모드, (b) A상개방고장, (c) B상개방고장, (d) C상개방고장, (e) D상개방고장, (f) A상단락고장, (g) B상단락고장, (h) C상단락고장, (i) D상단락고장. Fig. 5.5 Fault patterns: (a) normal operation mode, (b) open fault of phase A, (c) open fault of phase B, (d) open fault of phase C, (e) open fault of phase D, (f) short fault of phase A, (g) short fault of phase B, (h) short fault of phase C, and (i) short fault of phase D. 그림 5.6은개방고장시허용제어기법을나타낸다. SRM이정상동작하고있을때전류지령은토크출력으로부터생성된다. 각상의개방고장을진단하기위해 O fc 는지령전류의 1 % 로설정하였다. -83-

93 그림 5.6 개방고장허용제어방법. Fig. 5.6 Open fault tolerant control method. 만약개방고장이 C상에서발생하면 C상의전류는 SRM의컨버터에서발생하지않는다. 동시에, 제안한고장진단방법을통해개방고장의유무를판별하여그림 5.1에나타낸전체고장진단블록도에서 Flag 3을띄우게되어고장유무를판단한다. C상에개방고장이발생했기때문에그림 5.5(d) 처럼전류패턴이나타날것이고, 바로확인이가능하다. 그후에 C상과이웃하는 B상과 D상의턴- 온과턴-오프각을증가시켜 C상을보완하면그림 5.6의허용제어상태의결과 가나타난다. -84-

94 그림 5.7 단락고장허용제어방법. Fig. 5.7 Short fault tolerant control method. 그림 5.7은 SRM이정상동작할때단락고장이발생하여허용제어를수행하는절차를나타낸다. 만약 A상의윗스위치에단락고장이발생하면, 윗스위치는항상턴-온상태가된다. 이상황에서, i sum_mag 와식 (5.4) 와비교를수행하며고장을판별한다. A상이고장이라는것을판별하였으면, 정상동작시에사용하고있는상보동작기법을이용하여단락고장스위치의위치를판별한다. 그림 5.7에서정상동작시아래스위치에서 PWM 스위칭을수행하고있다가다음구간에서윗스위치에서 PWM 스위칭을수행하게되는데이때윗스위치에단락고장이발생하면 PWM을계속해서수행하지못하게되므로전류가크게인가된다. 따라서윗스위치의고장을판별하면곧바로아래스위치인 S an 만을이용하여 PWM을수행하여허용제어를수행한다. 결과적으로과전류가흐르는부분은사라지며, 감자모드는사용할수없고, 여자모드와환류모드만으로동작한다. -85-

95 5.1.3 시뮬레이션결과제안한고장진단기법은 PSIM tool을이용하여확인하였고, 1kW, 4상 8/6극 SRM을사용하였다. 표 5.1은 SRM의사양을나타낸다. SRM을구동하기위해히스테리시스제어기를사용하였고, 히스테리시스밴드는 0.5 A로설정하였다. 초기구동전원은 40 V dc 를사용하였다. 그림 5.8은 6 Nm와 1,000 rpm에서의개방고장진단을위한시뮬레이션결과이다. 초기에, SRM은정상구동을수행하고있다가, A상에개방고장이발생하면 Flag 1이허용제어블록으로인가된다. 이후에앞서설명한허용제어가수행되고 SRM은지속적으로구동한다. 이때에고장패턴을확인하면그림 5.5 (b) 에나타낸패턴과일치하여쉽게고장을모니터링하여진단이가능하다. 그러나스위치고장이발생했기때문에정상적인성능을낼수없고, 토크 dip이발생하여 SRM의영향을주지만고속인 1000 rpm에서지속적으로구동이가능하다. 표 5.1 SRM 의시뮬레이션과실험을위한사양 Table 5.1 Specification of SRM for the simulation and experiment 변수정격용량정격전류정격토크정격속도 값 1 kw 40 A 6.5 Nm 2000 rpm 회전자극폭 22.5 고정자극폭

96 그림 Nm 와 1000 rpm 에서 A 상개방고장진단및허용제어. Fig. 5.8 Fault diagnosis and open fault tolerant control of phase A in 6 Nm and 1000 rpm. 그림 5.9는 6 Nm와 1000 rpm에서단락고장발생시고장진단시뮬레이션결과이다. SRM이정상동작할때는앞서설명했던것처럼한상의 2개의스위치가상보동작을한다. 그림 5.9의시뮬레이션에서도상보동작을하고있다가 A상아래스위치가고장이나면전류의크기를확인후고장을판단한다. -87-

97 그림 Nm 와 1000 rpm 에서 A 상단락고장진단및허용제어. Fig. 5.9 Fault diagnosis and short fault tolerant control of phase A in 6 Nm and 1000 rpm. 또한, PWM 스위칭을수행하는스위치의위치를판단하여고장스위치의위치까지판단한다. SRM이정상적으로동작할때에는비대칭브릿지컨버터가 3 가지모드로동작하게되는데단락고장이발생하면오직여자모드와환류모드로동작하므로전류가느리게소호하는것을확인할수있다. -88-

98 그림 5.10 실험세트. Fig Experimental setup 실험결과그림 5.10은 1 kw급 4상 8/6 SRM을이용한고장진단기법을확인하기위한실험구성을나타낸다. 1.5 kw IPMSM은부하모터로사용하였고 Texas Instrument 사의 DSP(TMS320F28335) 를사용하여제어를수행하였다. 시뮬레이션과동일하게히스테리시스제어기를사용하였고, 히스테리시스밴드는 1 A로설정하였다. 제어기의샘플링시간은 50 µs로설정하여실험을수행하였다. 그림 5.11은제안한고장진단기법을사용하여정상동작했을때의결과이다. 전류패턴을확인해보면시뮬레이션결과와동일하게나타나는것을볼수있다. 히스테리시스전류제어를수행했기때문에고장진단을측정하는부분은빨간색박스처럼나타난다. 그림 5.12는개방고장이발생했을때의전류패턴의실험결과를나타낸다. -89-

99 그림 5.11 제안하는고장진단을이용한정상동작파형및 i_sum_cos 와 i_sum_sin. Fig Normal operation using proposed detection method with i _sum_cos and i _sum_sin. (a) (b) (c) -90-

100 (d) 그림 5.12 개방고장패턴 : (a) A 상, (b) B 상, (c) C 상, (d) D 상. Fig Open-fault patterns: (a) phase A, (b) phase B, (c) phase C, and (d) phase D. 그림 5.11과그림 5.12의결과는그림 5.5의시뮬레이션결과와동일하게나타나는것을확인할수있으며, 각상의고장은오직 90 내에서만나타난다는것도알수있다. 단락고장은실제실험에서과전류가 SRM 드라이브에흐르면위험하기때문에패턴을이용한실험은수행하지않았다. 그림 5.13은개방고장을위한허용제어를적용했을때와적용하지않았을때를나타낸다. 그림 5.13(a) 처럼개방고장이발생한후에허용제어를수행하지않으면고장난스위치부분에서는토크가더이상발생하지않아토크의불균형으로인한모터구동의문제가발생한다. 하지만그림 5.13(b) 처럼개방고장이발생한후에허용제어를적용하면고장난스위치부분에서도토크가발생하여모터가구동하는것을확인할수있다. 그림 5.14는단락고장발생시허용제어를수행한실험결과를나타낸다. 위에서설명한것처럼정상동작시에는한상의 2개의스위치가상보동작을수행하고있다. 이때에윗스위치에단락고장이발생하면고장진단을수행하고, 상보동작상태에따라서스위치위치를판별하게된다. 허용제어후에는더이상상보동작을하지않게되며, 여자모드와환류모드만사용하여 SRM을구동하기때문에전류가느리게소호되는것을볼수있다. -91-

101 (a) (b) 그림 Nm 와 300 rpm 에서허용제어 : (a) 개방고장시, (b) 단락고장시. Fig Fault tolerant control in 0.15 Nm and 300 rpm: (a) open fault and (b) short fault. -92-

102 (a) (b) 그림 5.14 단락고장허용제어방법 : (a) A 상, (b) 각상. Fig Short fault tolerant control method: (a) phase A and (b) each phase. -93-

103 (a) (b) 그림 5.15 고장진단및허용제어 : (a) 6Nm 와 300 rpm, (b) 0.15 Nm 와 300 rpm. Fig Fault diagnosis and fault tolerant control: (a) 6 Nm and 300 and (b) 0.15 Nm and 300 rpm. -94-

104 (a) (b) 그림 5.16 과도상태에서허용제어 : (a) 개방고장시, (b) 단락고장시. Fig Fault tolerant control in transient state: (a) open fault and (b) short fault. -95-

105 그림 5.15는 300 rpm, 6 Nm와 0.15 Nm에서개방고장과단락고장발생시허용제어를수행한실험결과이다. 초기에는스위치상보동작을수행하고있으며정상적으로동작하고있는상황이다. 이때에 A상에고장이발생하면 Flag 1이생성되며개방고장인지단락고장인지를판단하여그에맞는허용제어를수행한다. 그림 5.15(a) 는개방고장시허용제어를수행한결과이며, 그림 5.15(b) 는단락고장시허용제어를수행한결과이다. 그림 5.16은과도상태조건에서허용제어를수행한결과이다. 속도는 1000 rpm으로구동하고있고, 토크는 1 Nm에서 3 Nm로변경했을때의결과이다. 개방고장과단락고장시에모두허용제어를수행했을때구동이잘되는것을확인할수있다. 5.2 스위칭신호를이용한고장진단기법 개방고장진단기법그림 5.17은제안하는개방고장진단방식을나타낸다. 제안하는방식은각상의 PWM 스위칭신호를통해동작하는히스테리시스전류제어기를사용한다. 일반적으로히스테리시스전류제어기에서발생하는 PWM 스위칭신호는그림 5.17의 S ap 와 S an 이다. 실제윗상과아랫상스위치는각상 IGBT의게이트-에미터전압 (V GE) 과같다. 일반적인동작상황에서는스위칭신호 S ap 와실제위상스위치는동일한결과를갖는다. 그러나개방고장상황에서는그림 5.17과같이스위칭이약간의차이를갖는다. 또한, 각상의제어주기동안스위치는상보동작방식으로사용한다. 상보동작의경우, PWM 스위칭모드와일정턴-온모드가주기적으로바뀐다. 만약윗상스위치에개방고장이발생하여실제전류가윗상스위치를통해흐르지못하는경우, 실제윗상스위치의스위칭신호는항상꺼져있다. -96-

106 그림 5.17 제안하는개방고장진단방법. Fig Proposed open fault diagnosis method. -97-

107 (a) -98-

108 (b) 그림 5.18 제안하는단락고장진단방법 : (a) 위스위치, (b) 아래스위치. Fig Proposed short fault diagnosis method: (a) upper switch and (b) lower switch. 그러나동시에실제전류가지령전류를추종하기위해 S ap 와 S an 은항상켜져있으며고장난위상스위치로인해실제전류는 0이다. 이러한상황은개방회로상태와동일하며아랫상스위치의개방고장또한윗상스위치의개방고장상황과비슷하다. 제안하는고장진단알고리즘은 S ap 의 S error 와 S an 의차이값을이용하여구현한다. S error 는아래와같이표현할수있다. -99-

109 Serror = S. ap - SaN (5.6) 만일윗상혹은아랫상스위치에개방고장이발생한다면, S error 는 S ap 와 S an 때문에 0이된다. 그림 5.17의 N samp 는각상의제어주기합을나타낸다. T ocnt 는다음과같이사용된다. if ( S == 0), T + = 1. (5.7) error ocnt 만일한제어주기동안 S error 가 0 이된다면, T ocnt 는한제어주기동안 1 씩증 가한다. 이는 N samp 가최대제어주기수이기때문에 T ocnt 는 N samp 을초과하지못 한다. 마지막으로스위치에개방고장은식 (5.8) 을통해인지할수있다. Open fault condition = ( Nsamp 0.8) < Tocnt, qon < qr < qoff. (5.8) 그러므로이방식은 S error 의일정패턴을통해개방고장을인지한다 단락고장진단기법 S error 는단락고장진단기법에서도마찬가지로개방고장진단방식처럼단락회로를검출하기위해사용한다. 그림 5.18은제안하는단락고장진단방식을나타낸다. 만약스위치에단락고장이발생하는경우, 스위치는단락이되므로자기소거모드로동작하지못한다. 그러므로여자모드와환류모드만이 SRM의동작을위해사용된다. 이러한모드는제안하는방식이사용될때각기다른패턴을갖는다. 그림 5.18과같이스위치를서로상보동작시키면 PWM 스위칭모드와일정턴-온모드가주기적으로바뀐다. 컨버터의아랫상스위치에단락고장이발생하여실제전류가아랫상스위치를통해흐르는경우, 아랫상스위치의스위칭신호는항상켜져있으며이는 -100-

110 그림 5.18(b) 와같다. 이때, S an 은실제전류가히스테리시스밴드를초과하므로상항꺼져있다. 그러나아랫상스위치의단락고장때문에 A상의실제전류는감소하지못한다. 그림 5.18과같이윗상스위치와아랫상스위치에단락고장이발생하는경우의결과는각기다르다. 또한, 윗상스위치와아랫상스위치는상보동작하기때문에 S error 는고장진단상황에따라두종류의패턴을갖는다. 단락고장은 S error 에따라두종류의패턴으로구분된다. if ( S == -1), T - = 1 (5.9) error scnt if ( S == + 1), T + = 1 (5.10) error scnt 아랫상스위치가고장난상황에서만약 S error 가 -1인경우에는 T ocnt 가한주기동안 1씩감소한다. 또한, S error 가 +1인경우에는 T ocnt 가한제어주기동안 1 씩증가한다. 윗상스위치와아래상스위치의단락고장은다음과같이나타낼수있다. f US = (-N samp 0.8) > Tscnt, qon < qr < qoff (5.11) f LS = (Nsamp 0.8) < Tscnt, qon < qr < qoff. (5.12) 시뮬레이션시뮬레이션은제안한알고리즘의타당성을검증하기위해 PSIM을이용하여수행하였다. 시뮬레이션및실험에서사용한 SRM의사양은표 5.1과같다. 제안한고장진단방식은그림 5.19의 4상 8/6 SRM 및구동시스템에적용하였다. 또한, 전류제어를위해히스테리시스제어기를사용하였고, 히스테리시스밴드는개방고장및단락고장상황을고려하여 0.2 A로설정하였다. 정격전압을고려하여 SRM에는 40 V dc 를인가하였다

111 (a) (b) 그림 5.19 A 상스위치신호의시뮬레이션결과 : (a) 위스위치, (b) 아래스위치. Fig Simulation result of switching signal in phase A: (a) upper switch and (b) lower switch

112 (a) (b) 그림 5.20 A 상고장진단시뮬레이션결과 : (a) 개방고장, (b) 단락고장. Fig Simulation result of fault diagnosis method in phase A: (a) open fault and (b) short fault

113 그림 5.19는 A상스위칭신호의시뮬레이션결과를나타낸다. 이방식은고장진단을위해두종류의스위칭신호를사용한다. 실제스위치는각스위치의게이트-에미터전압 (V GE) 과같다. 그림 5.19(a) 와같이아래상스위치에개방고장이발생할때, 위상스위치는항상꺼져있다. 그러나 DSP 스위칭신호 S ap 는 PWM스위칭모드로동작한다. 이러한패턴은개방고장및단락고장여부에따라달라진다. 그림 5.20은 A상개방고장및단락고장진단의시뮬레이션결과를나타낸다. 4상이므로윗상스위치와아랫상스위치의고장신호 (fault flag) 는 4종류로나뉜다. 일반모드의 S error 에따라스위치는상보동작한다. 만약전력변환기의아래상스위치에개방고장이발생하는경우, 식 (5.8) 을통해인지한다. 이는개방고장상황에서 S error 가 0이되며그상태를유지하기때문이다. 그후, S error 가 0이면각상의제어주기동안 T ocnt 는 1씩증가한다. 만약 T ocnt 가식 (5.8) 을만족하면제안방식에의해개방고장신호는 1이된다. 제안한방식을이용하여아랫스위치의단락고장은그림 5.20(b) 와같이알아낼수있다. 이는식 (5.12) 을이용하며, 개방고장진단방식과유사하다. 만약아래상스위치에단락고장이발생한다면, 위상스위치와아래상스위치의 PWM 스위칭신호로인해 T ocnt 가다르기때문에식 (5.11) 과식 (5.12) 을이용해서스위치고장을검출할수있다. 그러므로제안한방식은 (5.12) 을이용해아랫상스위치의고장을쉽게검출할수있다. SRM의다른상도이와같이제안하는방식을통해고장을검출할수있다 실험결과 실험에사용한 SRM 는 5.1 절의상보동작을적용한고장진단기법의실험세트 와동일하다. 1 kw 4 상 8/6 SRM 이다. 1.5 kw IPMSM 을부하모터로사용하였다

114 그림 5.21 개방고장시실제스위치신호와 DSP 신호. Fig Real switch signal and DSP signal of open fault. 제안한고장진단방식의디지털구현을통해디지털신호프로세서 (DSP) 는 Texas Instruments사의 DSP(TMS320F28335) 를사용하였다. 히스테리시스밴드는 1 A로설정하였고, 직류단전압은 40 V dc 를설정하였다. 디지털제어기의샘플링시간은 50 μs로설정하였다. 그림 5.21은개방고장상황에서의실제스위칭신호와 DSP 스위칭신호를나타낸다. 두스위칭신호들은그림 5.19의시뮬레이션결과와동일하다는것을알수있다. 두신호가서로다르기때문에이를이용하여전력변환시스템의스위치고장을감지할수있다. 그림 5.22는단락고장상황에서의실제스위치신호와 DSP 스위칭신호를나타낸다. 일반적으로 SRM은윗상스위치와아래상스위치중하나만을 PWM 스위칭모드로사용하여 SRM을구동한다