1. 서 론

현대 산업 시스템의 근간인 엔진 구동형 내연기관은 단위 질량 당 발생 에너지량이 높은 화석연료의 연소를 통하여 추진/운전된다. 이는 요구 추력 및 시스템의 크기가 증가할수록, 대량의 이산화탄소, 질소/황산화물을 배출하여 온실효과와 미세먼지의 주요인이 된다. 이로 인해 세계 기후 변화 협의체(IPCC, Intergovernmental Panel for Climate Change)는 교토의정서, 파리 기후협약을 통하여 탄소 배출 저감 규제에 합의하였고, 선진국들을 중심으로 화석 연료 이용 저감을 목적으로 내연기관 이용 비율 저감 및 전기 추진 수송기기, 신재생에너지발전 이용 비율의 증가를 의무화하는 법규가 제정됨에 따라, 독일, 미국 등의 기술선진국을 중심으로 신재생에너지 발전시스템 등과 같은 미래형 전기기기 설계 기술 확보를 위한 요소 기술 연구가 활발히 진행되고 있다⁽¹⁾.

풍력 발전 시스템의 경우, 대형화/대용량화가 될수록 발전 비용이 감소함에 따라 기존의 2.0-3.6MW급에서 출력 대비 발전 비용이 낮은 8.0-10.0MW급의 대용량이 연구･개발의 트렌드가 되고 있다^(2,3). 하지만 대용량 풍력 발전 시스템은 발전기 운영 시 발생하는 소음 및 환경적 문제와 풍력에너지 이용률이 높아야 한다는 입지 제한조건이 따르기 때문에 전 세계적으로 해당 문제들에 비교적 자유로우며 풍력에너지 이용이 용이한 대용량 해상 풍력 발전 단지를 조성하기 위한 연구･개발에 힘을 쏟고 있다^(2-6). 염도 및 습도가 높은 가혹한 해양 환경 조건과 부하 중량 크기에 따라 발생하는 지지 구조물의 스트레스, 운송･설치 비용의 증가는 주기적인 유지 보수가 필요한 기존의 기어박스를 적용한 풍력 발전기의 설치에 큰 걸림돌로 작용한다. 따라서 직접 구동용 발전기를 이용한 풍력 발전 시스템을 적용하고자 하는 추세이다. 직접 구동용 발전기의 경우 느린 회전속도(약 10rpm)로 인해 부하 토크 및 사이즈가 증가하여 중량 및 사이즈 저감을 위한 초전도 풍력 발전기는 매력적인 선택지가 될 수 있다⁽³⁾. 이에 따라, 유럽연합(EU:Europe Union)과 미국의 에너지부(DOE:United States Department of Energy)의 초전도 풍력 발전 프로젝트를 중심으로 초전도체를 적용한 풍력 발전기의 연구･개발이 이루어지고 있다^(2-14).

그림. 1. 초전도 발전기의 개념도 (a) 설계 조립체 (b) 전자기 형상 ⁽²³⁾

Fig. 1. Concept drawing and shape of 10MW-class superconducting generator (a) design assembly (b) electromagnetic topology ⁽²³⁾

EU는 2030년까지 전체 발전의 약 10%를 20MW급 초전도 발전기로 대체하고자 하는 로드맵을 설정하고 SUPRAPOWER, Ecoswing 프로젝트를 통하여 요소 기술 개발 수행 및 검증을 완료하였다⁽⁵⁾. 그 중 SUPRAPOWER는 10MW 동기발전기를 설계하고 초전도 전자석의 시험 테스트를 성공적으로 완료했으며, Ecoswing는 고온 초전도체를 적용한 풍력 발전기의 제작･시험 운용에 성공하였다. 미 DOE는 2030년까지 전체 전력 공급량의 20%까지 풍력 발전을 통한 전력공급을 목표로 기존의 희토류계 영구자석을 이용한 직접 구동용 풍력 발전기를 대체하기 위하여, GE(General Electric)에 저온 초전도 풍력 발전기, American Superconductor Corporation에 고온 초전도 풍력 발전기 연구･개발 지원하고 있다^(2,6). 국내에서는 전력연구원이 지원하고 창원대학교에서 주관하는 에너지 신기술 클러스터 사업을 통하여 10MW급 풍력 발전기용 고온 초전도 전자석의 개발에 성공하였으며 풍력 발전 시스템 적용을 위해 전기적･기계적 특성 평가를 수행하고 있다⁽²⁾.

기존의 초전도 전기기기의 설계는 초전도 계자 전자석에 철심을 이용하여 발전기 내부에 비교적 적은 초전도 선재를 사용하여 고자장을 발생시켜 전기자에 높은 자속 밀도를 전달하도록 수 있도록 설계하는 것으로 자기회로의 설계 및 구성은 간단하나 철심을 사용하여 중량이 높아 시스템의 안정성을 위한 지지 구조물의 증가가 불가피하여 제작비가 증가한다⁽¹⁵⁾-⁽¹⁹⁾. 하지만 능동 차폐형은 초전도 계자 전자석에서 발생하는 자장을 차폐 전자석을 통하여 외부로 누설되는 자장을 차폐하고 발전기 내부에는 상대적 고 자장이 형성될 수 있도록 자기회로를 구성하는 것으로 초전도 선재의 사용량은 증가하나 철심을 사용하지 않아 발전기의 중량이 낮아지고 출력 밀도의 증대가 가능한 장점이 있다⁽²⁰⁾-⁽²²⁾. 이전 선행 연구를 통하여 제시한 누설 자속을 차폐하는 능동 차폐형 초전도 발전기의 형상 및 전자기적 단면도는 그림 1과 같다⁽²³⁾. 해당 구조는 세계적 연구 동향을 근거로 초전도 발전기의 사양과 사이즈를 선정 후, 고출력밀도 달성을 위해 공심형 초전도 계자 전자석의 설계 타당성을 검증하고 형상을 제안하였다. 하지만, 그림 2와 같이 해당 초전도 계자 전자석은 지지구조인 보빈, 제작성을 위한 축 방향 길이의 제한치, 선재 냉각을 위한 최소한의 공간을 확보하지 못하였다⁽²³⁾. 또한 선행 연구그룹에서는 목표 출력 밀도를 2.31kW/kg로 제시하고 있으나 본 연구의 초기 형상의 출력 밀도는 1.79kW/kg으로 약 70% 수준을 보여 개선이 필요하다^(16,23). 따라서, 해당 부분을 고려한 성능 개선 최적 설계가 필요하며 최적화 과정 시 다음과 같은 요인들을 고려해야 한다. 첫째, 철심의 부재로 발생하는 반경 방향 누설 자속의 최소화 둘째, 초전도 특성 유지에 영향을 미치는 수직 방향 자장의 최소화. 그러나 해당 형상은 초전도 전자석의 지지구조를 제외하면 설계의 자유도가 매우 높아 최적의 조건을 갖는 형상을 도출하기 어렵다.

그림. 2. 능동 차폐 초전도 계자 전자석 설계 형상 ⁽²³⁾

Fig. 2. Topology of active shield superconducting field coil ⁽²³⁾

이를 위한 초전도 전자석의 최적화 관련 연구는 많은 논문을 통하여 다음과 같이 발표되었다. R. Shafaie는 10MW급 초전도 발전기의 계자 전자석을 공극 중앙 자속 밀도 및 역기전력을 목적함수로 하여, 형상 설계 변수에 따른 최적 설계를 수행하였고, C. Wen은 공극 중앙 자속 밀도 및 형상을 목적함수로 하여, PSO기법을 적용한 최적화 연구를 수행하였다^(24,25). K. Haran 과 David C. Loder는 초전도 전자석의 최적 형상 설계를 수행하고 실험을 통하여 초전도 계자 전자석의 성능 검증을 하였다^(26,27). Y. Xu는 설계 변수에 따른 최적화 설계를 수행하였다⁽¹⁰⁾. Z. Q. Jiang은 유전 알고리즘을 적용하여, 10MW급 초전도 발전기에 적용되는 계자 전자석을 형상에 따라 최적화를 수행하고 해당 알고리즘과 최적 설계 결과를 제시하였다⁽²⁸⁾.

해당 연구들은 다양한 최적화 기법을 적용하여 철심을 갖는 초전도 발전기 계자 전자석 형상을 출력 밀도 성능 개선을 위해 최적화를 수행하였다. 앞서 언급한 연구들은 철심 배치에 따라 자기회로가 변화되어 전자기 특성들이 개선되기 때문에, 주 계자 전자석과 차폐 전자석의 배치를 통하여 자기회로를 구성하는 본 모델에 설계 변수를 동일하게 적용하기는 무리가 있을 뿐만 아니라, 적용된 기법들의 특성상 요구 지점을 찾기 위하여 많은 수의 해석을 요구한다. 따라서, 본 연구에서는 실험 계획법 중 하나로 적은 해석으로 최적화 결과를 도출할 수 있는 반응표면법(RSM: Response Surface Method)을 적용하여 능동 차폐형 초전도 발전기의 계자 전자석의 최적화 설계를 수행하였다. 이때, 계자와 차폐 전자석의 배치에 영향을 미치는 인자들을 설계 변수로 선정하고 설계 변수의 범위는 보빈의 구조를 고려하여 선정되었으며, 목적함수로는 출력 밀도 증대를 위하여 출력, 선간전압, 수직 자장을 선정하였다. 도출된 결과를 통하여 기존 설계 모델과 최적 설계 모델 간의 특성을 비교하고 타당성을 확인하였다.

2. 능동 차폐형 초전도 발전기 계자 전자석 형상 설계

2.1 능동 차폐형 초전도 발전기 초기 형상

그림. 3. 능동 차폐형 초전도 발전기의 특성 해석 결과 (a) 자속선 분포도 (b) 자속밀도 분포도

Fig. 3. Analysis results of 10MW 500rpm class superconducting generator : (a) initial model flux path (b) initial model fluxdensity distribution

그림 3은 선행 연구를 통하여 도출한 10MW 500rpm급 능동 차폐형 초전도 발전기의 초기모델 및 공극 중앙 및 공극 최 외경에서의 자속 밀도 분포를 나타낸다. 해당 모델은 계자 전자석이 외측에 위치하기 때문에 회전 시 직경이 커질수록 증가하는 접선 방향 속도 측면에서 유리하도록 내측의 전기자가 회전하는 형상을 갖도록 설계되었다. 차폐 성능 확인을 위한 최 외경에서의 자속 밀도는 0.05T 이하로 요구되었으며, 각각의 해석 결과는 요구치에 근접함을 확인할 수 있다. 초기모델의 설계 상세 사양은 표 1로 나타내었다. 능동 차폐형 초전도 발전기의 발전선간전압 6.6kV, 전류 0.9kArms, 정격운전 시 전기적 출력은 전압과 전류의 곱으로 10.5MW로 도출되었고, 기계적 요구 입력은 11.43MW로 나타났다. 상세해석 결과는 3장의 최적 해석 결과와 비교를 통하여 제시하였다.

표 1. 능동차폐형 초전도 발전기 초기 모델 파라미터

Table 1. Parameters of initial model for actively shielded superconducting generators

Parameter	Value
Number of poles	20
Output power [MW]	10.5
Voltage(line to line) [kVrms]	6.76
Current(phase) [kArms]	0.904
Field coil height [mm]	31
Field coil width [mm]	90
Field coil current [Adc]	300
Field coil aperture [mm]	150
Shield aperture [mm]	250
Coil distance [mm]	84
Axial length [mm]	720

2.2 능동 차폐형 초전도 발전기 최적 설계

본 연구에서는 반응표면법을 이용하여 최적 설계를 수행하였다. 반응표면법은 목적함수의 최적 영역을 2차원 또는 3차원의 등고선 또는 표면 그래프를 형성하여 관심 영역 주변의 경향성을 시각적으로 확인할 수 있고, 1차 및 2차 계수를 효율적으로 추정하는 방법으로, 크게 중심합성법과 Box-Behnken법으로 나눌 수 있다. 해석 방법들의 개념도는 그림 4(a)로 나타내었다. 중심합성법은 해석점을 설계 변수 범위의 최대값과 최소값, 중앙점을 기준으로 축점을 도출하고 설계 변수 이외의 영역에서까지 해석 결과를 이용하여 최적 설계점을 탐색하는 방법으로, 설정된 요인들이 설계 가능 범위 영역 밖에서도 목적함수에 미치는 영향 및 경향성을 알고자 하는 경우 이용한다^(29,30). Box-Behnken법은 설계 변수 범위의 중앙점에서의 해석 결과를 이용하여 최적 설계점을 탐색하는 방법으로 설계 변수의 설계 가능 범위 내에서 변수에 따라 변화하는 목적함수에 미치는 영향 및 경향성을 확인할 수 있다. 중심합성법과 비교하여 실험 횟수가 적어 시간과 비용을 보다 단축할 수 있는 장점이 있다. 또한, 축 점이 존재하지 않아 모든 설계점을 안전 영역으로 판단한다^(29,30). 해석 모델의 설계 변수는 차폐 및 계자 전자석 사이의 거리로, 해석 영역 밖에서의 해석 결과는 기계적인 지지 구조물이 삽입되어야 하는 능동 차폐형 구조상 설계가 불가능하여 Box-Behnken법을 이용하여 최적 설계를 수행하였다. 일반적으로 $n$개 인자의 수준조합에서 실험 측청치(반응값)를 $y$라 하면 2개 이상의 독립변수에서의 반응 표면의 2차 회귀 모형식은 식 (1)과 같다.

(1)

$y=\beta_{0}+\sum_{i=1}^{k} \beta_{i} x_{i}+\sum_{i=1}^{k} \beta_{i i} x_{i}+\sum \sum_{i<j} \beta_{i j} x_{i} x_{j}$

$\beta$는 회귀계수를 의미하며, $\beta_{0}$ 0차항의 계수 즉, 상수를 의미하며, $\beta_{ij}$는 각 설계 변수 및 차수에 따른 회귀계수, $x_{i}$ 는 설계 변수이다. Box-Behnken법에 따라 15번의 실험을 수행하면 반응 표면 분석을 통해 2차 회귀 모형을 추정할 수 있다.

그림. 4. 반응표면법 개념도 및 최적 설계 변수 : (a) 중심합성법과 Box- Behnken법의 개념도 (b) 초전도 발전기 최적 설계 변수

Fig. 4. Topology of response surface methed and active shield superconducting field coil (a) concept of central composite method and Box-Behnken method (b) design variable of superconudcting generator for optimization

그림 4(a) 는 설계 변수가 3개인 경우 Box-Behnken법의 개념도를 나타내는데 이때 그림의 점은 수행될 실험의 개수를 의미한다. 본 연구에서는 발전기의 출력 밀도 증대를 위한 목적함수의 출력, 선간발전전압, 수직 방향 자장에 영향을 가장 많이 미치는 변수인 field coil aperture($D_{ma}$), shield coil aperture($D_{sa}$), superconducting coil distance ($D_{ms}$) 3개를 설계 변수를 선정하였으며, 해당 설계 변수를 그림 4(b)로 나타내었다. 해당 반응 표면법을 이용한 초전도 전자석 최적 설계 플로우 차트는 그림 5를 통하여 나타내었다. 최적화 설계 실행 후 도출되는 각 반응값에 따른 2차 회귀 모형을 추정하여 회귀 방정식을 얻을 수 있게 된다. 각 항은 신뢰도 95% 기준으로 도출되는 p값이 0.05 보다 작으면 유의한 항으로 판단한다. 이때, 교호항, 제곱항 순으로 반응값에 공통적으로 유의성이 없다고 판단되는 항을 제거하고 다시 반응 표면 분석 과정을 반복한다. 단, 1차항은 기준이 되는 항이기 때문에 유의성이 없다고 판단되어도 제거하지 않는다⁽²⁸⁾.

최적 설계 시 설계 변수 범위는 표 2에 나타내었다. 설계 변수에 따른 실험점에서 해석 결과를 도출하였다. 설계 변수에 따른 목적함수의 출력, 선간전압, 수직 방향 자장 해석 결과는 표 3에 나타내었다. 해당 결과의 2차 회귀 분석을 통하여 각 목적함수에 대한 회귀 방정식이 도출되며, 각 항에 따른 계수들을 p-값에 따라 교호항과 제곱항 중 유의성이 있는 항만 남기면 식 (2)로 전개된다.

그림. 5. 반응표면법을 이용한 초전도 전자석 최적 설계 플로우 차트

Fig. 5. Optimal design flow chart using RSM for superconducting magnet

표 2. 능동차폐형 초전도 발전기의 설계 변수 범위

Table 2. Design variable range of actively shielded superconducting generator

Design Variable	Response value	Minimum range	Maximum rannge
$D_{ma}$ [mm]	$x_{1}$	100	200
$D_{sa}$ [mm]	$x_{2}$	200	300
$D_{ms}$ [mm]	$x_{3}$	74	94

(2.a)

$\begin{aligned} \text { Power }[\mathrm{MW}]=&-0.654+0.12059 x_{1}-0.026987 x_{2} \\ &+0.03475 x_{3}-0.0002 x_{1}^{2}+0.00004 x_{3}^{2} \end{aligned}$

(2.b)

$\begin{aligned} \text { Voltage }[\mathrm{kV}]=& 2.599+0.04433 x_{1}-0.0085 x_{2} \\ &+0.01141 x_{3}-0.0001 x_{1}^{2}+0.00001 x_{3}^{2} \end{aligned}$

(2.c)

$\begin{aligned} \text { Flux }[\mathrm{T}]=& 0.900662+0.000334 x_{1}-0.000533 x_{2} \\ &-0.000844 x_{3}+0.000004 x_{1}^{2}+0.0000000 x_{3}^{2} \end{aligned}$

여기서 p-값은 확률 통계 분석의 유의 확률을 의미하며, 극단적인 결과를 얻을 확률을 뜻한다^(29,30). 일반적으로 0.05 이상의 값을 갖는 계수는 유의성이 없다고 판단하며, 본 연구에서도 0.05 이상의 p-값을 갖는 항은 제외하였다^(29,30).

그림. 6. 목적함수별 최적 영역 등고선도

Fig. 6. Optimal contour plot according to objective function

그림. 7. 목적함수별 최적 설계 포인트

Fig. 7. Optimal design point using RSM

표 3. 능동차폐형 초전도 발전기의 설계 변수에 따른 목적함수 분석 결과

Table 3. The analysis results of Actively shielded HTS generators according to experimental array

Design Variable			Objective Function
$D_{ma}$ [mm]	$D_{sa}$ [mm]	$D_{ms}$ [mm]	Power [MW]	Voltage [kV]	Perpendicular flux [T]
150	250	84	10.26	6.6013	0.8696
150	300	94	10.34	6.6276	0.8124
150	300	74	9.63	6.3952	0.82
150	250	84	10.26	6.6013	0.8696
200	250	74	11.33	6.9389	0.9414
100	300	84	7.27	5.5553	0.7947
100	250	94	7.78	5.7516	0.7714
150	250	84	10.26	6.6013	0.8696
200	200	84	12.23	7.207	0.9807
100	250	74	7.17	5.5194	0.78
200	250	94	12.1	7.1687	0.9101
150	200	74	10.36	6.6329	0.8766
200	300	84	11.46	6.9762	0.9279
100	200	84	7.87	5.7831	0.8012
150	200	94	11.05	6.8512	0.8566

이후 유한요소해석을 통해 얻은 목적함수 결과를 바탕으로 그림 6과 같이 각 목적함수의 최적 영역을 설계 변수에 따라 도출하였으며, 최적 영역 내에서 그림 7의 최적 포인트를 도출하였다. 이때 Box-Behnken법을 이용하여 도출된 최적점에서 해석 수행 시 Field coil aperture의 경우 추후 제작성을 고려하여 소수점 단위를 반올림하여 153mm로 선정하였다.

그림. 8. 10MW 500rpm급 초전도 발전기 계자 전자석 초기 설계 모델 및 최적 설계 모델 형상 비교

Fig. 8. The comparison of field coil shape of 10MW 500rpm class HTS generator (a) initial model (b) optimal model (c) bobin of optimal model

도출된 해당 최적점에서의 초전도 전자석 형상과 초기 형상의 비교는 그림 8(a)와 (b)로 나타내었다. 최적 설계 후 계자 전자석의 구경은 130mm에서 153mm로 변화하였으며, 차폐 전자석의 구경은 200mm에서 150mm로 변화하였다. 기계적 지지구조 보빈을 고려한 전자석의 형상 및 단면도는 그림 8(c)로 나타내었다.

2.3 상세 해석 결과

그림. 9. 능동 차폐형 초전도 발전기의 특성 해석 결과 : (a) 자속선 분포도 (b) 자속밀도 분포도 ⁽²³⁾

Fig. 9. Analysis results of 10MW 500rpm class superconducting generator : (a) optimal model flux path (b) optimal model fluxdensity distribution

그림. 10. 최적 모델 자속밀도 특성 해석 결과 비교

Fig. 10. The comparison of magnetic flux density distribution

10MW 고온 초전도 발전기의 유한요소 해석을 통해 최적 설계된 발전기의 자속 밀도와 자속선을 그림 9에 공극 중앙 및 외경에서의 자속 밀도 분포를 그림 10으로 각각 나타내었다. 발전기의 내측 공극 자속 밀도는 약 0.8199T의 값을 가지며, 최 외경의 자속 밀도는 약 0.0225T의 값을 나타내어 발전기의 최 외경 자속 밀도 또한 설계 제한치 0.05T를 넘지 않는 결과를 보인다. 이에 따라 차폐 성능을 고려한 설계가 되었음을 확인하였다. 반응표면법을 적용하기 위해 실시된 모의실험은 2D 유한요소해석을 통해 이루어지기 때문에 전자석의 엔드부 또는 수직면에서 발생하는 자속 밀도의 분포를 더 상세히 분석할 필요가 있다. 따라서, 초전도 계자 전자석의 전자기 부분을 3차원 형상으로 모델링하고 초전도 전자석 전자석에 발생하는 자속 밀도 상세해석을 수행하였다.

초전도 전자석의 설계 시 이용되는 초전도 선재들의 경우 선재 사양에 따라 사용 가능한 구동 온도 및 임계 전류 밀도가 제한되고 이를 통해 초전도 성질이 유지 가능한 임계 자장이 정해진다. 해당 조건을 초과할 경우 성질 유지가 불가능하여, 저전압  고전류를 이용하는 특성상 선재의 보호가 어려워 반드시 설계 시 고려되어야 한다. 따라서 본 논문에서 최적 설계 시 적용한 초전도 선재의 구동 온도 77K에 따른 수직 자장은 1.1T로 해당 값을 초과하지 않도록 설계를 수행하였으며, 3D 유한요소해석을 통하여 도출된 전자석 수직면 위치에 따른 수직 방향 자장의 크기는 그림 11과 같다. 수직 방향 자장의 크기는 선재의 제한치 1.1T를 넘지 않으므로 설계된 초전도 계자 전자석의 설계가 타당할 것으로 사료된다.

그림. 11. 초전도 전자석 3D 형상 perpendicular 자속밀도

Fig. 11. perpendicular magnetic fluxdensity analysis results of superconducting field coil

표 4. 능동차폐형 초전도 발전기 세부 파라미터 값 비교

Table 4. The analysis results of actively shielded superconducting generators according to experimental array

Parameters	Initial Model	Optimal Model
Number of poles	20
Armature coil turns	16
Field coil turns	1200
Shield coil turns	534
Speed [rpm]	500
Field coil current [A]	230
Shield coil current [A]	200
Field coil aperture [mm]	150	200
Shield coil aperture [mm]	250	278
Coil distance [mm]	84	94
Axial length [mm]	720	670

그림. 12. 능동차폐형 초전도 발전기 부하시 특성 해석 결과 비교 (a) 출력 (b) 선간발전전압 (c) 토크 (d) 전류

Fig. 12. The characteristics analysis result of active shielded superconducting generator on load : (a) output power (b) terminal voltage (c) torque (d) terminal current

표 4는 초기모델과 최적 모델의 세부 파라미터 비교를 나타낸다. 기존의 축방향 길이와 최적 설계된 계자 형상에서는 발전기 출력이 13MW수준으로 상승한다. 따라서 정격 출력인 10MW 수준을 갖도록 축 방향 길이를 줄여 초전도 선재의 사용량 및 중량이 감소 되고 출력 밀도가 증가하도록 설계하였다. 유한요소 해석 프로그램을 이용하여 수행한 정격운전 조건에서 세부 부하 해석 결과는 다음 그림 12로 나타내었다. 이때 초기 설계 모델과 비교하여 최적 설계 모델이 출력특성이 우수함을 알 수 있다.

그림. 13. 10MW 500rpm 발전기 설계안

Fig. 13. The optimal design model of 10MW 500rpm class HTS generato

특성해석결과 정격출력(10MW)와 정격전압(6.6kVrms)을 만족하며, 수직 방향 자장 또한 1.1T를 넘지 않는 것을 확인하였다. 정격출력과 정격전압을 만족하는 것을 확인할 수 있으며 이때 정격 전류는 약 930Arms의 값을 확인할 수 있다. 500rpm 정격운전 시 발전기의 토크는 약 204.1kNm로 확인되었다. 유한요소해석 결과와 그림 6에서 나타나는 Box-Behnken법 최적점에서 특성 해석 비교 결과 선간전압의 경우 약 0.184%, 수직 방향 자장은 0.17% 출력은 약 4.86%의 오차율을 가지며, 잘 일치하는 결과를 확인하였다. 그림 13은 최적 설계 모델의 기계부를 고려한 3차원 설계 모델을 보여준다. 앞서 기술된 능동 차폐형 초전도 전자석 계자를 기기의 외측 vacuum vessel 안에 취부하고 전기자가 내측에서 회전하는 구조를 갖도록 초기 기구 설계 수준에서 베어링과 하우징 등의 기계장치가 설계되었다. 그림에서 보여지는 10MW 500rpm급 발전기의 전자기 구성품에서는 초전도 전자석 전자석의 총 무게가 약 2,577kg, 전기자 권선의 무게 약 2,220kg으로 예측되며, 전기적 출력(10.6MW)를 적용하였을 경우 설계된 발전기의 비출력은 약 2.08kW/kg로 예측되며, 기존 비출력인 약 1.79kW/kg보다 성능이 개선되었음을 확인하였다.

3. 결 론

최근 전 세계적 신재생에너지 연구･개발 분야에서 가장 큰 화두가 되고 있는 에너지 효율 개선, 화석연료 사용의 저감 및 환경문제 대응을 위하여 미래 친환경적인 풍력 발전 시스템을 연구 개발하고 있다. 하지만, 기존의 철심을 이용한 자기회로 구성법은 철심의 무게와 하는 철손이 체적에 비례함으로 인하여 출력 밀도와 효율의 비약적인 증가는 불가능하다. 이에 따라, 완전 공심형을 갖는 능동차폐형 초전도 발전기의 형상이 제안되었으나 설계 변수가 많아 최적 설계 형상 도출에 어려움이 있다⁽²⁷⁾. 따라서 본 논문에서는 이전 연구를 통해 제시한 10MW급 풍력 발전기용 능동차폐형 초전도 발전기의 최적 설계에 관한 연구를 수행하였다⁽²³⁾. 최적 설계를 위해서 다양한 최적 설계 기법 중 2차원 또는 3차원의 등고선 또는 표면 그래프를 형성하여 관심 영역 주변의 경향성과 시각적으로 확인할 수 있고, 1차 및 2차 계수를 효율적으로 추정하여 최적 설계지점을 도출할 수 있는 반응표면법을 선정하였다. 해석 모델은 구조 특성상 전자석 및 선재간 거리를 설계 변수로 갖게 되며, 전자석의 지지를 위한 구조물로 인해 설계 가능 영역이 정해짐에 따라 설계 가능 영역 내에서 최적 설계점을 탐색하는 Box-Behnken법을 적용하였다. 제시한 설계 플로우 차트와 같이 출력, 전압 및 수직 방향 자속 밀도를 목적함수로 하여 최적 설계를 수행하고 초전도 발전기 계자 전자석의 최적 형상을 제안하였다. 제시된 초전도 발전기 계자 전자석 형상에 따른 해석 결과는 초기 설계 모델과 비교하여 동일 수준의 자속 밀도 분포 및 차폐 성능을 가지며, 전압 및 전류는 기존과 비교하여 동일 수준이고, 축 방향 길이는 감소하였다. 이에 따라 비 출력 계산 시 초기모델의 1.79kW/kg에서 2.08kW/kg로 개선되었다. 초전도 전기기기 연구･개발을 위해서는 전자기 설계뿐만 아닌 냉각장치, 제어기술, 지지 구조물 등의 복합적 기술들의 연구･검토가 병행되어야 하나, 본 연구의 해석 모델의 전자기적 성능들은 냉각장치에 의한 영향을 받지 않고, 구동 온도의 변화가 없는 정상상태로 가정함에 따라, 지지 구조만을 고려하여 최적 설계를 수행하였다. 본 연구의 결과, 10MW, 2.08 kW/kg의 전자기 성능 갖는 발전기의 형상을 제시하고 초기 설계 모델과 비교를 통하여 최적 설계의 타당성을 검증하였다. 향후 본 논문에서의 수행한 연구는 기어박스를 적용한 10MW급 풍력 터빈용 공심형 초전도 발전기의 설계 및 개발 연구에 응용될 수 있을 것으로 사료된다.