1. 서 론

현대 전장 환경은 단순한 병력 중심 작전 형태에서 벗어나, 센서･지휘통제･무기체계가 유기적으로 연계되는 네트워크 중심의 동시･통합 전투 양상으로 변화하고 있다. 이러한 전술 변화는 전투 차량 및 플랫폼 개발에도 영향을 미치며, 전자화(전자장비･통신체계의 통합), 경량화(운반성 및 기동성 향상), 화력 및 생존성 강화를 핵심 개발 목표로 제시한다(Kim, 2024).

이러한 조건 속에서 발사 플랫폼은 높은 정밀도와 신뢰성을 유지하면서도 경량화･저전력화가 요구되는 장비로 재정의되고 있다. 특히 자동화 수준 향상과 전동 구동 기술 도입에 따라 전동 모터 기반 스마트 구동 체계를 중심으로 연구가 진행 중이다(Kim and Kim, 2023).

군용 장비 중 발사대(Launcher)는 화포, 유도탄, 다련장 로켓 등 다양한 무기 체계에서 핵심 발사 기능을 담당하는 장치이다. 발사대의 목표 조준 정확성과 발사 동작 안정성은 무기 체계의 성능을 결정한다. 발사대 성능은 구동계가 목표 각도에 얼마나 빠르고 정확하게 도달하고 유지하는지에 좌우되며, 이는 구동 메커니즘의 동력 전달 효율과 운동 응답 특성에 직접적으로 연계된다(Hwang et al., 2009).

발사대의 고각 구동부는 다양한 구성 요소가 연결된 형태의 감속기 기반 동력 전달 구조를 갖는다. 이러한 시스템은 다양한 인자의 영향을 동시에 받으며, 전체 요구 토크와 응답 특성을 변화시키는 복잡성을 가진다. 따라서 다양한 구성 요소 간 상호작용을 통합적으로 고려할 수 있는 분석 접근법이 필요하다.

다양한 부품이 결합된 기계식 구동계의 거동을 분석하기 위해서는 구성 요소 간의 운동학적･동역학적 관계를 고려할 수 있는 시뮬레이션 기반 접근이 유용하다. Kim과 Yoo(2013)는 다물체 동역학(Multi-Body Dynamics, MBD) 해석이 복잡한 기계 시스템의 거동을 재현하는데 효과적이며, 설계 단계에서 구동계의 동력 전달 특성과 운동 응답을 효율적으로 평가할 수 있는 방법임을 제시했다.

또한 다양한 기계 시스템에 대해 다물체 동역학을 활용한 연구가 활발히 수행되고 있다. Song 등(2015)은 로봇 조작기(Manipulator) 시스템에 MBD 기반 모델링을 적용하여 감속기 기반 구동계에서 MBD 접근법의 실용적 적용 가능성을 입증하였다. Kim과 Kim(2014)은 대형 갠트리 크레인 시스템에 대해 주요 구조물은 유연체로, 부속 구성품은 강체로 모델링한 유연 다물체 동역학 해석을 수행하였으며, 구조 강성과 변형이 시스템의 동적 응답에 큰 영향을 미침을 제시하였다. 이는 다수의 구성 요소가 결합된 대형 기계 시스템에서 MBD가 전체 거동을 통합적으로 분석하는 데 효과적임을 보여준다. Park 등(2020)은 4축 이적재 로봇의 동력 전달 구조를 MBD로 구성하고 구동 토크를 예측하여 모터의 사양을 결정하는 과정을 제안함으로써, 실제 기계 시스템의 설계 단계에서 MBD 해석의 활용 가능성을 보여주었다.

본 연구에서는 군용 발사대의 고각 구동 시스템을 대상으로 시제품 실험 결과를 반영한 MBD 모델을 구축하여 실제 시스템의 요구 토크 거동을 재현하는 것을 목표로 하였다. 또한 구축된 모델을 활용하여 시스템의 주요 인자들이 모터의 요구 토크에 미치는 영향 파악을 위해 민감도 분석을 수행하였다.

2. 군용 발사대 및 고각 구동 개요

2.1 발사대 구성

연구 대상은 국내에서 제작된 발사대의 고각 구동부이다. 발사대는 하부 구조체(Lower body), 방위각 구동부(Azimuth drive unit), 상부 구조체(Upper body), 고각 구동부(Elevation drive unit), 파드 조립체(POD assembly)로 구성된다(Fig. 1). 발사대의 주요 제원은 Table 1에 제시하였다.

Fig. 1.

Configuration of the launcher system investigated in study

고각 구동부는 서보 모터(Servo motor), 유성 감속기(Planetary reducer), 장구형 웜 감속기(Globoid worm reducer) 순서로 연결되어 구성된다(Fig. 2). 각 부품의 주요 사양은 Table 2에 정리하였으며, 장구형 웜 감속기는 주문 제작품으로 감속비를 제외한 세부 사양은 제공되지 않았다.

Fig. 2.

Detailed configuration of the elevation drive unit

2.2 고각 구동 정의

발사대의 고각은 파드 조립체와 지면 사이의 각도(θPOD)로 정의하였다. 초기 상태 5°에서 목표 상태 40°까지의 구동을 고각 구동으로 정의하였다(Fig. 3).

Fig. 3.

Definition of elevation drive

2.3 고각 구동 메커니즘

고각 구동부는 모터에서 생성된 회전 동력이 유성 감속기와 장구형 웜 감속기를 거쳐 파드 조립체로 전달되는 동력 전달 메커니즘을 갖는다. 이 과정에서 두 감속기 내부에서는 동력 손실이 발생한다. 고각 구동 시스템의 동력 전달 과정을 구성 요소 단위로 Fig. 4에 나타내었다.

Fig. 4.

Power flow and loss distribution of the elevation drive unit

2.4 모터의 요구 동력･토크 관계식

실제 시스템의 특성을 정밀하게 반영한 MBD 모델을 구축하기 위해 고각 구동 메커니즘을 기반으로 모터의 요구 동력과 토크를 표현하기 위한 관계식을 도출하였다. 해당 관계식은 MBD 모델 내 부품 간의 제약 조건 및 파라미터 정의를 위한 근거로 활용되며, 이를 위해 일반적인 동력 전달식과 시뮬레이션 효율성을 위한 단순화 가정을 도입하였다.

2.4.1 동력 전달의 관계식

일반적으로 동력 전달 과정에서 입력 동력 Pinput과 출력 동력 Poutput의 관계는 효율 𝜂를 통해 정의된다. 효율은 입력 동력 대비 출력 동력의 비율로 정의되며, 입력 동력은 출력 동력과 손실 동력 Ploss의 합으로도 표현할 수 있다. 이를 식 (1)에 나타내었다.

2.4.2 고각 구동 시스템의 단순화 가정

발사대 고각 구동 시스템 모터 요구 동력 및 토크 분석의 단순화를 위해 다음 식 (2), (3), (4)와 같은 가정을 적용하였다.

1) 모든 구성 요소는 강체(Rigid body)로 가정하여 탄성 변형에 의한 동력 손실 Pdeform은 고려하지 않는다.

2) 유성 감속기는 제품 사양의 정격 효율 ηp를 사용하여 입력 동력 Pp.in과 출력 동력 Pp.out의 관계를 표현한다.

3) 장구형 웜 감속기는 주문 제작품으로 세부 효율 정보를 확보하기 어려우므로, 내부 손실을 개별 성분별로 분리하지 않고 단순화하여 고려하였다. 실제 손실은 감속기 내부 마찰, 파드 조립체의 회전 각도에 따른 중력 부하, 기타 기계적 손실 성분 등으로 구성될 수 있으며, 이러한 성분들은 회전 속도, 하중 조건, 윤활 상태 등에 따라 비선형적으로 변화할 수 있다 (Michaelis et al., 2011). 본 연구에서는 이러한 성분들을 등가 손실 동력 Pg.loss으로 통합하여 정의하였으며, 회전 관성에 의한 동력 Pg.inertia와 구분하여 입력 동력 Pg.in과 출력 동력 Pg.out의 관계를 다음과 같이 표현하였다.

2.4.3 모터 요구 동력의 관계식

모터에서 출력된 동력은 유성 감속기와 장구형 웜 감속기를 거쳐 최종적으로 파드 조립체를 회전시키는데 사용된다. 앞서 정의한 가정을 적용하면, 모터의 요구 동력 Pmotor는 파드 조립체의 회전 관성 동력 PPOD, 장구형 웜 감속기의 내부 등가 손실 동력 Pg.loss, 축의 회전 관성 동력 Pg.inertia, 그리고 유성 감속기의 효율 ηp에 대한 함수로 식 (5)와 같이 표현된다.

2.4.4 모터 요구 토크의 관계식

회전 운동에서 동력 P는 토크 T와 각속도 θ˙의 곱으로 표현된다.

감속기의 입력 토크 Tinput과 입력 각속도 θ˙input, 출력 토크 Toutput과 출력 각속도 θ˙output은 감속비 i와 효율 𝜂에 따라 다음과 같은 관계를 가진다.

고각 구동부의 모터와 파드 조립체 사이의 전체 감속비는 유성 감속기의 감속비 iP와 장구형 웜 감속기의 감속비 iG의 곱으로 정의된다. 식 (6), (7), (8)을 적용하여 식 (5)의 동력 관계를 토크 관계로 변환하면 모터의 요구 토크 Tmotor는 다음과 같이 정리된다.

식 (9)는 모터의 요구 토크 Tmotor가 부하의 회전 관성 토크 TPOD, 장구형 웜 감속기의 등가 손실 토크 Tg.loss와 축의 회전 관성 토크 Tg.inertia, 그리고 두 감속기의 감속비와 유성 감속기의 효율에 의해 결정됨을 나타낸다.

2.5 등가 손실 토크 선정을 위한 실험의 필요

식 (9)에서 미지항은 장구형 웜 감속기의 등가 손실 토크 Tg.loss이다. 앞서 정의한 등가 손실 토크는 장구형 웜 감속기와 부하 시스템에서 발생하는 손실 성분을 통합한 값으로, 이론적으로 정밀 산정하기 어렵다. 따라서 본 연구에서는 해당 값을 결정하기 위해 시제품 실험에서 측정한 모터 토크 데이터를 활용하였다. 측정된 토크 데이터는 특정 시제품의 하중, 윤활 및 구동 조건에서 도출된 보정값이며 다른 조건에 동일한 절대값으로 직접 적용하기에는 한계가 있다.

3. 시제품 실험

식 (9)의 미지항 Tg.loss를 추정하고, MBD 모델의 보정에 활용하기 위한 기초 데이터를 확보하고자 시제품 실험을 수행하였다. 모터의 토크, 발사관의 회전 각도를 측정 대상으로 설정하였다.

3.1 실험 측정 장치

회전식 토크 변환기(Torque converter)는 모터와 유성 감속기 사이에 설치되어, 모터의 출력 토크를 측정한다. 엔코더(Encoder)는 장구형 웜 감속기의 출력축에 연결되어 발사관의 회전 각도를 측정한다(Fig. 5). 각 센서의 신호는 데이터 수집 장치(DAQ)를 통해 PC에 저장되며, 실시간 제어에 활용된다.

Fig. 5.

Sensor locations for measuring torque and angular position

3.2 실험 시나리오 및 제어 방식

실험 시나리오는 2.2장에서 정의된 고각 구동을 2초 이내에 구현하는 것으로 설정하였으며, 결과의 신뢰성 및 재현성 검증을 위해 동일 조건에서 5회 반복 수행하였다. 발사대는 2.3장에서 기술한 메커니즘에 따라 작동하며, 피드백 제어를 통해 지정한 각도에 도달하도록 감속 및 정지가 자연스럽게 이루어지도록 구성되었다. 5회 반복 실험의 결과 간 편차가 미미하여 임의의 결과를 대표 사례로 선정하였다.

3.3 계측 결과 분석

엔코더는 디지털 펄스 기반으로 신호 지연이 거의 없다. 반면 토크 변환기는 계측한 아날로그 신호의 증폭 및 저대역 통과 필터(Low pass filter)를 거치며 신호 응답이 상대적으로 느리게 나타나는 특성을 가진다(Thompson, 2019). 이에 따라 계측된 토크 신호는 실제 토크 변화보다 늦게 반응하는 경향을 보였다(Fig. 6).

Fig. 6.

Measured dynamic responses of the launcher system over time

토크 신호 지연으로 인해 가속 구간에서는 실제 토크 변화와 계측 토크 간의 시간 차이가 발생하였다. 그러나 등속 구간에서는 각가속도가 0에 수렴하여 회전 관성 성분의 영향이 최소화되며, 토크 신호 또한 비교적 안정적으로 유지되는 것을 확인하였다. 따라서 등속 구간 평균 토크를 장구형 웜 감속기의 등가 손실 토크 산정을 위한 실험 데이터로 활용하였다.

4. 다물체 동역학 모델링

MBD 모델은 실제 구동 시스템의 동력 전달 특성과 모터 요구 토크를 시뮬레이션으로 재현하고, 이를 기반으로 주요 설계 변수의 영향을 평가할 수 있도록 구성되었다. 모델 구성에서는 계산 효율과 해석 정확도의 균형을 고려하여 불필요한 복잡도는 제거하고 필수 거동만을 반영하였다.

4.1 형상 정보

고각 구동부의 유성 감속기와 장구형 웜 감속기는 덮개(Case), 입력축(Input shaft), 출력축(Output shaft)으로 구성된다. 실제 감속기는 축 간 접촉을 통해 동력이 전달되지만 시뮬레이션 효율성을 위해 치형과 접촉 등을 무시하기 위한 형상 이상화를 수행했다(Fig. 7). 접촉을 무시하였기에 유연체 모델 적용의 영향은 제한적이라 판단하여 모든 구성 요소를 강체로 모델링하였다. 모터는 모델링에 포함시키지 않았으며, 모터와 직접 연결되는 유성 감속기 입력축을 시스템의 입력부로 정의하였다.

Fig. 7.

Simplified CAD models for MBD analysis

4.2 부품별 질량 정보

모델의 각 부품은 시제품으로 측정한 실제 질량값으로 설정하였다(Table 3).

4.3 제약 조건

MBD 모델링에서 제약 조건(Constraint)은 두 부품 간 상대운동을 제한하거나 허용하는 자유도(X, Y, Z 방향의 병진･회전 운동)를 정의한다. 기준 부품(Reference body)과 운동 부품(Mobile body)으로 구성되며, 기준 부품이 없는 경우 Global 좌표계를 기준으로 설정할 수 있다. 조인트의 자유도는 기준 부품에 설정되는 독립적인 Local 좌표를 기준으로 지정된다.

발사대에서 하부 구조체는 Global 좌표를 기준으로 모든 자유도를 제한하는 고정 조인트(Fixed joint, FJ)로 설정하였다. 유성 감속기와 장구형 웜 감속기는 덮개를 기준으로 입력축과 출력축을 운동 부품으로 정의하고, Local Z축 중심으로 회전하는 회전 조인트(Revolute joint, RJ)를 적용하였다. 각 부품별 관계도를 Fig. 8에, 조인트 구성은 Table 4에 나타냈다.

Fig. 8.

Constraints of the launcher system

감속기의 감속비는 두 RJ 사이에 Coupler 조건을 적용하여 구현하였다. 회전 운동을 전달하는 RJ를 구동 조인트(Driver joint)로, 감속비에 따라 종속적으로 회전하는 RJ를 피동 조인트(Driven joint)로 설정하였다. 각 조인트는 구동축과 피동축에 대응하며, 두 축의 관계는 Table 5에 제시하였다.

4.4 운동 조건

실험에서 관측된 파드 조립체 운동 특성 재현을 위해 유성 감속기 입력축에 운동 조건을 적용하였다. 각속도 제어가 실험의 구동 프로파일을 가장 안정적으로 모사할 수 있어 활용하였으며, 사용된 각속도 θ˙p.input shaft는 식 (10)에 제시하였다.

4.5 효율 및 실험 결과 활용 보정

유성 감속기의 효율 ηP과 장구형 웜 감속기의 등가 손실 토크를 반영하기 위해 사용자 정의 함수(User subroutine)를 사용하였다. 사용자 정의 함수는 해석 과정에서 계산된 토크나 힘을 실시간으로 읽어 원하는 방식으로 가공하여 모델에 적용하는 기능이다.

4.5.1 유성 감속기 효율 함수

유성 감속기의 효율을 고려하지 않은 이상적인 모터 요구 토크 Tmotor.ideal은 식 (9)에서 유성 감속기의 효율인 ηp를 제외한 식 (11), (12)과 같이 나타낼 수 있다.

효율을 고려했을 때의 모터 요구 토크 Tmotor와 이상적인 모터 요구 토크 Tmotor.ideal의 비는 유성 감속기의 효율과 같으며, Tmotor는 Tmotor.ideal에 효율에 따른 손실 토크 Tp.loss를 이용해 나타낼 수 있다. Tp.loss는 식 (13)과 같다.

해석이 시작되면 ANSYS Solver는 매시간 스텝마다 Tmotor.ideal을 산출하며, 사용자 정의 함수는 이를 실시간으로 참조하여 식 (13)에 따른 Tp.loss를 계산한다. 계산된 Tp.loss는 유성 감속기 입력축에 부하 토크로 추가되며, ANSYS Motion Postprocessor를 통해 효율이 고려된 모터 요구 토크 Tmotor를 확인할 수 있다.

4.5.2 장구형 웜 감속기 등가 손실 토크 함수

장구형 웜 감속기의 등가 손실 토크 Tg.loss는 입력축과 감속기 덮개의 상대 회전 속도(rpm)에 따라 구분하여 적용하였다. 초기 구동 구간에서는 정지 상태에서 발생하는 정지마찰을 포함한 추가 저항을 반영하고 실험에서 관측된 최대 모터 요구 토크를 재현하기 위해 초기 구동 손실 토크 Tinitial을 설정하였다. 정상 상태 구간에서는 실험에서 측정된 등속 구간 평균 모터 토크를 기반으로 등속 정상 상태 등가 손실 토크 Tsteady를 산정하였다(식 (14)).

정상 상태 등가 손실 토크 Tsteady는 실험에서 측정된 등속 구간 평균 모터 토크 2.71N･m에 전체 감속비 500과 유성 감속기 효율 95%를 고려하여 1287.25N･m로 산정하였다. 초기 구동 손실 토크 Tinitial은 식 (15)와 같이 설정하였다.

산정된 등가 손실 토크는 장구형 웜 감속기의 출력축에 부하 토크로 적용되어, 감속기 내부 손실이 모터 요구 토크에 반영되도록 구성하였다. 다만 본 연구에서는 장구형 웜 감속기의 손실을 구간별 상수 등가 손실 토크로 단순화하여 적용하였기 때문에 속도, 하중 및 윤활 조건에 따라 연속적으로 변화하는 비선형 손실 특성을 정밀하게 반영하지 못하는 한계가 있다.

4.6 MBD 모델 검증

시뮬레이션 결과를 실험 결과와 비교하여 검증하였다(Fig. 9).

Fig. 9.

Validation of the MBD model through comparison with experimental data

파드 조립체의 거동은 실험 결과와 높은 수준으로 일치하였다. 가속 및 등속 구간의 모터 요구 토크는 보정을 통해 실험과 유사한 경향을 보였다. 감속 구간에서는 두 결과 간 토크 차이가 나타났다. 이는 실험에서는 시스템 마찰과 제어 로직에 의해 감속 및 정지가 이루어지는 반면 시뮬레이션에서는 사전에 정의된 각속도 입력 함수에 따라 감속이 구현되기 때문으로 판단된다. 다만 본 연구의 주요 관심 지표인 최대 모터 요구 토크는 주로 가속 구간에서 발생하였으며, 해당 구간에서는 실험과 해석 결과가 유사한 경향을 보였기 때문에 감속 구간의 차이가 연구의 주요 결론에 미치는 영향은 제한적이라고 판단하였다.

5. 민감도 분석

구축한 MBD 모델을 이용하여 발사대 고각 구동 시스템의 주요 설계 변수에 대한 민감도 분석(Sensitivity analysis)을 진행하였다. 민감도 분석의 목적은 설계 변수들이 모터의 최대 요구 토크에 미치는 영향력을 평가하는 것이다.

5.1 목적 함수 및 설계 변수 지정

모터가 순간적으로 출력할 수 있는 토크는 부하의 최대 토크 이상이어야 한다(Voss, 2007). 따라서 주요 설계 지표를 모터의 RMS 토크 대신 요구 토크 최대값이라 판단하여 이를 목적 함수로 설정하였다. 구축한 MBD 모델에서의 전체 변수는 모터의 각속도 θ˙motor와 유성 감속기의 감속비 ig, 장구형 웜 감속기의 감속비 ip, 장구형 웜 감속기의 등가 손실 토크 Tg.loss, 부하인 파드 조립체의 회전 관성 모멘트 IPOD로 5개이다. 모터의 각속도는 Table 1에 정의된 시스템 사양에 따라 방열 속도를 결정짓는 주요 인자다. 유성 감속기의 감속비는 현재 사용 중인 제품이 동일 규격 중 감속비가 가장 큰 제품으로, 이를 감소시킬 경우 모터의 요구 토크가 증가하게 된다. 따라서 θ˙motor와 iP는 고정 변수로 지정하였다. 이를 제외한 변수를 설계 변수로 지정하였다(Table 6).

5.2 민감도 분석 방법론

민감도 분석에는 2-수준 완전 요인 설계법(2-Level full factorial design)을 적용하였다. 이 방법론은 각 설계 변수를 2개의 수준(Low, High)으로 설정하고, 가능한 모든 조합에 대한 시뮬레이션을 수행함으로 변수 간 독립성을 보장한다. 시뮬레이션 결과를 기반으로 목적함수의 변화를 분석하여 설계 변수의 주효과(Main effect)와 변수 간 상호 작용 효과(Interaction effect)를 도출하였다(Mays and Myers, 1997).

설계 변수의 상대적 민감도 파악을 목적으로, 각 변수의 수준은 기준 시뮬레이션 값을 Low 수준으로 설정하고, 해당 값의 10% 증가 값을 High 수준으로 설정하였다(Table 7). 이는 각 변수의 허용오차 정보가 제한되어 기준 설계점 주변의 국소적 변화를 평가하기 위함이다(Hamby, 1994).

총 8개의 시뮬레이션 조합을 수행하여 모터 요구 토크의 최대값을 산출하였다(Table 8).

주효과 및 상호작용 효과 m은 식 (16)에 따라 계산하였다.

y¯+1와 y¯-1는 각각 해당 설계 변수가 High와 Low 수준일 때 최대 요구 토크 평균값이다. 주효과는 개별 설계 변수가 Low에서 High로 변화할 때 목적 함수가 얼마나 변하는지를 의미한다. 상호작용 효과는 두 설계 변수가 동시에 변화할 때, 한 변수의 영향이 다른 변수의 수준에 따라 달라지는 정도를 나타낸다. 상호작용 효과가 0에 가까우면 두 변수는 서로 독립적으로 작용하며, 절대값이 클수록 두 변수의 조합에 의해 발생하는 영향이 크다는 것을 의미한다.

5.3 분석 결과 및 해석

각 변수의 민감도는 주효과와 상호작용 효과의 부호와 절대값의 비교를 통해 판단한다. 주효과의 절댓값이 클수록 해당 설계 변수가 목적 함수에 미치는 영향이 크며, 부호가 양수이면 설계 변수의 증가가 목적 함수 값을 증가시키고, 음수면 목적 함수의 값을 감소시킨다.

주효과와 상호작용 효과를 도출한 결과, 장구형 웜 감속기의 감속비인 ig, 장구형 웜 감속기의 등가 손실 토크인 Tg.loss, 부하의 회전 관성 모멘트인 IPOD 순서로 모터 요구 토크의 최대값에 높은 민감도를 보였다(Fig. 10).

Fig. 10.

Influence of main effects and interactions of the motor torque

장구형 웜 감속기의 감속비 ig의 주효과는 음수로, ig가 증가할수록 모터의 요구 토크가 감소함을 의미한다. 장구형 웜 감속기의 등가 손실 토크 Tg.loss과 파드 조립체의 관성 모멘트 IPOD의 주효과는 양수로 두 변수의 값이 증가할수록 모터의 요구 토크 또한 증가하는 경향을 보였다. 변수 간의 상호작용 효과는 모두 주효과에 비해 상대적으로 미미한 수준으로 나타났다.

추가적으로 설계 변수 변화 범위 설정의 영향을 검토하기 위해 +5% 및 +20% 조건에 대해서도 동일한 민감도 분석을 수행하였다. 설계 변수 변화 범위에 따라 주효과의 절대값은 변화하였으나, 주요 설계 변수의 상대적 민감도 순위는 모든 조건에서 동일하게 유지되었다. 따라서 본 연구에서 적용한 +10% 변화 범위는 기준 설계점 주변의 민감도 경향을 분석하는 데 적절하다고 판단하였다.

6. 결 론

본 연구에서는 군용 발사대의 고각 구동 시스템을 대상으로 시제품 실험 데이터를 활용하여 다물체 동역학(MBD) 모델을 구축하고, 주요 설계 변수가 모터 요구 토크에 미치는 영향을 분석하였다. 모델링 과정에서 유성 감속기의 효율은 제공된 정격 효율로 고정하여 적용하였으며, 장구형 웜 감속기의 내부 손실은 실험을 기반으로 산정한 등가 손실 토크를 부하 토크로 모델에 반영하였다.

민감도 분석 결과, 장구형 웜 감속기의 감속비, 등가 손실 토크, 파드 조립체의 회전 관성 모멘트 순으로 모터 요구 토크에 높은 영향을 미치는 것으로 나타났으며, 변수 간 상호작용 효과는 주효과에 비해 미미하였다.

이러한 결과는 유사한 대형 감속기 기반 구동 시스템의 초기 설계 단계에서 감속비 선정이 우선적으로 검토되어야 함을 보여준다. 또한 감속기 손실 특성에 대한 적절한 보정 과정이 모터 요구 토크 예측 정확도 향상에 중요함을 확인하였다. 본 연구에서 제시한 실험 기반 모델 보정 절차와 설계 변수 영향도 분석 방법은 발사대 구동부뿐만 아니라 산업용 리프팅 장치와 같은 유사한 고하중 위치 제어 시스템의 초기 설계 의사결정을 위한 참고 자료로 활용될 수 있다.