변범석
(Beom-Seok Byeon)
1iD
박의종
(Eui-Jong Park)
2iD
김용재
(Yong-Jae Kim)
†iD
-
(Dept. of Electrical Engineering, Chosun University, Republic of Korea.)
-
(Dept. of Engineering for Smart Mobility Convergence Systems, Chosun University, Republic
of Korea.)
Copyright © The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection
Key words
Gear ratio, Magnetic gear, MGM, Shared rotor, Torque density
1. 서 론
온실가스 배출량이 증가함에 따라 지구온난화의 가속이 진행에 따라 친환경 정책이 대두되는 가운데 온실가스 배출을 줄이기 위한 정책이 진행되고 있다.
이러한 방안으로 전기차의 보급을 활성화하고 있으며 전기차의 보급 비율이 점차 증가하고 있다[1]. 이는 전기차의 장점은 기존 내연기관의 단점인 화석 연료의 연소 에너지를 활용함에 따라 발생하는 낮은 열효율과 달리 전기를 동력원으로 모터를 구동시켜
효율적이며 배기가스의 배출이 없어 친환경에 적합하기 때문이다.
전기차용 모터는 일부 모델을 제외하고 단일 기어비를 이용하는 기어드 모터 방식을 채택하고 있다[2]. 하지만 기계식 감속기와 결합된 기어드 모터 분야는 동력 전달 과정에서 기어들의 접촉에 따른 손실이 발생해 효율이 감소하게 된다. 이를 마그네틱
기어를 활용한다면 동력 변환 과정에서 발생하는 손실을 줄일 수 있게 된다. 또한 마그네틱 기어와 모터를 결합한 마그네틱 기어드 머신(Magnetic
Geared Machine)으로 설계된다면 모터와 마그네틱 기어가 하나의 축을 기준으로 동심원 형태의 설계가 가능해 결합에 의한 손실을 추가로 줄일
수 있으며 출력 밀도를 높일 수 있게 된다[3-4].
MGM을 활용한 EV용 기어드 모터를 설계하는 과정에서 기계식 감속기를 대체하고자 하는 마그네틱 기어의 설계 방법은 MGM의 설계 과정에서 가장 중요하다.
특히 마그네틱 기어를 활용하기 위해서는 기존의 기계식 기어에 견줄만한 높은 토크밀도를 갖도록 설계되어야 한다. 이를 위한 기존의 설계 방법은 마그네틱
기어의 입력 회전자와 출력 회전자에 사용될 극 수 조합에 따른 특징을 활용해 가장 높은 토크밀도와 출력 특성을 갖도록 하고 있다. 하지만 MGM으로
설계하는 과정에서 고려해야 하는 점은 모터와 마그네틱 기어가 일체형으로 설계된다 점이며 동일한 영구자석의 극 수가 사용되어야 한다. 그리고 일체형
설계 과정에서 모터의 회전자와 마그네틱 기어의 입력측 회전자는 서로 공유된 회전자를 이용하게 되어 해당 영역에서는 모터와 마그네틱 기어의 영구자석이
함께 부착되게 된다. 이는 각 기기의 결합부가 되는 공유 회전자의 극 수선정에 따라 마그네틱 기어와 모터의 성능에 큰 영향을 준다.
따라서 본 논문은 MGM에 적용하기 위한 마그네틱 기어의 기어비를 선정하기 위해 다양한 극 수 조합에 따른 기어비들의 토크밀도 경향을 확인했다. 특히
기존의 극 수 조합에 따른 마그네틱 기어의 설계 방법과 공유 회전자가 적용된 마그네틱 기어의 설계 방법에 따른 토크밀도를 비교했으며 MGM에 적용될
마그네틱 기어의 극 수선정 방법을 확인했다. 또한 공유 회전자가 적용될 때 확인된 마그네틱 기어의 자속 포화 개선을 통한 마그네틱 기어의 추가적인
토크밀도 향상을 방법을 적용해 MGM을 설계했다.
2. 마그네틱 기어의 기어비 선정
MGM의 감속기인 마그네틱 기어는 입력측 회전자와 출력측 회전자에 사용된 영구자석 극 수에 따라 기어비가 결정되며 기어비는 식 (1)과 같이 나타낼 수 있다.
$G_{r}$은 마그네틱 기어의 기어비를 나타내며 $P_{i n n e r}$은 마그네틱 기어 입력측 회전자의 극 수, $P_{outer}$은 마그네틱
기어 출력측 회전자의 극 수를 나타낸다.
본 논문에서 확인한 기어비는 단일 감속비를 사용하는 쉐보레 볼트 EV 모델을 활용했으며 해당 기어비는 7.05:1을 사용하고 있다[5]. 해당 모델에서 사용하는 기어비를 마그네틱 기어를 활용할 경우 $P_{i n n e r}$가 40극, $P_{outer}$가 282극이 적용되어야
하기에 동일한 기어비를 구현하는 과정에서 출력 회전자의 극 수가 많이 사용되어 어려움이 발생한다. 따라서 해당 기어비와 비슷한 수준으로 기어비를 구현하기
위해 입력측 회전자의 극 수를 4극부터 20극까지 적용했으며 기어비는 7.05:1과 비슷한 범위를 갖도록 6 초과 8 미만의 기어비 범위 내에서 극
수 조합에 따른 토크밀도를 분석했다.
2.1 극 수 조합에 따른 기어비별 토크밀도
GOS(Magnetically Geared Outer Stator) 타입의 마그네틱 기어드 머신은 마그네틱 기어 외부에 고정자가 결합한 방식으로 마그네틱
기어의 토크밀도를 최대한 활용할 수 있는 타입으로서 본 논문의 모델은 해당 타입을 통해 설계되었다[6]. 극 수 조합별 마그네틱 기어의 토크밀도 경향을 확인하기 위해 설계된 마그네틱 기어들은 모두 동일한 형상 치수와 영구자석 사용량을 통해 설계되었다.
그림 1. 극 수 조합에 따른 기어비별 토크밀도
Fig. 1. Torque density by gear ratio based on pole pair combinations
마그네틱 기어의 토크밀도 분포 경향은 입력측 회전자에 사용된 극 수가 많아짐에 따라 다양한 기어비 조합을 활용할 수 있어 다양한 기어비의 선택이 가능하다.
하지만 입력측 회전자에 사용된 영구자석의 극 수가 10극 이상이 사용됨에 따라 토크밀도가 낮아지는 경향을 확인할 수 있다. 또한 입력측 회전자의 극
수가 같더라도 출력측 회전자의 극 수가 증가함에 따라 마그네틱 기어의 토크밀도가 낮아지는 것을 확인했으며 마그네틱 기어에 많은 극 수의 영구자석이
사용되는 것이 토크밀도 측면에서 불리함을 확인했다. 이때 극 수 조합별 토크밀도 경향은 그림 1을 통해 확인할 수 있으며 가장 높은 토크밀도를 보인 마그네틱 기어는 입력측 회전자가 6극이 사용되었으며 6.33 기어비일 때 토크밀도가 70.16kNm/m3으로 확인되었다. 또한 입력측 회전자 극 수에 따른 마그네틱 기어의 기어비별 가장 높은 토크밀도는 표 1을 통해 확인할 수 있다.
표 1 입력측 회전자 극 수별 가장 높은 기어비와 토크밀도
Table 1 The highest gear ratio and torque density vary with with rotor pole count
|
Input rotor poles
|
Highest gear ratio
|
Torque density[kNm/m3]
|
|
4
|
7
|
57.01
|
|
6
|
6.33
|
70.16
|
|
8
|
6.25
|
67.07
|
|
10
|
6.2
|
59.39
|
|
12
|
6.17
|
56.13
|
|
14
|
6.29
|
48.09
|
|
16
|
6.13
|
40.94
|
|
18
|
6.11
|
33.37
|
|
20
|
6.1
|
26.77
|
2.2 공유 회전자 설계를 위한 영구자석 극 수선정
공유 회전자는 그림 2와 같이 마그네틱 기어 입력 회전자의 영구자석과 모터의 영구자석이 하나의 철심에 양면으로 부착되는 형상을 가지며 내측 마그네틱 기어 영역과 외측 고정자
영역의 중심에 위치해 마그네틱 기어와 모터의 결합이 이루어지는 영역이다.
그림 2. MGM의 공유 회전자 형상
Fig. 2. Shape of shared rotor in MGM
공유 회전자에 적용하기 위한 영구자석의 극 수는 모터의 회전자와 마그네틱 기어의 입력 회전자가 같아야 하며 영구자석의 자화 방향이 같아야 한다. 이는
그림 3의 공유 회전자에 사용된 극 수의 배열을 통해 확인할 수 있으며 공유 회전자를 기준으로 내측과 외측 영역의 자속밀도와 자속 선도를 나타내고 있다.
그림 3의 (a)는 공유 회전자를 기준으로 내측에 12극, 외측에 12극으로 동일한 극 수가 사용되었으며 그림 3의 (b)는 공유 회전자 내측 영역에 16극, 외측 영역에 12극으로 다른 극 수가 사용되었다. 공유 회전자에 사용된 영구자석의 극 수가 같은 경우 내측과
외측 영역에 쇄교하는 자속이 원활하게 분포하는 것을 확인할 수 있다. 하지만 영구자석의 극 수가 다르게 사용된다면 공유 회전자의 내측과 외측 영역의
자속이 균일하지 않음을 확인할 수 있다. 이는 상반된 자화 방향이 부분적으로 발생함에 따라 자속의 합성 과정에서 상쇄되거나 공유 회전자의 철심에 자속
포화를 유발하게 된다. 또한 그림 4는 내측과 외측 영역의 공극 자속밀도를 확인할 수 있으며 극 수가 다르더라도 동일한 자화 방향을 가지는 부분에서는 공극 자속밀도의 변화가 작았으나
자화 방향이 바뀌는 부분에서는 공극 자속밀도의 변화가 크게 나타나 전체적인 자속밀도의 감소가 확인되었다.
그림 3. 공유 회전자의 극 수 배열
Fig. 3. Pole arrangement of shared rotor
그림 4. 공유 회전자 극 수 배열에 따른 공극 자속밀도
Fig. 4. Air gap magnetic flux density based on pole arrangement
2.3 공유 회전자 적용에 따른 토크밀도
본 논문에서 확인하는 MGM은 GOS 타입으로 마그네틱 기어의 외측 회전자가 공유 회전자로 사용된다. 이때 확인된 특성은 마그네틱 기어에 공유 회전자가
적용됨에 따라 기존의 마그네틱 기어에서 발생할 수 있는 자속 포화를 개선하며 마그네틱 기어의 토크밀도를 높일 수 있다[7]. 자속 포화의 개선을 통한 마그네틱 기어의 극 수별 토크밀도 경향과 영구자석 사용량에 따른 토크밀도 경향을 확인하기 위한 설계 방법은 그림 5를 통해 나타낸다.
그림 5. 마그네틱 기어의 자속 포화 미반영 설계
Fig. 5. Design of magnetic gear without considering flux saturation
마그네틱 기어의 외측 회전자 철심인 OY_I는 공유 회전자의 내측 반경을 의미하며 OY_O는 외측 철심 반경을 의미한다. 공유 회전자 적용에 따라
자속 포화가 개선된 상황을 고려하기 위한 마그네틱 기어의 OY_O는 무한하다고 가정했다. 공유 회전자가 적용된 상황과 적용되지 않은 기존의 마그네틱
기어의 극 수별 토크밀도 경향은 그림 6을 통해 확인할 수 있으며 마그네틱 기어는 내측 회전자 대비 외측 회전자에 사용되는 영구자석의 비율이 높을수록 토크밀도 경향이 높아지는 경향이 확인되었다.
4극의 회전자가 사용되는 마그네틱 기어는 외측 회전자에 사용된 영구자석 사용량이 높아짐에 따라 자속 포화에 따라 토크밀도가 감소하는 것으로 확인되었다.
6극의 회전자는 공유 회전자가 적용되기 전 마그네틱 기어 가운데 가장 높은 토크밀도인 70.16kNm/m3으로 확인되었다.
8극과 10극 회전자는 기존의 6극 회전자가 사용된 마그네틱 기어와 비교했을 때 낮은 토크밀도를 보였으나 공유 회전자 적용에 따라 자속 포화의 개선이
가능해 외측 회전자에 더 많은 영구자석을 사용할 수 있어 높은 토크밀도를 활용할 수 있게 되었다. 특히 10극의 회전자가 사용될 때 외측 회전자에
더 많은 영구자석 비율을 활용할 수 있으나 6극과 8극이 사용된 마그네틱 기어보다 낮은 토크밀도가 낮아 불리한 점이 있다.
따라서 MGM에 적용하기 위한 마그네틱 기어는 공유 회전자의 자속 포화 현상이 개선된다는 점을 고려해 공유 회전자가 적용된 마그네틱 기어의 토크밀도를
비교해야 한다.
그림 6. 공유 회전자 극 수별 토크밀도 경향
Fig. 6. Torque density tendency based on shared rotor pole pairs
공유 회전자 적용에 따라 MGM에 적용될 마그네틱 기어는 공유 회전자 형상을 고려해 설계하는 것이 토크밀도를 높게 설계가 가능한 방법임을 확인했다.
따라서 마그네틱 기어의 토크밀도를 더 효과적으로 높이기 위한 설계 방법으로 공유 회전자의 철심 폭 축소 과정을 수행했다[8]. 해당 방법은 그림 7을 통해 확인할 수 있으며 MGM의 고정자와 마그네틱 기어의 직경을 일정하게 유지한 상태에서 공유 회전자의 철심 폭을 감소시켜 공유 회전자 적용에
따른 자속 포화 개선을 최대한 활용하며 마그네틱 기어의 내부 반경을 증가시키는 설계를 의미한다. 이때 마그네틱 기어에 사용된 영구자석 사용량은 일정하게
유지했으며 공유 회전자의 철심 폭 축소에 따른 토크밀도 경향은 표 2를 통해 확인할 수 있다.
그림 7. 공유 회전자 철심 폭 축소
Fig. 7. Reduction of shared rotor core width
표 2 공유 회전자 철심 폭 축소에 따른 토크밀도
Table 2 Torque density tendency based on core width reduction
|
Reduction length [mm]
|
Torque density[kNm/m3]
|
|
6 Pole, 6.33 Gr
|
8 Pole, 6.25 Gr
|
10 Pole, 6.2 Gr
|
|
Basic
|
70.16
|
67.07
|
59.39
|
|
0.25
|
70.88
|
67.15
|
59.48
|
|
0.5
|
71.85
|
68.31
|
60.68
|
|
0.75
|
72.83
|
69.33
|
61.92
|
|
1
|
73.58
|
70.41
|
63.11
|
|
1.25
|
74.37
|
71.66
|
64.25
|
|
1.5
|
75.83
|
73.63
|
66.40
|
|
1.75
|
75.75
|
73.81
|
66.65
|
|
2
|
76.22
|
74.83
|
67.97
|
|
2.25
|
76.47
|
75.85
|
69.14
|
|
2.5
|
76.60
|
77.14
|
70.42
|
|
2.75
|
76.36
|
78.03
|
71.45
|
6극 6.33 기어비를 갖는 마그네틱 기어는 공유 회전자 철심 폭의 축소를 하기 전 70.16kNm/m3로 가장 높은 토크밀도를 보인다. 이때 0.25mm의 간격으로 철심의 폭을 축소하면 6.33 기어비 모델에서는 토크밀도가 증가하지만 8극과 10극의
모델에 비해서는 낮은 증가 폭을 보였다. 특히 6극 모델에서는 1.25mm의 철심 폭이 축소되었을 때부터 공유 회전자의 철심에서 자속 포화가 발생했다.
8극 모델의 경우 6극 모델보다 기본 모델의 토크밀도가 95.6%의 수준으로 더 낮았으나 공유 회전자의 철심 폭 축소를 통해 2.75mm에서 16.34%의
토크밀도가 향상되어 6극의 모델보다 더 높은 토크밀도를 가지게 되었다.
10극 모델에서는 공유 회전자 철심 폭 축소에 따른 자속 포화는 확인되지 않았다. 또한 그림 6의 (d)와 같이 자속 포화가 발생하지 않는다고 가정한 경우와 실제 경향을 비교했을 때 토크밀도는 비슷하게 나타났다. 하지만 공유 회전자의 철심 폭 축소를
통해 토크밀도를 59.39kNm/m3에서 71.45kNm/m3으로 20.3%의 토크밀도 향상이 크게 가능했어도 6극과 8극을 활용한 모델들에 비해 가장 낮은 토크밀도를 보였다. 따라서 해당 과정을 진행한 결과
6극을 활용하는 것이 마그네틱 기어만을 설계했을 때 확인되는 가장 높은 토크밀도였으나 공유 회전자의 적용에 따른 철심 폭 축소를 활용했을 때 8극을
사용하는 것이 MGM에 더 높은 토크밀도를 활용할 수 있다.
3. 마그네틱 기어와 모터의 결합
공유 회전자의 특징을 활용한 마그네틱 기어를 통해 MGM에 설계하기 위해 EV의 특징을 이용해 설계했다. EV는 내연기관에 비해 도심 주행에서 더
효율적인 운행이 가능함으로 운전점은 도시 주행 특성에 맞췄으며 2kW급으로 축소 설계했다. 도심 주행에서 높은 빈도를 보인 운전속도는 20~50km/h로
확인되었다[9]. 따라서 본 논문은 40km/h의 운전속도를 기준으로 MGM의 운전점과 회전속도를 추정해 모터를 설계했다. 모터의 회전속도를 확인하기 위해 쉐보레
볼트 EV의 휠과 타이어 사양 값을 확인했으며 휠의 사이즈는 17인치가 사용되었으며 타이어의 폭과 편평비 등을 활용해 직경이 646.8mm로 확인되었다.
따라서 바퀴의 1회전 시 이동 거리는 2.03m이며 이를 차량의 이동속도를 고려할 때 운전속도는 11.11m/s로서 바퀴의 회전속도는 328rpm으로
확인되었다. 이때 바퀴의 회전속도는 MGM의 마그네틱 기어를 통해 감속된 속도로서 모터가 필요한 회전속도는 2,050rpm으로 확인되었다. 이를 통한
MGM의 모터 설계는 토크리플과 역기전력 THD 특성이 우수한 8극 21슬롯 모델을 참고했으며 최종 MGM 모델의 자속 선도 및 자속밀도 분포도는
그림 8을 통해 확인할 수 있다[10]. 또한 표 3은 해당 모델의 제원을 나타낸다.
그림 8. 자속 선도 및 자속밀도 분포도
Fig. 8. Flux line and saturation flux density
표 3 6.25 기어비 MGM의 제원
Table 3 Specifications of 6.25 gear ratio MGM
|
Motor speed [rpm]
|
2,050
|
|
Gear output speed [rpm]
|
328
|
|
Gear ratio
|
6.25
|
|
Diameter [mm]
|
190
|
|
Stack length [mm]
|
70
|
|
Motor torque [Nm]
|
9.87
|
|
Motor ripple [%]
|
2.89
|
|
Gear output torque [Nm]
|
56.83
|
|
Gear output ripple [%]
|
0.16
|
|
Iron loss [W]
|
88
|
|
Copper loss [W]
|
47.76
|
|
PM eddy current loss [W]
|
13.29
|
|
Efficiency [%]
|
92.16
|
공유 회전자의 극 수를 고려해 설계된 MGM 모델의 운전 속도별 출력과 토크는 그림 9를 통해 확인할 수 있으며 회전속도는 MGM을 구동하기 위한 모터의 회전속도가 아닌 마그네틱 기어를 통한 최종 출력 회전자의 속도를 나타내고 있다.
MGM의 출력은 360rpm부터 모터의 회전속도가 4,000rpm이 되는 640rpm까지의 출력을 분석했다. 이때 출력이 서서히 감소하는 것이 확인되었으며
이는 해당 운전 영역에서 영구자석에서 발생한 와류손과 동손의 합은 운전 영역에서 비슷한 수치였으나 고속 운전에 따라 철손이 증가해 전체 출력이 감소한
것으로 확인되었다.
그림 9. 운전 속도별 토크, 출력
Fig. 9. Torque and power at different operating speeds
4. 결 론
마그네틱 기어를 설계하는 과정에서 중점 사항은 마그네틱 기어의 토크밀도를 기계식 기어에 견줄 수 있도록 토크밀도를 최대한 높게 설계하는 방법이 필요하다.
이를 위해 목표 기어비에 대한 다양한 극 수 조합이 필요하게 된다. 그리고 MGM을 설계하는 과정에서도 충분한 토크밀도를 갖는 마그네틱 기어는 필수적이다.
하지만 MGM을 설계하는 과정에서 마그네틱 기어는 모터의 영구자석이 부착된 공유 회전자 형태의 토크밀도 분석이 추가로 필요하다. 이를 고려해 마그네틱
기어의 극 수 조합에 따른 마그네틱 기어의 토크밀도를 확인한 결과 6극의 공유 회전자가 사용될 때 가장 높은 토크밀도를 보였으나 공유 회전자 적용에
따른 자속 포화 개선 효과와 공유 회전자의 철심 폭 축소 과정이 추가로 진행되어 8극의 공유 회전자가 사용될 때 더 높은 토크밀도를 갖는 것이 확인했다.
따라서 MGM을 설계하고자 할 때 마그네틱 기어는 공유 회전자의 형태가 적용된 상태에서 마그네틱 기어의 설계가 진행되어야 더 높은 토크밀도를 사용하는
MGM을 설계할 수 있다.
Acknowledgements
This study was supported by research fund from Chosun University(2024).
References
E. S. Yoo and K. H. Kim, “The Impact of Government Price-proportional Subsidy Policies
on Electric Vehicle Market Dynamics and Social Welfare,” KOREAN MANAGEMENT SCIENCE
REVIEW, vol. 41, no. 3, pp. 29-47, 2024. DOI:10.7737/KMSR.2024.41.3.029
H. W. Kim and C. L. Jeong, “The Design and Verification of 150kW Drive Unit for EV,”
The transactions of The Korean Institute of Electrical Engineers, vol. 73, no. 2,
pp. 299-304, 2024. DOI:10.5370/KIEE.2024.73.2.299
Chan-Bae Park, “Trends in the technological development of magnetic gears and magnetic
geared synchronous motor,” The Korean Institute of Electrical Engineers, vol. 73,
no. 10, pp. 10-16, 2024.
S. H. Kim, I. H. Jo, J. H. Lim, J. Lee and C. B. Park, “A Comparative Study on the
Characteristics of IPMSM and Magnetic Geared Motor for Direct Drive of Railway Vehicles
Satisfying the Identical Torque-Speed Performance Curve,” The transactions of The
Korean Institute of Electrical Engineers, vol. 71, no. 10, pp. 1441-1448, 2022. DOI:10.5370/KIEE.2022.71.10.1441
F. Machado, P. J. Kollmeyer and A. Emadi, “Analytical loss model for single- and two-speed
electric vehicle gearboxes,” 2023 IEEE Transportation Electrification Conference and
Expo, Asia-Pacific (ITEC Asia-Pacific), Chiang Mai, Thailand, pp. 1-8, 2023. DOI:10.1109/ITECAsia-Pacific59272.2023.10372286
S. Gerber and R. -J. Wang, “Analysis of the end-effects in magnetic gears and magnetically
geared machines,” 2014 International Conference on Electrical Machines (ICEM), Berlin,
Germany, pp. 396-402, 2014. DOI:10.1109/ICELMACH.2014.6960211
B. S. Byeon, E. J. Park and Y. J. Kim, “Proposal for Design Method of Shared Rotor
to Improve Eddy Current Loss in SPM Type Magnetic Geared Motor,” IEEE Transactions
on Magnetics, vol. 61, no. 2, pp. 1-4, Feb. 2025. DOI:10.1109/TMAG.2024.3509898
B. S. Byeon, E. J. Park, S. Y. Jung and Y. J. Kim, “Selection of Shared Rotors for
Magnetic Geared Motor to Reduce Permanent Magent Usage,” 2024 IEEE 21st Biennial Conference
on Electromagnetic Field Computation (CEFC), Jeju, Republic of korea, pp. 1-2, 2024.
DOI:10.1109/CEFC61729.2024.10585655
S. M. Yang, N. T. Jeong, K. S. Kim, S. B. Choi, W. Maosen, H. S. Kim, M. W. Suh, “Development
of Urban Driving Cycle for Performance Evaluation of Electric Vehicles Part I : Development
of Driving Cycle,” Transaction of the Korean Society of Automotive Engineers, vol.
22, no. 7, pp. 117-126, 2014. DOI:10.7467/KSAE.2014.22.7.117
J. Y. Choi, H. I. Park, S. M. Jang and S. H Lee, “Design and Analysis of Surface-Mounted
PM Motor of Compressor for Electric Vehicles Applications according to Slot/Pole Combinations,”
The transactions of The Korean Institute of Electrical Engineers, vol. 60, no. 10,
pp. 1846-1857, 2011. DOI:10.5370/KIEE.2011.60.10.1846
저자소개
He received B.S. degree in department of electrical engineering form Chosun University,
Gwang-ju, Korea in 2023, respectively. Since 2023, he is doing a M.S course in department
of electrical engineering form Chosun University, Gwang-ju, Korea. His research interests
are design and analysis PM machineries.
He received the B.S., M.S., and Ph.D. degrees in department of electrical engineering
from Chosun University, Gwang-ju, Korea in 2013, 2015, and 2020, respectively. He
is currently an Assistant Professor with the Department of Engineering for Smart Mobility
Convergence Systems, Chosun University, Gwangju, Korea. His research interests are
numerical analysis and design of linear machineries and PM machineries.
He received B.S. degree in department of electrical engineering from Chosun University,
Gwang-ju, Korea in 1996 and the M.S., Ph.D. degrees in electrical engineering from
Musashi Institute of Technology, Tokyo, Japan, in 2003 and 2006, respectively. From
2006 to 2007, he was a Researcher of electrical and electronic engineering with the
Musashi Institute of Technology, Tokyo, Japan. He is currently an Professor with the
Department of Electrical Engineering, Chosun University, Gwangju, Korea. His current
research interests include the design and analysis of electric machines.