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JKSPE : Journal of the Korean Society for Precision Engineering

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고속 조종 거울 설계 및 성능 시험

Design and Performance Test of Fast Steering Mirror

Journal of the Korean Society for Precision Engineering 2025;42(11):927-936.
Published online: November 1, 2025

1 LIG넥스원 미래전장기계융합연구소

2 연세대학교 기계공학과

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#E-mail: leeshan@lignex1.com, TEL: +82-31-5178-4926
• Received: April 22, 2025   • Revised: September 3, 2025   • Accepted: September 15, 2025

Copyright © The Korean Society for Precision Engineering

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  • Currently, advanced countries such as the US and the UK are researching laser-based weapons and communication systems. The application of Fast Steering Mirror (FSM) is crucial in laser systems to control internal optical paths and compensate for disturbances, including atmospheric fluctuations and mechanical vibrations. Additionally, research is underway to enhance image clarity in surveillance and reconnaissance systems, such as Electro-Optical/Infrared (EO/IR) systems, by applying FSM technology. Consequently, the demand for FSMs is rising, necessitating the development of small, lightweight, and high-performance solutions. In this study, we designed a compact and lightweight FSM with a diameter of 25 mm, and its performance was validated through rigorous testing. Furthermore, we developed a piezoelectric actuator using single crystal piezoelectric material to ensure a wide operating bandwidth and rapid response speed for the FSM. Before manufacturing the designed FSM, we conducted modeling and simulation (M&S) to analyze its performance and confirm that it met the required specifications. Subsequently, a prototype of the FSM was produced, and its operating range, bandwidth, and accuracy were evaluated through performance tests.
유도 방출에 의한 빛의 증폭인 레이저는 1960년대에 개발된 이후 방산·민수 분야에서 다양하게 활용되어 왔으며, 최근에는 레이저를 활용한 무기 및 통신 체계에 관한 연구가 활발히 진행되고 있다[1,2]. 방산 분야에서 레이저는 주로 거리측정기, 표적 지시기 등 보조 무기로 활용되어 왔으나, 최근 기술이 발전함에 따라 세계 각국에서 레이저 무기체계를 연구 개발하고 있다. 특히 우리나라가 세계 최초로 레이저 대공 무기체계를 실전 배치하면서 이목을 끌었다[3,4]. 민수 분야에서도 NASA, SPACE X, MIT 등 많은 산학연에서 인공위성에 레이저 통신 체계를 적용하여 초고속 통신망을 구축하는 연구를 진행하고 있다[2,6-8]. 레이저 무기체계의 특징으로는 빛의 속도로 목표물에 도달한다는 것이다. 따라서 기존의 화약류 등을 사용하는 총, 포, 미사일과 같은 무기체계와 비교하여 매우 빠른 속도로 타격 가능하며 회피가 불가능하다. 또한 포물선으로 비행하는 탄환, 포탄 등과 달리 직진성을 가지고 있으므로 매우 정확하게 타격이 가능하고, 한 발당 가격이 출력에 따라 수천 원에서 수만 원 수준으로 매우 저렴하다는 장점이 있다[3]. 하지만 레이저 무기체계는 목표물을 무력화하기 위해 LOS (Line of Sight)를 유지해야 한다. 또한 대기에 의한 빛의 굴절, 산란 등으로 인해 야기되는 목표물에 도달하는 에너지 감소, 조준점 흔들림 등을 극복해야 한다[3-5].
레이저 통신체계는 영상, 사진과 같은 대용량 데이터의 실시간에 가까운 고속 전송, 레이저 특성에 의한 높은 보안성과 낮은 전력 소모량과 같은 다양한 장점들이 있다[6]. 하지만 빔 폭이 넓은 RF 통신 체계와 비교하여 빔 폭이 협소하고, 수백에서 수만 km 거리에서 통신을 위해 상대 단말을 지향해야 하므로 많은 어려움이 있다. 이렇듯 레이저 무기체계에서는 목표물의 정확한 지향 및 타격, 통신 체계에서는 상대 단말로의 정확한 지향 및 추적이라는 각각의 목적을 달성하기 위하여 urad 수준의 높은 지향 및 추적 성능이 요구된다. 뿐만 아니라 체계의 광학계에 작용하는 진동, 대기에 의한 영향 등 다양한 외란에 대한 보상이 필요하다[6,7]. 따라서 다양한 외란을 보상하고 높은 지향 및 추적 정확도 등의 요구조건을 만족하기 위해서 기존의 2축 이상의 김발, 위성의 모멘텀 또는 리액션 휠 등과 같은 자세 제어 시스템과 더불어 고속 조종 거울(FSM, Fast Steering Mirror)을 적용함으로써 요구조건을 만족할 수 있다. FSM은 체계 광학계의 광경로 상에 위치하며 외란 보상, 광경로 보정, 빔 입·출사각 제어 등의 기능을 수행하기 위해 다수가 적용될 수 있다[7,8].
레이저 무기 및 통신 체계의 광학계는 다음과 같이 유사하게 구성되어 있다. 먼저, 레이저 빔이 입·출사 되는 경통이 있으며, 경통의 지향 방향을 제어 가능한 2축 이상의 김발 또는 위성의 자세 제어 시스템이 있다. 이러한 김발 또는 위성의 자세 제어 시스템은 정확도는 낮지만 넓은 구동 범위를 갖는 거친(Coarse) 구동부이다[9]. 또한 광학계에 작용하는 각종 외란을 보상하거나 광경로의 보정 및 조정 등의 제어를 수행하는 광경로 제어 시스템과 레이저를 생성하는 레이저 발생부로 구성되어 있다. FSM은 기능에 따라 경통 내부와 광경로 제어부에 위치하여 입·출사되는 빔의 각도를 미세 조정하거나 광경로에 작용하는 고주파 외란 보상 등을 수행하는 구동 범위는 작지만 정확도가 높은 정밀(Fine) 구동부이다. 레이저 무기 및 통신체계에서 요구하는 높은 성능 요구 조건을 달성하는 것은 정밀 구동을 담당하는 FSM 성능의 영향이 크기 때문에 핵심 구성품으로 분류된다[7-12]. FSM은 Tip/Tilt 2축 구동을 통해 상단에 부착된 미러에 반사되는 빔의 방향을 정밀하게 제어하는 구동장치이다. 이때 FSM에 적용된 구동기에 따라 두 가지로 분류된다. 즉 로렌츠 힘 또는 릴럭턴스 힘을 이용하는 구동기를 사용할 경우 전자기형 FSM, 압전 소자에 전기장을 인가했을 때 기계적인 변형이 발생하는 2차 압전 효과 또는 역압전 효과를 이용하는 구동기인 PEA(Piezoelectric Actuator)를 사용할 경우 압전형 FSM으로 분류할 수 있다[10-12]. 각각의 특징을 살펴보면, 먼저 전자기형 FSM은 제어가 비교적 쉽고 구동 범위가 크다. 하지만 구동기 크기가 상대적으로 크고 추력이 낮아 대구경 미러 적용 등의 한계가 있고 구동기의 구조적 특징인 공극(Air Gap)으로 인해 시스템 강성이 낮다. 반면 압전형 FSM은 구동기의 응답 속도가 빠르고 추력이 크며 크기가 작아 시스템 소형화에 적합하다. 또한 시스템 내부가 기구적으로 모두 연결되어 있어 강성이 높지만 구동기 입력 전압이 높고 이력(Hysteresis) 특성에 대한 추가 보상 제어가 필요하다. 본 논문에서는 레이저 무기 및 통신체계에 적용 가능한 초소형 압전형 FSM과 이를 제어하기 위한 제어기를 설계 및 제작하고 시험을 통해 성능을 검증한 결과를 제시한다.
2.1 고속 조종 거울 설계
본 연구의 FSM은 압전 구동기를 적용하였다. 그 이유는 전자기형 FSM의 경우 구동기의 공극으로 인해 시스템 강성이 낮아 진동 환경에 취약하기 때문이다. 즉, FSM에 진동이 지속적으로 작용하거나 거친 구동부의 구동에 의해 FSM의 미러에 관성 또는 진동이 작용할 경우 FSM이 안정하지 않아 광경로에 영향을 미치게 된다. 이를 극복하기 위해 추력을 증가하려면 구동기의 크기가 매우 커지게 되고 이로 인해 소형경량화에 한계가 있다. 따라서 레이저 무기 및 통신체계 탑재를 고려하여 소형경량화가 가능한 압전 구동기를 선정하여 FSM에 적용하였다.
본 연구의 FSM의 연구 목표는 지름 25 mm 이하, 구동 범위(θm)±6 mrad 이상, 구동대역폭 500Hz 이상, 구동 정확도 5 urad rms 이하로 설정한 후 설계를 진행하였다. 먼저, 제한된 FSM의 지름과 내부 배치 방안 등을 고려하여 압전 구동기의 단면 크기를 선정하였다. 이후 FSM 내부의 구동기 배치 반경(r)과 구동 범위(θM) 요구조건을 이용하여 이를 만족하기 위해 필요한 압전 구동기의 구동 변위 (dact)를 식(1)을 통하여 산출하였다.
(1)
dact=rarctanθMmm
식(1)을 통해 산출한 압전 구동기의 요구 구동 변위에 안전 마진을 고려하였을 때 최종 요구 구동 변위는 135 um 이상이다. 압전 구동기의 재질을 PMN-PT로 적용하였을 때 요구 구동 변위를 만족하기 위한 압전 구동기의 최종 길이는 90 mm로 결정되었다.
설계한 압전 구동기의 크기가 단면적은 작고 길이는 긴 형태이다. 압전 구동기가 구동 시 길이 방향으로 부하가 작용할 때 굽힘에 의해서 압전 구동기가 파손되거나 FSM의 성능에 영향을 미칠 수 있다. 따라서 FSM 구조 설계 시 압전 구동기의 굽힘을 방지할 수 있는 형상 설계가 필요하며, 이를 위해 압전 구동기 단품 형상에 대한 해석을 실시하였다. 좌굴 하중은 압전 구동기의 최대 추력보다 커야 파손을 방지할 수 있다. 따라서 압전 구동기의 좌굴을 방지하기 위하여 하우징 설계 시 압전 구동기의 상부 측면을 지지할 수 있는 구조를 적용하였다. 이를 반영하여 해석한 결과, Fig. 1과 같이 좌굴 하중은 651.3 N으로 압전 구동기 최대 추력 200 N보다 크므로 안전함을 확인하였다.
Fig. 1

Buckling analysis results of PEA with/without support structure

KSPE_2025_v42n11_927_f001.jpg
이후 FSM의 기구부를 설계, 분석 및 수정을 반복하여 최종적으로 설계된 FSM의 구성은 Fig. 2와 같으며, 크게 상부판, 압전 구동기, 하우징, 하부판으로 구성되어 있다. 각각의 구성품에 대하여 상세히 살펴보면, 상부판은 미러가 부착되고 압전 구동기의 작동력을 전달받기 위한 강구가 있다. 하우징의 하부에는 압전 구동기의 위치를 구속하는 베이스 블럭이 있다. 또한 하우징에는 압전 구동기와 센터핀 조립체가 내부에 위치하고 하우징 상부에는 유연 힌지가 있다. 센터핀 조립체의 디스크 스프링과 하우징의 유연 힌지를 통해 압전 구동기에 적절한 예압을 인가한다. 그리고 센터핀은 FSM의 강성을 증가시켜 구동 범위 와 구동 대역폭 요구 성능을 만족할 수 있도록 한다. 또한 Fig. 3과 같이 하우징에는 압전 구동기의 측면을 지지할 수 있는 지지 구조를 반영하여 설계하였으며, 지지 구조에는 각각의 압전 구동기가 3개의 조정자를 통해 하부판을 기준으로 수직하게 기립할 수 있도록 X-Y 평면상의 위치를 조정 가능하다. 그리고 하우징의 지지 구조 아래로는 FSM의 내부 상태를 확인할 수 있도록 각각의 압전 구동기 위치에 점검창을 반영하였다. 마지막으로 하부판에는 각각의 압전 구동기 하부에 결합되어 움직임을 구속할 수 있는 베이스 블록이 있으며, 블록의 하부에 위치한 무두 볼트를 통해 각각의 압전 구동기에 대하여 개별적으로 높이 및 예압을 조절 가능하다. 설계한 FSM의 최종 형상에 대하여 제작 전 정적 및 동적 해석을 통해 요구사양 만족 여부를 확인하였다. 정적 및 동적 해석은 Ansys Mechanical을 이용하여 수행하였다. 최종 FSM 형상을 해석하기 앞서 Fig. 4의 좌측과 같이 해석 결과의 정확도를 높이고 소요 시간을 단축시키기 위하여 형상 단순화를 통해 해석을 위한 모델을 구축하였다. 단순화 시 해석 결과에 큰 영향을 미치지 않는 체결 홀 및 탭과 점검을 위한 점검창은 모두 제거하였으며 하우징 상단에 위치한 유연 힌지는 본래 형상을 유지하였다. 기존의 볼트 체결을 통해 결합되던 부분, Fig. 5와 같이 상부판과 강구의 접촉 부위, 압전 구동기와 하부판의 접촉 부위에 대한 경계 조건은 Bonded를 부여하였다. 또한 강구와 압전 구동기의 접촉 조건은 Frictionless를 부여하였으며, 디스크 스프링은 해석의 용이성을 위해 기존 디스크 스프링 위치에 Longitudinal Spring을 적용하였다. 최종적으로 해석을 위한 FSM 형상에 메쉬를 작성한 결과는 Fig. 4의 우측과 같다.
Fig. 2

FSM configuration and coordinate system

KSPE_2025_v42n11_927_f002.jpg
Fig. 3

Cross section of FSM housing

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Fig. 4

Geometry simplification and meshing results

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Fig. 5

Contact boundary condition of steel ball

KSPE_2025_v42n11_927_f005.jpg
먼저 강구와 압전 구동기는 Frictionless 접촉 조건을 부여했기 때문에 압전 구동기가 구동함에 따라 예압이 부족할 경우 강구와 압전 구동기의 접촉이 분리될 수 있다. 접촉 분리가 발생할 경우 실제 FSM에서는 소음이 발생할 수 있고 압전 구동기의 파손이 발생할 수 있으며, 구동 대역폭이 저하된다. 따라서 해석을 통해 강구와 압전 구동기 간 접촉 조건이 유지되기 위해 필요한 예압량에 대한 해석을 수행하였다. 센터핀에 –Z 방향의 힘을 서서히 증가시키며 ANSYS에서 제공하는 Contact Tool을 통해 압전 구동기와 강구 간 접촉면의 반발력을 확인함으로써 접촉이 유지되는 예압을 도출하였다. 본 연구의 FSM에 적용한 디스크 스프링의 강성에서는 압전 구동기에 50 N 이상의 예압이 가해질 경우 Fig. 6과 같이 강구와 압전 구동기 간접촉 조건이 유지되는 Slide 상태가 도출되는 것을 확인하였다. 이와 같이 도출한 예압은 디스크 스프링의 눌림양을 조절하여 FSM에 인가한다. 이러한 모든 경계 조건들을 적용한 뒤 먼저 설계한 압전형 FSM의 정적 해석을 통해 요구 구동 범위 만족 여부를 확인하였다. 다만 정적 해석을 통해 바로 Tip/Tilt 구동 각도를 도출할 수 없고, Fig. 7과 같이 내부의 압전 구동기가 구동할 때 상부판 최외곽 지점의 Z축 방향 변위를 도출하도록 수행된다. 이때 해석 시 압전 구동기의 최대 허용 전압은 300V로 설정하였고, 모든 압전 구동기에 기준 전압이 인가된 후 구동 명령에 따른 구동 전압의 증감을 통해 Tip/Tilt 구동을 수행한다. 이러한 구동 방식을 해석에도 적용하였으며, 정적 해석을 통해 도출한 FSM 양 끝 단의 수직 변위 dm,1 및 dm,2 값과 주어진 FSM의 지름 D를 식(2)에 대입하여 구동 각도를 산출하였다.
(2)
θM=arcsindm,1+dm,2D×1000mrad
Fig. 6

Contact status of steel ball and PEA using Contact tool

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Fig. 7

Static analysis scheme for tip/tilt angle of FSM

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그 결과, 압전 구동기의 구동 전압 300 V 인가 기준 FSM의 각 변위 θM은 ±8.60 mrad으로 산출되었으며 요구 구동 범위 ±6 mrad 이상을 만족하는 것을 확인하였다. 이후 FSM의 공진점을 파악하기 위하여 모달(Modal) 해석을 수행하였으며, 그 최종 결과는 Fig. 8의 우측과 같다. 처음 실시한 모달 해석에서는 Tip/Tilt 구동 관련하여 1차 모드 585 Hz, 2차 모드 1,023 Hz로 확인되었다. 1차 모드가 요구 구동 대역폭 500 Hz 근처인 585 Hz로 해석되었으며, FSM 내부에 위치한 압전 구동기에서 요구 구동 대역폭 500 Hz 이내인 330.3 Hz에서 국부(Local) 모드로 압전 구동기의 굽힘이 야기되는 모드가 발생하는 것을 확인하였다. 이는 해석을 위한 단순화로 인하여 조정자가 생략되며 도출된 결과로써, 이후 해석에서는 하우징의 지지 구조와 압전 구동기의 위치 조정을 위한 조정자를 통해 압전 구동기가 지지되고 있는 것을 반영하여 상기 압전 구동기의 모드가 구동 대역폭에 영향을 주지 않는 아주 높은 주파수 대역으로 이동한 것을 확인하였다. 또한, 1차 모드 발현 주파수를 증가시키기 위해 하우징의 슬롯 크기와 탑플레이트의 두께 등 기구부 파라미터 최적화를 수행하였다. 최종적으로 Fig. 8의 우측과 같이 1차 모드가 631 Hz, 2차 모드가 1,042 Hz로 소폭 증가한 것을 확인하였다. 모달 해석에 이어 구동 대역폭을 분석하기 위하여 조화(Harmonic) 해석을 수행하였으며, 그 결과는 Fig. 9와 같다. 조화 해석에서는 FSM의 요구 구동 대역폭이 500 Hz 이상 이므로 해석 모델에 대하여 1,000 Hz 주파수까지 해석을 수행하였다. 조화 해석에서는 모달 해석과는 달리 FSM 스테이지 상단에 거울이 부착된 형상을 기준으로 해석을 진행하여 공진주파수가 610 Hz에서 발생하는 것을 확인하였다. Fig. 9에서 나타나듯이 기준 전압에 구동을 위한 전압 75V를 추가로 인가할 경우 요구 구동 범위 이상인 8 mrad 구동 범위를 가지며, 구동 대역폭 860 Hz 를 만족하는 것을 확인하였다. 이러한 해석 결과들을 바탕으로 최종 FSM 설계를 확정한 후 Fig. 10과 같이 압전 구동기와 FSM 기구부를 제작 및 조립하였다.
Fig. 8

Modal analysis results before and after optimization

KSPE_2025_v42n11_927_f008.jpg
Fig. 9

Harmonic analysis results according to input voltage

KSPE_2025_v42n11_927_f009.jpg
Fig. 10

Prototype FSM and piezoelectric actuator

KSPE_2025_v42n11_927_f010.jpg
2.2 고속 조종 거울 제어기 HW 설계
본 연구의 압전형 FSM을 제어하기 위한 제어기 하드웨어를 Fig. 11과 같이 설계 및 제작하였다. 제어기 하드웨어의 크기는 162 × 114 × 59 mm이며 크게 제어 보드와 전원 변환 보드로 구성되어 있고, 인터페이스 보드를 통해 내/외부 연동이 이루어지도록 구성되어있다. 제어 보드의 주요 기능은 FSM 제어에 필요한 명령을 생성, 압전 구동기의 스트레인게이지 센서값의 획득 및 증폭, 내/외부 통신이고, 전원 변환 보드의 주요 기능은 압전 구동기의 구동에 필요한 전압 생성이다. Fig. 11과 같이 제어 보드는 FSM의 스트레인게이지 센서로부터 값을 획득하여 1,000배 증폭한 후 ADC를 통해 디지털 신호로 변환하여 MCU로 입력된다. MCU에서는 이 값을 받아 현재 FSM의 각도를 산출하여 외부로부터 입력된 FSM 각도 명령을 추종하기 위해 필요한 압전 구동기의 구동 전압값을 생성하여 전원 변환 보드로 전송한다. 이때 MCU에서 계산된 전압값은 DAC를 통해 아날로그 신호로 변환되고 인터페이스 보드를 통해 전원 변환 보드로 입력된다. 전원 변환 보드는 입력된 전압 명령값을 추종하기 위한 전원 변환을 수행하여 출력한다.
Fig. 11

Schematic diagram of FSM control unit

KSPE_2025_v42n11_927_f011.jpg
2.3 고속 조종 거울 제어기 SW 설계
본 연구의 FSM을 제어하기 위한 제어기 SW의 블록 다이어그램은 Fig. 12와 같으며, 제어기 설계 후 프로그래밍 언어로 변환 후 MCU에 탑재되어 동작한다. 압전 구동기의 특성 중 하나는 이력(Hysteresis) 특성이 존재하는 것이고, 시스템의 요구 성능을 만족하기 위해서는 반드시 제어를 통해 보상을 해주어야 한다. 따라서 Fig. 12과 같이 본 연구의 압전형 FSM을 제어하기 위하여 PI 제어기와 함께 이력 보상기가 앞먹임 제어기 형태로 적용되어 있다. 먼저 PI 제어기는 구동 각도 명령과 스트레인게이지 센서를 통해 획득한 현재 구동 각도를 이용하여 구동 각도 오차를 산출하고, 이를 최소화하기 위한 제어를 수행한다. 이력 특성 보상기는 압전 구동기의 이력 특성의 중심을 지나는 역곡선을 추정하고, 이를 추종하기 위한 압전 구동기의 전압값을 앞먹임으로 입력하여 보상하는 방식으로 작동한다. 따라서 Fig. 13과 같이 각각의 압전 구동기에 대하여 이력 특성을 모두 측정한 후 중심을 지나는 역곡선을 추정할 수 있도록 이력 특성 보상기를 구성하였다. 따라서 FSM에 각도 명령이 입력되면 Fig. 14와 같이 변위 기구학을 통해 각도 명령을 추종하기 위한 압전 구동기 각각의 변위 증감량을 산출하여 이력 특성 보상기로 입력한다. 앞서 우리는 압전 구동기가 Fig. 13의 붉은색 역곡선을 따라 구동한다고 가정하였으므로, 이력 특성 보상기는 역곡선을 이용하여 입력된 변위 증감량에 따른 전압을 산출하고, 이에 이득값을 곱하여 최종 출력한다. 이를 통해 구동 명령을 추종하기 위한 압전 구동기의 반응 속도와 추종 성능을 향상시킬 수 있다.
Fig. 12

Block diagram of FSM control algorithm

KSPE_2025_v42n11_927_f012.jpg
Fig. 13

Reverse curve estimation of PEA hysteresis characteristic

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Fig. 14

Displacement kinematics schematic of FSM

KSPE_2025_v42n11_927_f014.jpg
Fig. 12와 같이 본 연구의 제어기에는 두 개의 기구학 산출기가 포함되어 있다. 첫 번째는 스트레인게이지 센서를 통해 획득한 압전 구동기의 변위값을 FSM의 Tip/Tilt 각도로 산출하는 각도 산출기이다. 각도 산출기는 식(3)식(4)를 통해 현재 FSM의 Tip/Tilt 각도를 산출한다.
(3)
θTip=arctandact,3-dact,12r
(4)
θTilt =arctancosθTipdact,4-dact,22r
식(4)에서 Tilt 축 각도 산출 시에만 Tip 축 각도에 의한 영향이 반영된 이유는 실제 FSM은 Tip 축을 먼저 구동한 뒤 Tilt 축 구동하는 방식으로 작동하는 것과 FSM이 수직 방향의 길이만 변화하는 압전 구동기에 의해 가상의 회전 중심을 통해 Tip/Tilt 구동하기 때문이다. 하지만 실제로는 cos(θTip) ≈ 1이므로 무시 가능하다. 두 번째는 FSM의 Tip/Tilt 각도 명령값을 추종하기 위해 필요한 압전 구동기 각각의 변위량을 산출하는 변위 산출기이다. Fig. 14와 같이 Tip/Tilt 구동 후 국부 좌표계 O′에서 상부판과 각각의 압전 구동기가 접촉하고 있는 위치를 x,y로 나타낼 수 있으며, 하부판의 전역 좌표계 O에서 국부 좌표계 O′까지의 높이를 h로 나타낼 수 있다. 따라서 아래의 식(5)와 같이 좌표계 O에서 표현한 각 접촉점 Anon=1,2,3,4과 좌표계 O′에서의 접촉점을 전역 좌표계로 변환한 ROO,PnOn=1,2,3,4의 관계식을 통해 각각의 압전 구동기의 높이를 유도할 수 있다.
(5)
AnO=ROO,PnO=Tz-hRy-θTipRx-θTiltxnyn01
식(5)를 각각의 압전 구동기 n = 1,2,3,4에 대하여 Tip/Tilt 구동 후의 길이로 정리하면 식(6)과 같다.
(6)
l1l2l3l4=h-rtθTiph+rsθTiptθTiptθTilt+rcθTiptθTilth+rtθTiph-rsθTiptθTiptθTilt+rcθTiptθTilt
식(6)에서 r은 좌표계 O′의 원점으로부터 FSM이 구동하기 전 상부판과 압전 구동기가 접촉되어 있는 점까지의 거리를 의미한다. 식(6)을 통해 산출한 압전 구동기의 길이는 이력 보상기로 입력되어 각각의 압전 구동기의 이력 특성을 보상하기 위한 전압 입력값으로 변환된다. 최종적으로 PI 제어기를 통해 각도 명령을 추종하기 위한 전압 출력값과 이력 특성 보상을 위한 전압 출력값이 합산되어 압전 구동기를 제어하기 위한 전압이 최종 출력된다. 최종적으로 MATLAB을 활용하여 M&S를 수행한 결과, 본 연구의 압전형 FSM은 PI 제어기와 같은 선형 제어기만 사용할 때보다 이력 보상기를 함께 적용할 경우 각도 명령 추종 오차를 70% 가량 대폭 감소시킬 수 있음을 확인하였다.
3.1 압전 구동기 성능 시험
본 연구의 FSM에 적용한 압전 구동기의 요구 사항은 구동 변위 135 um 이상이 있고, 설계에 의해 결정되는 사양으로 작동력 200 N 이상이 있다. 따라서 제작한 압전 구동기가 각각의 성능에 대해 아래의 절차를 따라 시험을 수행하여 만족 여부를 확인하였다. 먼저, 작동력(Blocking Force)은 작동력 측정 치구에 압전 구동기를 위치한 후 전압을 인가하여 변위를 발생시킨다. 이후 압전 구동기 상단에 하중을 100 N까지 서서히 인가하며 변위를 측정하고, 측정 결과를 바탕으로 수식을 도출하여 변위가 0 um 될 때의 하중을 산출한다. 그 결과 Fig. 15와 같이 200 VDC 전압 인가 시 188 N, 250 VDC 인가 시 232 N, 300 VDC 전압 인가 시 271 N이 측정되었으며, 본 연구에서는 압전 구동기의 실제 최대 입력 전압을 250 VDC 사용하므로 요구 사항 200 N 이상을 만족하는 것을 확인하였다. 구동 변위는 레이저 거리 센서를 활용한 구동 변위 측정 치구에 압전 구동기를 위치한 후 250 VDC 0.1 Hz 정현파 구동 전압을 인가하여 10주기 동안의 변위를 측정하였다. 그 결과 Fig. 16과 같이 모든 압전 구동기가 요구 구동 변위 135 um 이상을 만족하는 것을 확인하였다. 또한 변위 측정 결과를 통해 압전 구동기의 히스테리시스는 7-9% FSO 수준임을 확인하였다.
Fig. 15

Blocking force test results of PEA according to input voltage

KSPE_2025_v42n11_927_f015.jpg
Fig. 16

Displacement test results of each PEA

KSPE_2025_v42n11_927_f016.jpg
3.2 고속 조종 거울 성능 시험
본 연구의 고속 조종 거울은 지름 25 mm 이하, 구동 범위 ±6 mrad 이상, 구동대역폭 500 Hz 이상, 구동 정확도 5 urad rms 이하와 같이 네 가지 요구사항이 있다.
FSM의 지름은 버니어 캘리퍼스로 측정한 결과 24.98 mm로 요구 사항을 만족하는 것을 확인하였다. FSM의 구동 범위는 Fig. 17과 같이 Tip/Tilt 각각의 축에 ±8 mrad 크기를 갖는 낮은 주파수의 정현파 구동 명령을 인가하였다. 그 결과, 요구 구동 범위 ±6 mrad 이상을 만족하는 것을 확인하였으며, 낮은 주파수의 정현파 구동 명령이므로 ±8 mrad의 구동 범위를 잘 추종하는 것을 확인하였다. 이후 FSM의 구동 대역폭을 확인하기 위하여 Fig. 18과 같이 주파수 응답 시험을 수행하였다. 주파수 응답 시험은 FSM에 특정 크기를 갖는 정현파를 1부터 1,000 Hz까지의 주파수 스윕(Sweep) 명령을 인가하여 수행한다. Tip 축에 대한 주파수 응답 시험 결과는 Fig. 18과 같으며, 크기가 -3 dB에 해당하는 차단 주파수로 정의하는 구동 대역폭은 약 877 Hz로 측정되었다. Tilt축에 대해서도 동일한 절차로 주파수 응답 시험을 수행하여 구동 대역폭이 876 Hz로 측정되어 양 축 모두 요구 사항을 만족하는 것을 확인하였다. 마지막으로 구동 정확도는 Tip/Tilt 각 축별로 특정 크기와 주파수를 갖는 정현파 명령에 대한 출력값의 오차를 통해 확인하였다. Fig. 19와 같이 구동 정확도 시험결과는 Tip 축의 경우 4.79 urad-rms, Tilt 축의 경우 4.78 urad-rms로 요구 사항 5 urad-rms 이하를 만족하는 것을 확인하였다.
Fig. 17

Maximum angle test results; Tip (upper), Tilt (lower)

KSPE_2025_v42n11_927_f017.jpg
Fig. 18

Frequency response test results of Tip axis

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Fig. 19

Reference tracking accuracy test results; Tip(upper), Tilt(lower)

KSPE_2025_v42n11_927_f019.jpg
본 연구에서는 지름 25 mm인 초소형 압전형 FSM을 설계하고, FSM과 이를 구성하는 압전 구동기, Flexure Hinge 등에 대하여 M&S를 통해 분석함으로써 요구 사항에 대한 사전 검증을 실시하였다. 먼저 M&S 결과, 설계한 FSM은 구동 시 강구의 접촉이 유지되도록 Flexture Hinge와 디스크 스프링의 강성이 적절하게 설계되었음을 확인하였다. 또한 FSM의 1차 고유 진동수는 631 Hz로 요구 구동 대역폭을 만족할 수 있음을 확인하였다. 이러한 M&S 결과를 바탕으로 실제 FSM 시제품을 제작하여 크기(외경), 구동 범위, 구동 정확도, 구동 대역폭의 네 가지 요구 사항을 만족하는 지 시험을 통해 검증하였다. 각 성능 시험 항목 별 정해진 절차를 따라 성능 시험을 수행한 결과, 크기는 24.98 mm, 구동 범위는 Tip/Tilt 축 모두 8 mrad 이상, 구동 대역폭은 –3 dB 기준 877 Hz, 구동 정확도는 4.8 urad-rms이내로 모든 요구 사항을 만족하는 것을 확인하였다. 본 연구의 FSM에 대한 요구사항 및 성능시험 결과를 Table 1에 정리하였다.
Table 1

Performance test results of FSM

Table 1
Requirements Test results
Size [mm] ≤ 25 24.98
Angle [mrad] ≥ ±6 ±8.05 (Tip axis)
±8.01 (Tilt axis)
Bandwidth [Hz] ≥ 500 877
Accuracy [urad-rms] ≤ 5 4.79 (Tip axis)
4.78 (Tilt axis)
다만, 본 논문에 제시된 FSM의 성능은 압전 구동기에 부착되어 있는 자체 스트레인게이지 센서로 측정한 결과이므로 산출 과정에서의 수치 오차와 아날로그 신호의 노이즈, ADC 성능 등에 의한 오차가 있을 수 있다. 따라서 향후에는 레이저와 같은 광학계를 활용한 성능 시험 환경을 구성하여 본 논문의 연구 결과로 제시된 FSM 성능에 대하여 외부 센서를 이용해 추가로 검증하고 필요시 보정을 통해 신뢰도를 향상시키는 연구를 진행할 계획이다. 또한 본 연구에서는 역곡선 추정 기법으로 이력 특성을 보상하였으나, 추후 이력 특성을 모델링하여 모델 기반 이력 특성 보상기를 적용한 시험을 수행한 후 각 보상기의 이력 특성 보상 성능에 대해 비교 분석을 수행할 예정이다.

ϴM

Mechanical Angle of FSM

ϴtip

Mechanical Angle of Tip Axis

ϴtilt

Mechanical Angle of Tilt Axis

dm

z-axis Displacement of Mirror

dact

Displacement of PEA

D

Diameter of FSM

r

Distance from FSM Center to PEA Center

h

Height of PEA in Initial State

l

Length of PEA

AnO

Point ‘n’ of Coordinate System O

PnO

Point ‘n’ of Coordinate System O'
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Byoung Ju Lee
KSPE_2025_v42n11_927_bf001.jpg
Senior research engineer from Depart-ment of Mechanical R&D, LIG Nex1. He received the B.S. and M.S. degrees in aerospace engineering from Chungnam national university. His research interest is precision actuator design and control.
Yong Hoon Lee
KSPE_2025_v42n11_927_bf002.jpg
Senior research engineer from Depart-ment of Mechanical R&D, LIG Nex1. He received the B.S. degree in aerospace engineering from Sejong university. His research interest is precision actuator design and analysis.
Hyeong Rae Kim
KSPE_2025_v42n11_927_bf003.jpg
Research engineer from Department of Mechanical R&D, LIG Nex1. He received the B.S. and M.S. degrees in mechanical engineering from Chungnam national university. His research interest is precision actuator control and controller design.
Ye Eun Bae
KSPE_2025_v42n11_927_bf004.jpg
Research engineer from Department of Mechanical R&D, LIG Nex1. She received the B.S. and M.S. degrees in Mechanical engineering from Ajou university. Her research interest is precision actuator design and control.
Sang Uk Nam
KSPE_2025_v42n11_927_bf005.jpg
Research engineer from Department of Mechanical R&D, LIG Nex1. He received the B.S. degree and M.S. degrees in Mechanical engineering from Chungnam national university. His research interest is precision actuator design and analysis.
Jae Woo Jung
KSPE_2025_v42n11_927_bf006.jpg
received the B.S. degree in mechanical engineering in 2020 from Yonsei Univer-sity, Seoul, South Korea, where he is currently working toward the Ph.D. degree in mechanical engineering. His research interests include mechatronic systems for manufacturing, electro- magnetic and electromechanical machine design, and precision motion control.
Sang Won Jung
KSPE_2025_v42n11_927_bf007.jpg
received the B.S. degree in mechanical engineering from Yonsei University, Seoul, South Korea, in 2020. He is currently working toward the Ph.D. degree in mechanical engineering at Yonsei University. His research interests include analytical modeling and design of electromagnetic machine, manufacturing mechatronics and precision motion control.
Young Jin Park
KSPE_2025_v42n11_927_bf008.jpg
received the B.S. degree in mechanical engineering from Soongsil University, Seoul, South Korea, in 2020. He is currently working toward the Ph.D. degree in mechanical engineering at Yonsei University. His research interests include mechanical vibration, haptic, and structural vibration.
Jun Young Yoon
KSPE_2025_v42n11_927_bf009.jpg
received the B.S. degree in mechanical engineering from Yonsei University, Seoul, South Korea, in 2009 and the M.S. and Ph.D. degrees in mechanical engineering from the Massachusetts Institute of Technology (MIT), Cambridge, MA, USA, in 2011 and 2017, respectively. He is currently an Associate Professor at the Department of Mechanical Engineering, Yonsei University. His research interests include manufacturing mechatronics and robotics system design, electromagnetic and electromechanical machine design, and precision motion control.
No Cheol Park
KSPE_2025_v42n11_927_bf010.jpg
received B.S., M.S., and Ph.D. degrees from Yonsei University in 1986, 1988, and 1997, respectively. He is currently a professor at the department of mechanical engineering in Yonsei University. His research interest is in Vibration & Optics.
Seoung Han Lee
KSPE_2025_v42n11_927_bf011.jpg
Research engineer from Department of Mechanical R&D, LIG Nex1. He received the B.S. and M.S. degrees in Mechanical engineering from Hanyang university. His research interest is precision actuator control and controller design.

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Design and Performance Test of Fast Steering Mirror
J. Korean Soc. Precis. Eng.. 2025;42(11):927-936.   Published online November 1, 2025
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Design and Performance Test of Fast Steering Mirror
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Fig. 1 Buckling analysis results of PEA with/without support structure
Fig. 2 FSM configuration and coordinate system
Fig. 3 Cross section of FSM housing
Fig. 4 Geometry simplification and meshing results
Fig. 5 Contact boundary condition of steel ball
Fig. 6 Contact status of steel ball and PEA using Contact tool
Fig. 7 Static analysis scheme for tip/tilt angle of FSM
Fig. 8 Modal analysis results before and after optimization
Fig. 9 Harmonic analysis results according to input voltage
Fig. 10 Prototype FSM and piezoelectric actuator
Fig. 11 Schematic diagram of FSM control unit
Fig. 12 Block diagram of FSM control algorithm
Fig. 13 Reverse curve estimation of PEA hysteresis characteristic
Fig. 14 Displacement kinematics schematic of FSM
Fig. 15 Blocking force test results of PEA according to input voltage
Fig. 16 Displacement test results of each PEA
Fig. 17 Maximum angle test results; Tip (upper), Tilt (lower)
Fig. 18 Frequency response test results of Tip axis
Fig. 19 Reference tracking accuracy test results; Tip(upper), Tilt(lower)
Design and Performance Test of Fast Steering Mirror

Performance test results of FSM

Requirements Test results
Size [mm] ≤ 25 24.98
Angle [mrad] ≥ ±6 ±8.05 (Tip axis)
±8.01 (Tilt axis)
Bandwidth [Hz] ≥ 500 877
Accuracy [urad-rms] ≤ 5 4.79 (Tip axis)
4.78 (Tilt axis)
Table 1 Performance test results of FSM