소형 선박 추진용소형 선박 추진용소형 선박 추진용소형 선박 추진용 Closed Circuit TypeClosed Circuit TypeClosed Circuit TypeClosed Circuit Type

유압식 회전동력 구동장치 개발유압식 회전동력 구동장치 개발유압식 회전동력 구동장치 개발유압식 회전동력 구동장치 개발

최종보고서최종보고서최종보고서최종보고서( )( )( )( )

2003. 02. 282003. 02. 282003. 02. 282003. 02. 28

주관기관 한국기계연구원주관기관 한국기계연구원주관기관 한국기계연구원주관기관 한국기계연구원::::

참여기업 한독하이드로릭참여기업 한독하이드로릭참여기업 한독하이드로릭참여기업 한독하이드로릭::::

위탁기관 금오공과대학교위탁기관 금오공과대학교위탁기관 금오공과대학교위탁기관 금오공과대학교::::

산 업 자 원 부산 업 자 원 부산 업 자 원 부산 업 자 원 부

- 2 -

제 출 문제 출 문제 출 문제 출 문

산 업 자 원 부 장 관 귀 하산 업 자 원 부 장 관 귀 하산 업 자 원 부 장 관 귀 하산 업 자 원 부 장 관 귀 하

본 보고서를 소형선박 추진용 유압식 회전동력 구동장치 개“ Closed Circuit Type

발 개발기간 과제의 최종보고서로 제출합니다”( : 2000. 12. 01 ~ 2003. 02. 28) .

2003 . 02 . 28 .2003 . 02 . 28 .2003 . 02 . 28 .2003 . 02 . 28 .

주관기관 기관명 한국기계연구원 대표자 황 해 웅주관기관 기관명 한국기계연구원 대표자 황 해 웅주관기관 기관명 한국기계연구원 대표자 황 해 웅주관기관 기관명 한국기계연구원 대표자 황 해 웅: ( ) ( ): ( ) ( ): ( ) ( ): ( ) ( )

참여기업 기업명 한독하이드로릭 대표자 나 경 배참여기업 기업명 한독하이드로릭 대표자 나 경 배참여기업 기업명 한독하이드로릭 대표자 나 경 배참여기업 기업명 한독하이드로릭 대표자 나 경 배: ( ) ( ): ( ) ( ): ( ) ( ): ( ) ( )

위탁기관 기관명 금오공과대학교 대표자 김 재 훈위탁기관 기관명 금오공과대학교 대표자 김 재 훈위탁기관 기관명 금오공과대학교 대표자 김 재 훈위탁기관 기관명 금오공과대학교 대표자 김 재 훈: ( ) ( ): ( ) ( ): ( ) ( ): ( ) ( )

총괄책임자총괄책임자총괄책임자총괄책임자 ::::

연 구 원 한국기계연구원연 구 원 한국기계연구원연 구 원 한국기계연구원연 구 원 한국기계연구원::::

최 병 오최 병 오최 병 오최 병 오

김 영 주김 영 주김 영 주김 영 주

김 동 수김 동 수김 동 수김 동 수

이 근 호이 근 호이 근 호이 근 호

윤 소 남윤 소 남윤 소 남윤 소 남

조 정 대조 정 대조 정 대조 정 대

유 진 산유 진 산유 진 산유 진 산

정 영 상정 영 상정 영 상정 영 상

한독하이드로릭한독하이드로릭한독하이드로릭한독하이드로릭 나 경 배나 경 배나 경 배나 경 배

정 기 태정 기 태정 기 태정 기 태

정 동 현정 동 현정 동 현정 동 현

금오공과대학교금오공과대학교금오공과대학교금오공과대학교 김 성 동김 성 동김 성 동김 성 동

김 경 호김 경 호김 경 호김 경 호

최 영 호최 영 호최 영 호최 영 호

하 정 훈하 정 훈하 정 훈하 정 훈

- 3 -

산업기술개발사업 보고서 초록산업기술개발사업 보고서 초록산업기술개발사업 보고서 초록산업기술개발사업 보고서 초록

관리번호관리번호관리번호관리번호 BSM383-988.M

과제명과제명과제명과제명 소형 선박 추진용 유압식 회전동력 구동장치 개발Closed Circuit Type

키워드키워드키워드키워드 소형 선박 유압펌프 모터 폐회로식 동력 구동장치 레귤레이터/ / / /ㆍ

개발목표 및 내용개발목표 및 내용개발목표 및 내용개발목표 및 내용[ ][ ][ ][ ]

최종 개발목표최종 개발목표최종 개발목표최종 개발목표1.1.1.1.

소형선박 급 이하 추진용 폐회로식 유압식 회전동o (300HP ) (Closed Circuit Type)

력 구동장치 개발

구동용 고정용량형 유압모터 개발- Propeller

폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 펌프 개발- ㆍ

정 역 가변제어 레귤레이터 개발- ㆍ

성능 시험 시스템 구성 및 성능 시험 수행-

당해연도 개발내용 및 결과당해연도 개발내용 및 결과당해연도 개발내용 및 결과당해연도 개발내용 및 결과2.2.2.2.

가 차년도가 차년도가 차년도가 차년도. 1. 1. 1. 1

개발목표개발목표개발목표개발목표(1)(1)(1)(1)

고정용량형 구동용 유압모터 설계 및 시제품 제작 완료o Propeller ⇒

개발내용 및 개발결과개발내용 및 개발결과개발내용 및 개발결과개발내용 및 개발결과(2)(2)(2)(2)

급 고속 구동용 개발o 160cc/rev Propeller Hydraulic Piston Motor Rotary Group

완료⇒

유압 모터 트라이포즈 조인트 기구 작동 변위 속도 운동 해석 완료o ( , , ) ⇒

- 4 -

구면 정압베어링 마찰토크 측정시험 완료o ⇒

하부본체 내부에 의 내장형 설계o Stern Hydraulic Motor Rotary Group Housing

완료⇒

유압 모터 모델링 완료o 3D ⇒

구동 부하 시험 모터 특성시험 완료o Propeller ⇒

국내 외 학술대회 및 국내 논문 투고o ㆍ

- 'A Study on the Application of Tripod Joints to Transmit the Driving Torque

of Axial Piston Hydraulic Motor', The Fifth JFPS International symposium on

Fluid Power, 2002. 11.13

사판식 피스톤 모터의 트라이포드 기구의 거동특성 연구 한국동력기계학회논문- ‘ ’,

집, 2002. 08

국내 특허 출원o

가변용량형 사판식 액셜 피스톤 유니트 출원번호 출원국 한국- ‘ ’, ( : 01-47059, : ,

출원일자 : 2001. 08. 03)

나 차년도나 차년도나 차년도나 차년도. 2. 2. 2. 2

개발목표개발목표개발목표개발목표(1)(1)(1)(1)

폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 펌프 개발 완료o ㆍ ⇒

개발내용 및 개발결과개발내용 및 개발결과개발내용 및 개발결과개발내용 및 개발결과(2)(2)(2)(2)

급 디젤엔진 직결형 용 정 역 가변펌프 설계 및 시제품o 180cc/rev Closed Circuit ㆍ

제작 완료⇒

구면 정압베어링 마찰토크 측정장치 개발 완료o ⇒

플런져형 및 로드형 피스톤 마찰 저항력 측정실험 완료o ⇒

정 역 가변형 유압펌프 모델링 완료o 3Dㆍ ⇒

양방향 서보제어 구성 및 모델링 완료o mechanism 3D ⇒

정 역 가변 서보제어 설계 및 시제품 제작 완료o Regulatorㆍ ⇒

정 역 가변 서보제어 특성 해석 및 동작시험 완료o Regulatorㆍ ⇒

유압 펌프 성능시험기 제작 완료o ⇒

급 정 역 가변 유압 펌프 성능시험 완료o 180cc/rev ㆍ ⇒

- 5 -

국내 외 학술대회 및 국내 논문 투고o ㆍ

유압모터 구면 정압베어링의 마찰특성에 관한 연구 한국정밀 공학회 추계학술- ‘ ’,

대회 논문집, 2002, 01

가변 피스톤 펌프 사판각 제어용 서보 레귤레이터 성능평가 년도 기계관련- ‘ , 2002

산학연 연합심포지엄 한국자동차공학회( ), 2002. 11

국내 특허 출원o

사판식 액셜 피스톤 장치 출원번호 출원국 한국 출원일자- ‘ ’, ( : 2002-8563, : , :

2002. 02. 18)

기대효과 기술적 및 경제적 효과기대효과 기술적 및 경제적 효과기대효과 기술적 및 경제적 효과기대효과 기술적 및 경제적 효과3. ( )3. ( )3. ( )3. ( )

소형 경량화 큰 출력밀도가 이루어진 폐회로식 유압동력 구동장치 개발 기술 확o - ,

보

유압 모터 및 유압 펌프의 독자 모델에 대한 설계 및 제작 기술 보유o

정 역 양방향 가변용 서보제어 레귤레이터 설계 및 정밀가공 기술 확보o ㆍ

일본 독일 등으로부터의 수입대체 효과 억원 년 기준 예상o , 450 /2004

적용분야적용분야적용분야적용분야4.4.4.4.

소형 선박 추진용 회전동력 구동장치o

차세대 경주용 자동차의 구동장치o

중대형 상용차량 시내버스 농기계 등의 기계 유압식 변속기o , , -

특장차 제설차량 청소차량 의 유압구동장치 등o ( , )

- 6 -

목 차목 차목 차목 차

제 장 서 론제 장 서 론제 장 서 론제 장 서 론1111

제 절 연구배경제 절 연구배경제 절 연구배경제 절 연구배경1111

제 절 연구목표 및 범위제 절 연구목표 및 범위제 절 연구목표 및 범위제 절 연구목표 및 범위2222

제 장 유압식 회전동력 구동장치 설계제 장 유압식 회전동력 구동장치 설계제 장 유압식 회전동력 구동장치 설계제 장 유압식 회전동력 구동장치 설계2222

제 절 프로펠러 구동용 유압모터 설계제 절 프로펠러 구동용 유압모터 설계제 절 프로펠러 구동용 유압모터 설계제 절 프로펠러 구동용 유압모터 설계1111

제 절 폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 유압펌프 설계제 절 폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 유압펌프 설계제 절 폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 유압펌프 설계제 절 폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 유압펌프 설계2222 ㆍㆍㆍㆍ

제 절 정 역 가변 기계유압식 서보제어 레귤레이터 설계제 절 정 역 가변 기계유압식 서보제어 레귤레이터 설계제 절 정 역 가변 기계유압식 서보제어 레귤레이터 설계제 절 정 역 가변 기계유압식 서보제어 레귤레이터 설계3333 ㆍㆍㆍㆍ

제 절 시작품 제작제 절 시작품 제작제 절 시작품 제작제 절 시작품 제작4444

제 장 성능시험제 장 성능시험제 장 성능시험제 장 성능시험3333

제 절 유압 펌프 성능시험기 설계 및 제작제 절 유압 펌프 성능시험기 설계 및 제작제 절 유압 펌프 성능시험기 설계 및 제작제 절 유압 펌프 성능시험기 설계 및 제작1111

제 절 유압모터 성능시험제 절 유압모터 성능시험제 절 유압모터 성능시험제 절 유압모터 성능시험2222

제 절 기계유압식 서보제어 레귤레이터 성능시험제 절 기계유압식 서보제어 레귤레이터 성능시험제 절 기계유압식 서보제어 레귤레이터 성능시험제 절 기계유압식 서보제어 레귤레이터 성능시험3333

제 절 정 역 가변 유압펌프 성능시험제 절 정 역 가변 유압펌프 성능시험제 절 정 역 가변 유압펌프 성능시험제 절 정 역 가변 유압펌프 성능시험4444 ㆍㆍㆍㆍ

제 절 성능시험 결과제 절 성능시험 결과제 절 성능시험 결과제 절 성능시험 결과5555

제 장 결 론제 장 결 론제 장 결 론제 장 결 론4444

부 록부 록부 록부 록

부록 특허출원 명세서부록 특허출원 명세서부록 특허출원 명세서부록 특허출원 명세서1111

부록 프로펠러 구동용 유압모터 설계도부록 프로펠러 구동용 유압모터 설계도부록 프로펠러 구동용 유압모터 설계도부록 프로펠러 구동용 유압모터 설계도2222

부록 폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 유압펌프 설계도부록 폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 유압펌프 설계도부록 폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 유압펌프 설계도부록 폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 유압펌프 설계도3333 ㆍㆍㆍㆍ

부록 정 역 가변 기계유압식 서보제어 레귤레이터 설계도부록 정 역 가변 기계유압식 서보제어 레귤레이터 설계도부록 정 역 가변 기계유압식 서보제어 레귤레이터 설계도부록 정 역 가변 기계유압식 서보제어 레귤레이터 설계도4444 ㆍㆍㆍㆍ

부록 유압펌프 시험기 설계도 및 회로도부록 유압펌프 시험기 설계도 및 회로도부록 유압펌프 시험기 설계도 및 회로도부록 유압펌프 시험기 설계도 및 회로도5555

- 7 -

제 장 서 론제 장 서 론제 장 서 론제 장 서 론1111

제 절 연구배경제 절 연구배경제 절 연구배경제 절 연구배경1111

일반적으로 유압을 이용한 동력 구동장치는 전기모터 또는 엔진 등의 원동기로부터

받은 기계동력을 유압펌프에 공급하여 유압동력을 발생시키고 이때 발생된 동력은,

유압 배관 및 밸브를 통해 다소 원거리상에 위치한 유압모터 등의 유압 회전

를 구동함으로써 기계나 전기식에 비해 고 출력밀도의 회전동력을 얻을 수Actuator

있는 장점을 가지고 있다 이에 기계요소 부품에 의한 동력구동이 복잡하거나 전기. ,

적인 동력 구동장치를 이용하는 경우 부피가 커지게 되는 장비에 있어서 고 출력밀

도형 유압식 동력 구동장치가 적용시키게 되면 높은 기동 토오크, (High Starting

는 물론 소형 경량 구조 무단 가변Torque) (Compact Structure), (Steplessㆍ

과부하방지 등의 특성을 가지게 되어 건설 중장비 특Variable), (Over Load Relief) ,

장차 선박 추진장치 농기계 산업기계 자동차 등의 구동장치에 광범위하게 응용, , , ,

되고 있다.

특히 소형 선박의 추진장치에 적용할 경우 프로펠러 구동용 유압모터를 추진장치

내부에 내장함으로써 소음 및 진동 저감은 물론 전달효율 개선 및 추진장치의 구,

조를 단순화시킬 수 있음은 물론이고 간단한 운전조작으로 방향전환 정 역 가변, ( )ㆍ

이 용이하고 구조가 간단해져 약 정도 하게 구성할 수 있다, 40% Compact .

소형 선박 추진장치로써 유압식 회전동력 구동장치를 적용시 밀폐된 기관실내에 엔

진과 직결되어 연속 운전되는 유압펌프와 추진기의 추력을 계속적으로 지지하며 고

속운전 되어야 하는 유압모터의 작동환경으로 인해 육상용보다는 내구성 내식성, ,

경량화 고속화 등의 고출력 밀도화를 실현할 수 있는 유압펌프 모터의 설계 및 제, /

작은 물론 폐회로식 시스템 구성과 가변제어용 레귤레이터 개발 등이 필수적으로,

요구되어진다고 할 수 있다.

또한 변속기로서의 유압구동장치는 세기 수출주력 품목인 수송기계의 핵심 기술21

중의 하나로 국제 경쟁력을 갖는 산업을 위해 필수적으로 확보Mobile Equipment

해야 하는 기반 기술이라 할 수 있다.

- 8 -

이와 관련한 국내유압기술은 고속 고압화에 따른 설계기술 제작 기술뿐만 아니라,ㆍ

정밀 가공기술 이종재질 접합기술 스웨이징 기술 등 개발에 필요한 기, , (swasing)

술에 있어 낙후성을 면치 못하고 있으며 유압 모터에 대한 독자개발은 물론이고,

이것의 설계 인자 에 대한 데이터 축적 도 미흡한 실정으(design factor) (data base)

로 많은 부분에서 개발을 하여야 하고 개발된 제품에 대한 성능 및 내구성에 대한,

신뢰성과 품질을 확보하기 위한 시험평가기술 또한 연구 개발되어야 한다.

본 과제를 통해서 부피가 크고 무거운 유압구동장치의 기존 개념을 탈피하여 경량,

화는 물론 고성능을 갖는 고출력 밀도화 설계기술을 확보하고 제품 개발에 필요한,

핵심기술 및 시험평가기술을 확보는 물론 선박추진용 유압구동장치에 적용되어 종

래의 선박 추진장치에서와 같이 구동 엔진의 역전기 감속기 조향타 추진축 등이, , ,

제거되고 구동엔진에 유압펌프를 직결함으로써 자유로운 엔진 배치가 가능해지고, ,

선미몸체에 내장되는 유압모터는 를 직결구동하므로 추진효율을 이상Propeller 83%

으로 개선하고 제조원가를 이상 절감시키는 효과를 얻을 수 있다 이 밖에, 30% .

본 연구기술은 나아가 소형 선박의 유압식 추진 장치은 물론 차세대 경주용 자동차

의 구동장치 중대형 상용차량 시내버스 농기계 등의 기계 유압식 변속기 특장차, , , - ,

제설차량 청소차량 의 유압구동장치 등 다양하고 광범위하게 활용될 수 있다( , ) .

은 소형선박용 구동장치에 폐회로 유압 시스템이 적용시킨 개념도이다Fig. 1 .

소형선박 추진용 폐회로식 유압 회전동력장치 개념도소형선박 추진용 폐회로식 유압 회전동력장치 개념도소형선박 추진용 폐회로식 유압 회전동력장치 개념도소형선박 추진용 폐회로식 유압 회전동력장치 개념도Fig. 1-1Fig. 1-1Fig. 1-1Fig. 1-1

- 9 -

제 절 연구목표 및 범위제 절 연구목표 및 범위제 절 연구목표 및 범위제 절 연구목표 및 범위2222

최종 개발목표최종 개발목표최종 개발목표최종 개발목표1.1.1.1.

소형선박 급 이하 추진용 폐회로식 유압식 회전 동력(300HP ) (Closed Circuit Type)

구동장치 개발

구동용 고정용량형 유압모터 개발- Propeller

폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 펌프 개발- ㆍ

정 역 가변제어 레귤레이터 개발- ㆍ

성능 시험 시스템 구성 및 성능 시험 수행-

연도별 개발내용 및 개발범위연도별 개발내용 및 개발범위연도별 개발내용 및 개발범위연도별 개발내용 및 개발범위2.2.2.2.

가 차년도가 차년도가 차년도가 차년도. 1. 1. 1. 1

개발목표개발목표개발목표개발목표(1)(1)(1)(1)

고정용량형 구동용 유압모터 설계 및 시제품 제작 완료o Propeller ⇒

개발내용 및 개발범위개발내용 및 개발범위개발내용 및 개발범위개발내용 및 개발범위(2)(2)(2)(2)

급 고속 구동용 개o 160cc/rev Propeller Hydraulic Piston Motor Rotary Group

발

유압 모터 트라이포즈 조인트 기구 작동 변위 속도 운동 해석o ( , , )

구면 정압베어링 마찰토크 측정시험o

하부본체 내부에 의 내장형 설계o Stern Hydraulic Motor Rotary Group Housing

유압 모터 모델링o 3D

구동 부하 시험o Propeller

국내 외 학술대회 및 국내 논문 투고o ㆍ

- 'A Study on the Application of Tripod Joints to Transmit the Driving Torque

of Axial Piston Hydraulic Motor', The Fifth JFPS International symposium on

Fluid Power, 2002, 11.13

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사판식 피스톤 모터의 트라이포드 기구의 거동특성 연구 한국동력 기계학회논- ‘ ’,

문집, 2002. 08

국내 특허 출원o

가변용량형 사판식 액셜 피스톤 유니트 출원번호 출원국 한국- ‘ ’, ( : 01-47059, : ,

출원일자 : 2001. 08. 03)

나 차년도나 차년도나 차년도나 차년도. 2. 2. 2. 2

개발목표개발목표개발목표개발목표(1)(1)(1)(1)

폐회로용 정 역 가변 디젤엔진 직결형 펌프 개발o ㆍ

개발내용 및 개발범위개발내용 및 개발범위개발내용 및 개발범위개발내용 및 개발범위(2)(2)(2)(2)

급 디젤엔진 직결형 용 정 역 가변펌프 설계 및 시제품o 180cc/rev Closed Circuit ㆍ

제작

구면 정압베어링 마찰토크 측정장치 개발o

플런져형 및 로드형 피스톤 마찰 저항력 측정실험o

정 역 가변형 유압펌프 모델링o 3Dㆍ

양방향 서보제어 구성 및 모델링o mechanism 3D

정 역 가변 서보제어 설계 및 시제품 제작o Regulatorㆍ

정 역 가변 서보제어 특성 해석 및 동작시험o Regulatorㆍ

유압 펌프 성능시험기 제작o

급 정 역 가변 유압 펌프 성능시험o 180cc/rev ㆍ

국내 외 학술대회 및 국내 논문 투고o ㆍ

유압모터 구면 정압베어링의 마찰특성에 관한 연구 한국정밀공학회 추계학술대- ‘ ’,

회 논문집, 2002, 01

가변 피스톤 펌프 사판각 제어용 서보 레귤레이터 성능평가 년도 기계관련- , 2002

산학연 연합심포지엄 한국자동차공학회( ), 2002. 11

국내 특허 출원o

사판식 액셜 피스톤 장치 출원번호 출원국 한국 출원일자- ‘ ’, ( : 2002-8563, : , :

2002. 02. 18)

- 11 -

제 장 유압식 회전동력 구동장치 설계제 장 유압식 회전동력 구동장치 설계제 장 유압식 회전동력 구동장치 설계제 장 유압식 회전동력 구동장치 설계2222

제 절 구동용 고정용량형 유압모터 설계제 절 구동용 고정용량형 유압모터 설계제 절 구동용 고정용량형 유압모터 설계제 절 구동용 고정용량형 유압모터 설계1 Propeller1 Propeller1 Propeller1 Propeller

유압모터는 유압펌프로부터의 유압동력 압력 유량 을 받아 유압모터의 축으로 부( × )

터 기계적인 회전동력 회전수 토크 을 얻어내는 것으로서 엔진 전기모터 또는( × ) ,

터빈을 이용한 회전운동을 대체할 수 있는 분야에서 그 위력을 발휘한다.

특히 유압모터는 회전구동장치에 비해 단위 중량당 출력 동력비 즉 출력밀도가 높,

아 작은 부피를 가지면서도 비압축성 유체를 이용하여 고출력의 회전동력을 얻어내

거나 전달할 수 있어 중장비의 주행 및 선회장치 케이블윈치 믹서구동 등에 뿐만, , ,

아니라 무단변속기 또는 기어식 변속기 내에서 일부의 동력전달에 정유압 동력전,

달장치 로 주로 적용되고 있다(HST: Hydrostatic Transmission) .

최근에는 기존의 기계식 동력전달장치를 유압식 동력전달장치로 대체해 나감에 있

어 특별한 적용시도가 소형선박 추진장치로서 프로펠러구동에 이용되고 있는데 이,

또한 기존의 축 이음에 의해 프로펠러가 구동되던 것을 정유압식 동력전달장치로

대체함으로서 엔진의 배치가 자유로와 지는 장점을 가지며 한편으로는 고속회전이,

면서 콤팩트한 크기의 프로펠러 구동용 유압모터가 필요하게 된다.

기존의 사판식 액셜 피스톤 유압모터의 적용을 검토할 경우 회전수 요건을 충족시

키지 못하고 있으며 사축식 액셜 피스톤 유압모터는 외부 구조적 형상으로 인해,

장착성이 적합하지 않을 경우가 많다 선박이 추진될 때 전면에서 보는 투영면적이.

최소로 되는 구조로 설계되고 유선형으로 결합될 수 있으며 분해조립이 용이하게,

하기 위해서는 사판식의 구조를 혁신적으로 변경하여 그 외경을 줄이고 피스톤의

행정을 크게 함으로써 필요한 용량을 결정해야 한다.

본 연구에서는 이러한 요구조건을 충족시키기 위해 기존의 사판식에서 이용되던 원

통형 피스톤구조를 탈피하여 양쪽 끝단부가 구면 조인트를 갖는 피스톤 로드에 의

해 피스톤과 피스톤 슈우를 연결하여 그 피스톤의 왕복운동이 회전력이 발생되는

구조로 변경을 시도하였다.

- 12 -

이것은 다음의 두 가지 측면에서 기존의 사판식 유압모터의 회전력 발생기 구에 비

해 장점을 갖는다.

첫째 원통형 피스톤으로부터 실린더 블록에 회전력을 전달하는 기존의 구조는 원,

통형 피스톤의 양 끝단의 모서리 부에서 집중하중을 유발하여 왕복운동 함으로서

실린더 보어 내면과 심한 마찰과 마모를 동반하여 효율저하를 가져올 뿐만 아니라

고속회전에 불리하게 된다 이러한 단점을 보완할 수 있는 방법으로 피스톤과 슈우.

를 구면 조인트형 피스톤 로드를 이용함으로서 피스톤이 실린더블록의 보어 내에서

왕복운동 하면서 측력을 받더라도 모서리부에 의한 집중하중을 피할 수 있다.

둘째 피스톤의 측력에 의해 실린더 블록을 회전시키지 않는 구조에서는 경사져 회,

전되는 슈홀드를 통해 출력측에 회전력을 전달해야 한다 이러한 문제를 해결하기.

위해 경사진 슈홀드와 이를 관통하는 출력측 사이에 볼 조인트의 일종인 버어 필드

조인트 를 적용함으로서 사판의 경사각을 기존의 사판식 보다 더욱더(Birfield Joint)

크게 할 수 있다.

기본 설계변수 및 계산기본 설계변수 및 계산기본 설계변수 및 계산기본 설계변수 및 계산1.1.1.1.

유압 모터를 설계하는 데 있어 기본설계 사양이 정해지면 기본요구 사양을 만족하

는 세부설계 치수를 결정하게 되는데 기본 설계사양으로는 보통 유압모터의 용량,

최고출력회전수 최고출력토크[cc/rev], [rpm], [kgf 로 주어지고 또한 외관 형상-m]

치수인 직경 또는 길이가 주어지기도 한다 이외에 유압작동유의 종류 선정과 관련.

하여 유압모터 적용 환경에 따른 사용온도 범위도 중요한 기본 사양이라 할 수 있

다 이러한 기본 설계사양이 주어진 상태에서 유압모터의 회전부품에 대한 기초설.

계 변수의 계산은 다음과 같다.

가 이론 배제용적가 이론 배제용적가 이론 배제용적가 이론 배제용적....

유압모터의 용량을 나타내는 값으로 출력회전수, N 과 통과유량[rpm] , QL[ /min]ℓ

과의 관계로부터

- 13 -

으로 정의되고 이것은 이상적인 모델로서의 용적식 유압모터 또는 유압펌프에 적,

용되는 기본적인 관계식이 된다.

나 유압모터 출력토크나 유압모터 출력토크나 유압모터 출력토크나 유압모터 출력토크....

식 는 유압모터의 응량을 나타내는 기본사양일 뿐만 아니라 이것은 출력동(2.19)

력을 계산함에 있어 직접적으로 관계되는데 유압모터가 유압동력 압력 유량 을, ( X )

공급받아 기계적 동력 토크 회전수 으로 변환시키는 과정에서 동력손실이 없는( X )

이상적인 경우를 고려하면 식 과 같이 나타낼 수 있다(2.20) .

여기서 PL은 유압모터의 입구압력과 출구압력의 차 (PL = P1 - P2 로 정의되고) , QL

은 유압모터의 통과유량 (QL = Q1-qℓ 으로 정의된다 따라서 유압모터의 출력토크) .

는 식 으로부터(2.2)

으로 되고 식 의 정의로부터 이론 출력토크는(2.1)

로 정의된다 여기서. 200π 값은 Vth[cc/rev], PL[kgf 으로 주어질 때/ ]㎠

Tth[kgf 로 환산하기 위한 계수 값이다-m] .

- 14 -

다 피스톤의 행정다 피스톤의 행정다 피스톤의 행정다 피스톤의 행정....

유압모터의 용량이 주어질 때 같은 용량을 만들어 낼 수 있는 피스톤 행정과 피스,

톤의 단면적의 조합 즉 사판각 실린더 배럴 피치원 직경 피스톤 직경의 조합은 여, ,

러 가지로 계산될 수 있다 식 에서 정의된 이론 배제용적을 기하학적 치수로. (2.1)

나타내면

로 되며 Ap 는 피스톤 한 개의 단면적이며, Zp 는 피스톤의 개수이고, St는 피스톤

의 행정 이 되고 이것은(stroke)

으로 되며 동일한 행정을 만들어 낼 수 있는 실린더 배럴의 피치원 직경과 사판각,

의 조합은 여러 가지일 수 있으므로 계산프로그램으로 조합을 만들어 내는 것이 중

요하다.

라 사판 경사각라 사판 경사각라 사판 경사각라 사판 경사각....

기본 설계 요구조건으로부터 유압모터의 외경의 크기가 제약조건으로 되는 것과 사

판의 경사각이 기존의 사판식 유압모터 구조에서 기하학적 운동에 대한 간섭영향과

성능저하의 관계로부터 제한을 받아 그 범위는 원통형 피스톤과 슈우를 갖는 사판

식 유압모터의 경우 약 의 범위로 주로 적용하게 된다 피스톤 개수와 피12° ~14°

스톤의 단면적 실린더 배럴의 피치원 직경이 결정된 경우 사판의 경사각은 식,

와 식 로부터(2.5) (2.6)

으로 결정 된다.

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마 피스톤의 직경마 피스톤의 직경마 피스톤의 직경마 피스톤의 직경....

유압모터 용량 피스톤의 행정 사판의 경사각이 결정된 상태에서 피스톤 개의 직, , 1

경을 결정하는 것은 식 에서 피스톤 단면적으로부터 쉽게 결정 될 수 있으나(2.5) ,

식 의 조건을 모두 만족해야 하는 조건과 실린더 배럴 피치원(2.5), (2.6), (2.7)

직경 사판각 피스톤 직경과 같은 요소 파라미터들은 설계뿐만 아니라 제작 등을, ,

고려하여 소수점 이하 한자리수 이상의 값을 가지게 결정하는 것은 적합하지 않으

므로 그 값들이 정수 혹은 소수점이하의 자리수가 또는 의 값으로 되도록 여러0 5

경우의 조합으로 계산을 반복하여 결정하게 된다 아울러 기존의 제품을 분석하는.

경우에도 주어진 모델사양으로부터 제공되는 배제용적 유한개의 피스톤 개수 정수, ,

값을 가지는 사판각과 실린더 배럴 피치원 직경으로부터 피스톤의 직경을 나타내면

다음과 같다.

바 기본 설계변수의 계산바 기본 설계변수의 계산바 기본 설계변수의 계산바 기본 설계변수의 계산....

기본설계 사양을 결정하기 위해 여러 가지 설계인자를 일일이 수 작업으로 계산하

는 것은 많은 시행착오를 동반하게 되므로 이러한 일련의 과정을 프로그래밍하여

설계자가 원하는 파라미터를 한번의 프로그램 실행으로 결정 할 수가 있다.

먼저 새로운 설계를 할 것인가 기존의 설계 값으로 해석을 할 것인가를 결정하고

설계를 해야하는 경우에는 초기입력 데이터를 입력하고 이것으로부터 기본 사양 데

이터를 디스플레이하고 나면 그들의 목록에서 적절한 값을 선택하여 다시 한번 계

산하면 설계도 또는 제작도면을 작성하는데 직접 사용 가능한 데이터가 생성된다.

설계된 데이터를 통해서 해석을 하는 경우에는 압력 맥동을 알아볼 수가 있고 피,

스톤 슈우와 슈우 플레이트 밸브 플레이트와 실린더 배럴 사이에서의 정압 균형비,

를 산출해 볼 수 있다.

- 16 -

이러한 일련의 과정을 플로우 차트 를 동해 나타내면 과 같다(flow chart) Fig. 2-1 .

이러한 알고리즘을 실행할 수 있는 프로그램은 다양하게 구성될 수 있으나, "Visual

을 이용하여 프로그램과 사용자간의 대화 형식을 위한 형틀 의 구성과Basic" (form)

프로그램의 코드를 구성할 수 있다.

Fig. 2-1 Flow chart of basic design parameter calculation for piston motorFig. 2-1 Flow chart of basic design parameter calculation for piston motorFig. 2-1 Flow chart of basic design parameter calculation for piston motorFig. 2-1 Flow chart of basic design parameter calculation for piston motor

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Fig. 2-2 Calculation result of basic design parameterFig. 2-2 Calculation result of basic design parameterFig. 2-2 Calculation result of basic design parameterFig. 2-2 Calculation result of basic design parameter

이 프로그램을 이용하여 본 연구에서 시도하는 유압모터 기본사양이 계산된 결과는

에 나타내었으며 또한 이 결과를 토대로 피스톤 슈우 부분과 밸브 플레Fig. 2-2 ,

이트 부분에서의 정압 균형비를 계산한 결과는 과 같이 계산된다Fig. 2-3 .

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Fig. 2-3 Calculation result of hydrostatic balancing ratioFig. 2-3 Calculation result of hydrostatic balancing ratioFig. 2-3 Calculation result of hydrostatic balancing ratioFig. 2-3 Calculation result of hydrostatic balancing ratio

위의 프로그램을 이용하여 기본설계 변수를 계산한 결과에 대한 다음과 같은 데이

터를 얻어냈다.

사 기본설계사 기본설계사 기본설계사 기본설계. Data. Data. Data. Data

NO Parameter Symbol UnitM160

(New)

1 Piston Dia. dp mm 25.50

2 Pitch Circle Dia. of Cylinder Bore PCDp mm 96.00

3 Pitch Circle Dia. of Tilting Plate PCDtp mm 102.16

4 Tilting Angle a ° 20.00

5 Number of Piston z ea 9

6 Volumetric Displacement Vth cc/rev 160.60

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아 피스톤 설계아 피스톤 설계아 피스톤 설계아 피스톤 설계. Data. Data. Data. Data

NO Parameter Symbol UnitM160

(New)

1 Piston Dia. dp mm 25.50

2 Dia. of Small Ball Joint(Ratio) Dsb mm 15.50(0.6078)

3 Dia. of Large Ball Joint(Ratio) DIb mm 25.0(0.9804)

4 Dia. of Connecting Rod(Ratio) Drd mm 11.0(0.4314)

5 Number of Piston z ea 9

6 Volumetric Displacement Vth cc/rev 160.60

트라이포드 조인트의 기구 설계트라이포드 조인트의 기구 설계트라이포드 조인트의 기구 설계트라이포드 조인트의 기구 설계2.2.2.2.

일반적인 플런져형 피스톤을 적용한 유압 모터의 경우는 공급압력에 의해 발생하는

회전력 토크 을 플런져 측면에 작용하는 측력 에 의해 실린더 블록에( ) (lateral force)

전달하게 되고 다시 실린더 블록과 회전축이 결합하고 있는 스플라인 을 통, (spline)

해 축에 전달하게 된다 그러나 회전력을 전달하기 위한 측력은 결국 실린더 보어. ,

내 플런져의 왕복운동을 방해하는 마찰력의 발생을 의미하게 되어 효율의 감소를,

동반하게 되는 문제점이 발생한다 한편 이러한 측력에 의한 효율 감소를 줄이기. ,

위한 방안으로 로드형 피스톤을 사용하게 되는데 이 경우에 로드부의 측력은 작아,

지나 발생된 회전력을 출력축에 전달하기 위한 새로운 회전동력 전달 메카니즘이

필요하게 된다.

로드형 피스톤을 적용한 유압 모터에 대해 구상된 새로운 메카니즘은 사각베어링

으로 구성되는 트라이포드 조인트 기구이며 유압 공(square bearing) (tripod joint) ,

급압력을 받은 로드형 피스톤과 피스톤 로드로 연결된 피스톤 슈우 다시 피스톤,

슈우와 슈우 홀더 를 통해 전달된 회전력은 트라이포드 조인트 기구를(shoe holder)

거쳐 회전축에 전달되는 방식이다 이러한 기구로 구성된 유압 모터의 내부구조는.

와 같고 여기에서 피스톤의 구조를 기존의 플런져형으로 적용하는 경우Fig. 2-4 ,

에는 와 같이 동력이 전달된다Fig. 2-5 .

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로드형 유압모터의 동력전달 경고로드형 유압모터의 동력전달 경고로드형 유압모터의 동력전달 경고로드형 유압모터의 동력전달 경고Fig. 2-4Fig. 2-4Fig. 2-4Fig. 2-4

플런저형 유압모터의 동력전달 경로플런저형 유압모터의 동력전달 경로플런저형 유압모터의 동력전달 경로플런저형 유압모터의 동력전달 경로Fig. 2-5Fig. 2-5Fig. 2-5Fig. 2-5

그러나 이런 기구를 개발하고 적용하는데 앞서 유압 모터의 회전에 따른 트라이포, ,

드 조인트의 구조적인 해석은 물론 로드형 피스톤의 거동과 실제 구동력에 대한 이

론적인 해석이 수행되어야 한다.

- 21 -

은 트라이포드 조인트와 사각베어링의 회전에 따른 구조적 변동을 설명하Fig. 2-6

기 위한 그림이고 여기서 위치의 단면도는 모터축의 중심선과 슈우 홀더의 회, 0°

전 중심선이 이루는 평면을 의미하여 경사각, 는 모터축의 중심선과 슈우 홀더의 회δ

전 중심선이 이루는 경사각을 의미한다.

사각베어링의 구면부의 중심인 점이 위치의 평면에 있는 순간을 모터축의 회전OB 0°

각 변위 θs와 슈우 홀더 회전 각변위 θp를 각각 인 위치로 가정하고 위치는 모터0 , 90°

축 회전 각변위가 인 순간이다 좌표계 는 모터 구동축의 중심선을 기준 축으90° . XYZ X

로 설정한 좌표계로서 공간에 고정되어 있는 직교 좌표계이며 좌표계 는 슈우 홀더, xrθ

의 사각베어링을 수용하기 목적으로 가공되어 있는 슬롯 홈의 길이 방향을 기준 축으x

로 설정한 직교 좌표계이다 슈우 홀더가 회전함에 따라서 좌표계도 함께 회전하는 회.

전 좌표계인데 축의 방향은 항상 슈우 홀더의 회전 중심축의 방향과 일치하며 고정되, x

어 있으나 축 방향은 회전 운동의 반경 방향을 가르키며 축 방향은 회전방향을 가, r , θ

리키게 되어서 슈우 홀더의 회전에 따라서 변화한다.

모터 축과 슈 홀더의 회전에 따른 트라이포드 조인트와모터 축과 슈 홀더의 회전에 따른 트라이포드 조인트와모터 축과 슈 홀더의 회전에 따른 트라이포드 조인트와모터 축과 슈 홀더의 회전에 따른 트라이포드 조인트와Fig. 2-6Fig. 2-6Fig. 2-6Fig. 2-6

사각베어링의 운동 및 좌표계사각베어링의 운동 및 좌표계사각베어링의 운동 및 좌표계사각베어링의 운동 및 좌표계

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점은 모터축의 회전중심을 의미하며 공간에 고정되어 있으며 점은 슈우 홀더 회OS , OP

전 운동의 중심으로서 고정점이다 점은 사각베어링의 구면부 중심이며 축의 회전. OB ,

에 따라서 점을 중심으로 회전하는 점이다OS .

rOB는 모터축의 중심에 대한 사각베어링의 회전 반경을 의미하며, rOP는 슈우 홀더의 회

전 운동에 대한 반경으로서 회전 중심 에서 슈우 홀더 슬롯 홈의 한 점 까지의 거OP P

리이며 는 사각베어링의 외륜 부품의 두께의 반을 의미한다, d .

이들 설계 치수 파라메타들의 수치값은 과 같다Table 2-1 .

은 위의 설계 파라메타를 통해 설계된 트라이포드 조인트 기구의 형상을 나타Fig. 2-7

내며 은 트라이포드 조인트가 회전하는 동안 발생 할 수 잇는 구조적 간섭과, Fig. 2-8

같은 작동상의 문제점을 확인하기 위해 모델링한 것이다3D .

트라이포드 조인트의 설계변수 및 입력 값트라이포드 조인트의 설계변수 및 입력 값트라이포드 조인트의 설계변수 및 입력 값트라이포드 조인트의 설계변수 및 입력 값Table 2-1Table 2-1Table 2-1Table 2-1

Parameters Input value

Hydraulic motor output speed N [rpm] 2000

Half thickness of the square bearing outer

ringd [mm] 6

Inclined angle of swash plate δ [deg.] 20

Rotating radius of point OB

on the square bearingrOB [mm] 25.5

Rotating radius of point P

on the shoe holderrOP [mm] 31.5

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트라이포드 조인트와 구면베어링 형상트라이포드 조인트와 구면베어링 형상트라이포드 조인트와 구면베어링 형상트라이포드 조인트와 구면베어링 형상Fig. 2-7Fig. 2-7Fig. 2-7Fig. 2-7

트라이포드 조인트와 구면베어링의 모델링트라이포드 조인트와 구면베어링의 모델링트라이포드 조인트와 구면베어링의 모델링트라이포드 조인트와 구면베어링의 모델링Fig. 2-8 3DFig. 2-8 3DFig. 2-8 3DFig. 2-8 3D

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트라이포드 조인트의 변위 및 속도해석트라이포드 조인트의 변위 및 속도해석트라이포드 조인트의 변위 및 속도해석트라이포드 조인트의 변위 및 속도해석3.3.3.3.

가 좌표계 변환가 좌표계 변환가 좌표계 변환가 좌표계 변환....

모터의 구동축 의 중심선을 기준 좌표축으로 하는 고정 좌표계인 좌표계(shaft) X XYZ

와 슈우 홀더에서 사각베어링과 접촉하는 슬롯 부의 길이방향을 기준 좌표축으(slot) x

로 하는 회전 좌표계인 좌표계 사이에 변환 관계식이 필요하다xr .θ

는 고전 좌표계인 좌표계와 회전 좌표계인 좌표계의 상호관계를 나Fig. 2-9 XYZ xrθ

타내고 있으며 평면은 구동축과 슈우 홀더의 회전 중심축이 이루는 평면이고 여기, XY ,

서 축은 구동축을X , x0축은 슈우 홀더의 회전 중심축을 의미한다 슈우 홀더의 사각베.

어링 슬롯이 평면 혹은XY x0 r0평면에 있는 순간이 회전 각변위 θp가 인 점으로 생각0

한다.

Fig. 2-9 Fixed orthogonal coordinate system XYZ and rotating orthogonalFig. 2-9 Fixed orthogonal coordinate system XYZ and rotating orthogonalFig. 2-9 Fixed orthogonal coordinate system XYZ and rotating orthogonalFig. 2-9 Fixed orthogonal coordinate system XYZ and rotating orthogonal

coordinate system xrcoordinate system xrcoordinate system xrcoordinate system xrθθθθ

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한편 회전 좌표계 의 회전운동은 슈우 홀더의 운동과 동일하므로 좌표계의, xr xrθ θ

방향 벡터 의 회전운동에 대하여 다음의 관계가 성립한다i, j, k .

의 각 변위i, j, k θi = θj = θk = θp (2.9)

의 각 속도i, j, k wi = wj = wk = wp (2.10)

x0 r0 θ0 좌표축의 방향벡터 io, jo, ko은 다음 식으로 표현된다.

슈우 홀더가 θp만큼 회전한 순간에 대한 x0 r0 θ0좌표축의 방향벡터 iθ, jθ, kθ 는 다음과

같다.

식 을 에 대해서 정리하면 다음과 같다(2.14), (2.15), (2.16) I, J, K .

- 26 -

나 사각베어링과 슈우 홀더의 회전각 변위 해석나 사각베어링과 슈우 홀더의 회전각 변위 해석나 사각베어링과 슈우 홀더의 회전각 변위 해석나 사각베어링과 슈우 홀더의 회전각 변위 해석....

모터 축과 슈우 홀더의 각변위와 각속도를 구하기 위해 에서 나타낸 의 위치Fig. 2-6 0°

(θp=θs 에서 슈우 홀더의 한 점 와 사각베어링의 한 점 가 서로 접촉한다고 가정=0) P B

하면 각각 다음과 같이 나타낼 수 있다 여기서 모터 구동축은 축을 회전축으로 회전. X

한다.

축의 각 변위 θs = θs I (4.20)

축의 각 속도 ws = ws I (4.21)

슈우 홀더는 축 혹은OS-OP x0 축을 중심으로 회전한다.

슈우 홀더의 각 변위 θp = θp io (2.22)

= p (cos I + sin J)θ δ δ (2.23)

슈우 홀더의 각 속도 wp = sp io (2.24)

= wp (cos I + sin Jδ δ ) (2.25)

사각베어링 부품은 슈우 홀더의 자형 슬롯 홈에 구속되어 사각베어링이 슬롯 홈의‘ ’ㄷ

길이 방향으로 미끄러지는 운동을 하며 슬롯 홈의 두께 방향으로도 미끄러지게 되어,

서 사각베어링 부품과 슬롯 홈의 반경 방향 면 사이의 틈새 가 변하게 된다 또한(gap) . ,

베어링 외륜이 슬롯 홈 안에서 kθ방향으로 상대적인 회전 운동이 가능하다 하지만 이. ,

회전운동은 각 변위가 결정되지 않는 부정 적인 운동이며 해석의 편의에서(indefinite) ,

베어링 외륜의 kθ방향으로의 회전운동은 무시하며 슬롯 홈의 바닥 면과 베어링 외륜의,

상대면이 항상 평행하게 움직이는 것으로 가정한다 이러한 가정에 의하면 사각베어링.

부품의 회전 각 변위 θ B는 슈우 홀더의 각 변위 θ p와 동일하다.

- 27 -

사각베어링의 각 변위 θ B = θ p (2.26)

사각베어링의 각 속도 w B = w p (2.27)

사각베어링의 한 점 의 위치를 가지 방법으로 표현할 수 있다B 2 .

의 점을 기준으로 하여 모터축의 회전 운동을 매개로 하여 표현할 수 있다Fig. 2-6 OS .

식 를(2.29) iθ, jθ, kθ 로 표현하기 위하여 식 에 대입하면, (2.17), (2.18), (2.19) ,

점의 위치를 의 점을 기준으로 하여 슈우 홀더의 회전운동을 매개로 하여B Fig. 4-3 OP

표현하면 다음 식으로 된다.

- 28 -

에서 점은 공간에 고정된 점을 의미하며Fig. 2-6 OP , rslip은 θ S = θ p 인 기준 지점= 0

에서 θ s 혹은 θ p 변위까지 발생한 미끄럼 변위에 대한 슬롯 홈의 길이방향 (io 혹은 iθ)

변위를 의미하며, rgap은 슬롯 홈의 반경방향(jo 혹은 jθ 의 변위로써 틈새 를 의미) (gap)

한다.

식 를 로 표현하거나(2.35) I, J, K io. jo, ko으로 표현하기 위하여 식 (2.9), (2.10),

에 대입한다(2.11) .

식 와 식 는(2.32) (2.35) iθ, jθ, kθ 성분별로 서로 같아야 한다.

- 29 -

iθ 성분 : rOBcosθs sin =rδ OBsin - rδ slip (2.38)

jθ 성분 : rOB(cosθscosθpcos +sinδ θssinθp)+d=rOP-rgap (2.39)

kθ 성분 : -cosθssinθpcos +sinδ θscosθp=0 (2.40)

식 에서(2.38) rslip=rOBsinδ (1-cosθs) (2.41)

식 에서(2.39) rgap=rOP-rOB(cosθscosθpcos +sinδ θssinθp)-d (2.42)

식 에서(2.40) tanθp=cos

tan(2.43)

으로 각각 표현이 가능하다.

식 과 에서 정도로 작은 경우에는 각 변위(2.41) (2.42) =20°δ θs와 θp의 차이는 무시

할 정도로 작으므로 θs는 θp와 같다고 가정할 수 있다 이러한 가정에서. θs=θp 인=0°

지점에서는 점과 점이 가장 먼 상태이며 모터 축과 슈우 홀더의 회전이 진행됨에P B ,

따라서 θs=θp 지점에서 가장 가까워지고 이후에 다시 멀어지는 주기적 운동을 반=90° ,

복한다.

식 에서(2.41) θs 인 순간에=0 rslip 인 것은=0 θs 인 점을 기준으로 하여 점이 점에=0 B P

대해서 미끄러지는 변위를 정의하였기 때문이다.

식 에서(2.42) θs= θp 인 순간에=90° rgap 이 되도록=0 r OP의 치수를 결정하면 점과, B

점의 상대적 틈새가 최소화됨을 의미한다 이 조건을 적용하면P . r OP와 r OB 의 관계, d

식은 다음과 같다.

- 30 -

식 조건을 식 에 적용하면 다음과 같이 표현할 수 있다(2.44) (2.42) .

식 와 함께 식 을 적용하면 점과 점 사이의 틈새(2.45) (2.43) B P rgap에 대한 크기 및 변

화 정도를 알 수 있다.

사각베어링을 모터 축에 간격으로 개소에 설치하는 경우에는 과 같이120° 3 Fig. 2.10

각각 한 사이클에 회 변화하는 것을 알 수 있다 모두 약2 . gap1, gap2, gap3 1.53 mm

정도까지 틈새가 증가하고 다시 으로 감소함을 반복한다0 .

은 모터축 각변위Fig. 2-11 θs에 따른 rslip의 변화선도를 보여주고 있으며 최대 미끄,

럼변위는 모터축의 각 변위값이 지점에서180° 2rOB 으로 약 정도의 값을sin 17.4 mmδ

나타낸다.

Fig. 2-10 The gap between square bearing and shoe holderFig. 2-10 The gap between square bearing and shoe holderFig. 2-10 The gap between square bearing and shoe holderFig. 2-10 The gap between square bearing and shoe holder

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Fig. 2-11 Slip behavior of square bearing to shoe holder ( =20°)Fig. 2-11 Slip behavior of square bearing to shoe holder ( =20°)Fig. 2-11 Slip behavior of square bearing to shoe holder ( =20°)Fig. 2-11 Slip behavior of square bearing to shoe holder ( =20°)δδδδ

Fig. 2-12 Variation of rFig. 2-12 Variation of rFig. 2-12 Variation of rFig. 2-12 Variation of rslipslipslipslip and rand rand rand rgapgapgapgap by the change ofby the change ofby the change ofby the change of δδδδ

- 32 -

는 경사각 의 변화에 따른Fig. 2-12 rδ gap과 rslip의 변화를 나타내고 있으며 경사각, δ

가 증가함에 따라 rgap과 rslip의 최대치 또한 점차 증가함을 알 수 있다 이와 같이. rgap과

rslip이 증가되면 사각베어링은 슈우 홀더의 슬롯 홈을 벗어나게 되어 동력전달 조인트

로 동작되지 않을 수도 있으므로 주어진 사판각과 동력전달 토크의 크기를 감안하여

슈우 홀더와 사각베어링 구조가 설계되어야 한다.

한편 은 일 때 모터축의 각 변위, Fig. 2-13 =20° ,δ θs에 따른 θs와 θp의 차이를 나타내

고 있으며 각 변위, θs와 θp의 위상 차이는 약 정도를 나타냄을 알 수 있다 전체±1.7° .

를 생각해보면 이 정도의 위상차는 아주 작은 값으로 무시할 수 있으므로360° θs와 θp

는 같다고 가정할 수 있다.

Fig. 2-13 Variation of phase difference (Fig. 2-13 Variation of phase difference (Fig. 2-13 Variation of phase difference (Fig. 2-13 Variation of phase difference (θθθθssss----θθθθpppp), =20°), =20°), =20°), =20°δδδδ

- 33 -

Fig. 2-14 Variation of max│θs - θp by the change of│ δ

은 모터축의 중심선과 슈우 홀더의 회전 중심선이 이루는 경사각 의Fig. 2-14 δ

변화에 따른 최대 위상차 (max│θs - θp 의 변동을 나타내고 있다 그래프에서) .│

나타낸 바와 같이 경사각 의 증가에 따라 maxδ │θs - θp 값이 점차 증가하게│

되는데 경사각이 로 최대 위상차는 약 로 일 때보다 약, = 40° 7.6° = 20° 4.5δ δ

배 증가함을 알 수 있다 따라서 사판의 경사각이 커지게 되면 슈우 홀더의 회전각.

과 모터 출력축의 회전각 사이에 위상차가 출력축 회전에 대해 정도 발행1 2.1 %

하므로 무시할 수 없는 값이 되어 트라이포드 조인트 기구의 적용이 제한될 수 있

다.

모터축의 각 변위 θs와 슈우 홀더의 각 변위 θp 사이의 관계를 나타낸 식 (2.43)

을 시간 에 대해서 미분하면 모터축의 각속도t ws와 슈우 홀더의 각 속도 wp 사이

의 관계를 얻을 수 있다.

- 34 -

으로 표현할 수 있고 다시 식 을 대입하여, (2.43) θ 을s 소거하면,

과 같이 나타낼 수 있고, cos2 =1-sinδ 2

의 관계에서δ

로 표현되며, ws와 wp의 관계는 변위 해석과 유사한 방법으로 속도해석을 통해 얻

을 수도 있다.

다 슈우 홀더의 회전속도 해석.

의 사각베어링 위의 점 의 속도를 가지 방법으로 표현할 수 있고 먼저Fig. 2-6 B 2 ,

점을 기준으로 하여 모터축의 회전운동을 매개로 하여 표현할 수 있다OS .

- 35 -

여기서 식 에 식 을 대입하여, (2.50) (2.16) I, J, KI, J, KI, J, KI, J, K 항으로 표현하여 점의 속도를B

구할 수 있다.

식 에 삭 를 대입하여(2.50) (2.18), (2.19) iiiiθθθθ, j, j, j, jθθθθ, k, k, k, kθθθθ항으로 표현하면 다음과 같다.

다른 방법으로 의 점의 속도를 슈우 홀더의 회전 운동을 매개로 하여Fig. 2-6 B

표현할 수 있다.

- 36 -

에서 점은 고정 점이므로Fig. 2-6 OP vop는 이며0 , vslip은 음의 Iθ 방향 미끄럼 속도

이며, vgap은 음의 jθ 방향 미끄럼 속도이다.

식 와 은(2.52) (2.58) iiiiθθθθ, j, j, j, jθθθθ, k, k, k, kθθθθ 성분별로 동일하므로 다음과 같이 정리할 수 있다, .

여기서 식 에 식 를 대입하여 정리하면 다음과 같다, (2.61) (2.42) .

- 37 -

식 을 대입하여(2.42) θs를 소거하면,

이 결과는 변위해석 결과로 얻어진 θs와 θp의 관계를 나타낸 식 를 미분하여(2.42)

얻어진 식 과 일치함을 알 수 있다(2.46) .

Fig. 2-15 Variation of wFig. 2-15 Variation of wFig. 2-15 Variation of wFig. 2-15 Variation of wpppp sith constant wsith constant wsith constant wsith constant wssss

- 38 -

는 입력회전수를 으로 하여 모터축의 회전 각속도Fig. 2-15 2000rpm ws가 일정하

다고 가정할 경우에 대한 슈우 홀더의 회전 각속도 wp의 관계선도를 나타내고 있

다 에서 보는 바와 같이 모터축이 회전하는 동안 슈우 홀더의 회전. Fig, 2-15 , 1

각속도 wp 는 로 변동하고 있으며 최대 변동속도와 최소 변동속도는 각각2 cycle ,

약 정도이며 그 최대 변동량은 약 일정한 출력축의 회전수2125 rpm, 1875 rpm ,

에 대해 정도임을 알 수 있다2000rpm ±6.25 % .

은 슈우 홀더의 경사각 가 증가할 경우 일정한Fig. 2-16 wδ s에 대한 wp 의 최대

변동량을 나타내고 경사각이 증가함에 따라, wp의 변동량이 증가하게 된다 경사각.

인 경우 변동량은 으로 모터 축 회전 수 의= 20° 125 rpm 2000 rpm 6.25 %δ

이지만 인 경우는 로 약 배 이상으로 증가하므로 트라이포드 조, = 40° 30.5 % 5δ

인트 기구의 적용이 제한될 수 있다.

식 의(2.59) vslip은 식 의(2.41) rslip을 시간에 대해서 미분한 결과와 비교할 수 있

다 식 을 시간에 대해 미분하면 이는 식 과 일치한다. (2.41) , (2.59) .

Fig. 2-16 Change ration of wFig. 2-16 Change ration of wFig. 2-16 Change ration of wFig. 2-16 Change ration of wpppp as comparared with tilting angelas comparared with tilting angelas comparared with tilting angelas comparared with tilting angel δδδδ

- 39 -

는Fig. 2-17 θs가 변화에 대한 vslip의 변동을 나타낸다.

Fig. 2-17 Variation of slip velocity of square bearing in 식 의direction (2.60)

vgap은 식 의(2.42) rgap을 시간에 대해서 미분한 결과와 일치함을 확인할 수 있다.

식 를 시간에 대해 미분하면 다음과 같다(2.42) .

식 에서의(2.43) tanθp = cos

tan를 대입하면 두 번째 부분이 소거되며 식, ( )

의 결과와 일치함을 알 수 있다(2.60) .

- 40 -

한편 는, Fig. 2-18 θs에 대한 vgap의 선도를 나타내고 있다.

Fig. 2-18 Variation of slip velocity of square bearing inFig. 2-18 Variation of slip velocity of square bearing inFig. 2-18 Variation of slip velocity of square bearing inFig. 2-18 Variation of slip velocity of square bearing in directiondirectiondirectiondirection

트라이포드 조인트가 적용된 유압 모터가 회전하게 되면 피스톤은 실린더 블록 내

에서 반복적인 직선 변위를 가지며 동시에 사각베어링은 슈우 홀더의 슬롯 홈 내에

서 미끄러지게 된다 모터축 회전시에 발생하는 피스톤 변위는 식 에 나타. 1 (2.17)

내었는데 여기서 모터축의 회전각, θ가 일 때 상사점으로 최대 변위가 발생하고0°

위치에서 하사점으로 최소 변위를 갖는다고 가정하면 피스톤 변위와 피스톤180°

속도는 각각 다음과 같이 나타낼 수 있다.

- 41 -

피스톤 한 개의 변위 ( rpiston 와 사각베어링의 슬롯 홈 내 미끄럼변위) ( rslip 를 비)

교하기 위해 유압 모터 출력축 회전에 대한 그래프를 나타내면 와 같1 Fig. 2-19

다.

Fig. 2-19 Comparison of displacement for piston and square bearingFig. 2-19 Comparison of displacement for piston and square bearingFig. 2-19 Comparison of displacement for piston and square bearingFig. 2-19 Comparison of displacement for piston and square bearing

그러나 유압 모터 출력축이 회전하는 동안 트라이포드 조인트에 적용된 사각베어1

링 개가 슈우 홀더 사이의 상대 미끄럼변위는 최대3 rslip 값의 배 실(17.44mm) 3 ,

린더 블록 내의 고압이 작동되고 있는 피스톤 Zp 개 피스톤이 왕복운동 하면서/2

발생되는 변위는 최대 rpiston 의(34.94mm) .Zp 배로 하면 사각베어링의 총 변위는/2

피스톤 운동 총 변위에 비해 정도로 상대적으로 작은 값임을 알 수 있다33.2 % .

이것은 플런저형 피스톤을 사용하는 경우와 로드형 피스톤을 사용하는 경우에 대한

피스톤 마찰력 상대 비교로 볼 수 있으며 그 이유는 로드형 피스톤의 경우에는 피,

스톤이 고압 작용 하에 왕복 운동하더라도 피스톤과 보어사이에 측력이 작용하지

않고 사각베어링 측면에 작용하는 마찰력이 대부분이라고 할 수 있기 때문이다.

- 42 -

변위량을 비교한 것과 마찬가지로 변위 속도를 비교하면 과 같다Fig. 2-20 .

그래프에서 나타난 바와 같이 피스톤 운동의 최대 속도에 비해 사각베어링이 슈우

홀더 내에서 미끄러지는 최대 속도는 약 정도로 나타내고 있다50% .

Fig. 2-20 Comparison of velocity for vFig. 2-20 Comparison of velocity for vFig. 2-20 Comparison of velocity for vFig. 2-20 Comparison of velocity for vslipslipslipslip andandandand VVVVpistonpistonpistonpiston

피스톤 로드 기구의 운동 해석피스톤 로드 기구의 운동 해석피스톤 로드 기구의 운동 해석피스톤 로드 기구의 운동 해석4.4.4.4.

가 좌표계가 좌표계가 좌표계가 좌표계....

에서 경사각 는 모터축의 중심선과 슈홀더의 회전중심선이 이루는 경사Fig. 2-21 δ

각을 의미한다 피스톤 로드가 모터축과 슈홀더 중심선이 이루는 평면에 존재하는.

상태를 모터축의 회전 변위각 θp가 각각 '0o

인 지점으로 가정 한다' .

점은 슈홀더의 회전 중심선과 모터축의 중심선이 교차하는 점으로써 슈홀더와 모0

터축의 회전 운동에 대한 공통 중심점이다 공통 중심인 점은 피스톤 로드의 점. 0 D

이 형성하는 궤적 원에 대해서는 중심이 되도록 설계함이 바람직하다.

- 43 -

만약 점의 궤적 원의 중심이 슈홀더와 모터축의 공통 중심점인 점과 일치하지D 0

않는다면 피스톤 로드 운동의 대칭성이 저해된다 왜냐하면 점을 지나는 수직 축. , 0

에 대해서는 좌우 대칭성이 유지되지만 점을 지나는 수평축에 대해서는 상 하, 0 ㆍ

대칭성이 유지되지 못하기 때문이다.

본 과제에서는 공통 중심선 점이 피스톤 로드의 점이 형성하는 궤적 원의 중심0 D

과 일치하도록 설계되었다고 가정한다.

피스톤 로드 기구부의 구성과 좌표계피스톤 로드 기구부의 구성과 좌표계피스톤 로드 기구부의 구성과 좌표계피스톤 로드 기구부의 구성과 좌표계Fig. 2-21.Fig. 2-21.Fig. 2-21.Fig. 2-21.

좌표계 는 공간에 고정된 좌표계이며 단위 벡터X, Y, Z , I, J, KI, J, KI, J, KI, J, K는 각각 좌X, Y, Z

표축의 방향을 가리키는 벡터이다 단위 벡터. iiiiθθθθ, j, j, j, jθθθθ, k, k, k, kθθθθ는 점을 기준으로 회전하는0

점을 따라 회전하는 좌표계의 단위 벡터들이다D . iθ는 슈홀더의 회전 중심축 방향

을 가르키며, jjjjθθθθ는 점에서 점을 향하는 반경 방향을 가리키고0 D , kkkkθθθθ는 원주 궤적의

접선 방향을 가리킨다 단위 벡터. llllθθθθ, m, m, m, mθθθθ, n, n, n, nθθθθ는 모터축에 대해서 회전하면서 왕복하

는 점 를 따라서 회전하는 좌표계의 단위벡터들이다C . llllθθθθ는 모터축의 방향을 가르

키며, mmmmθθθθ와 nnnnθθθθ는 반경 방향과 원주방향을 각각 가리킨다.

- 44 -

점의 운동이 회전하면서 왕복하는데 왕복하는 운동 부분을 구하는 해석 과정의C ,

편의를 위하는 입장에서 각 부위의 운동을 llllθθθθ, m, m, m, mθθθθ, n, n, n, nθθθθ벡터로 최종적인 정리를 하는

것이 편리하다 그러므로. , iiiiθθθθ, j, j, j, jθθθθ, k, k, k, kθθθθ 와 llllθθθθ, m, m, m, mθθθθ, n, n, n, nθθθθ사이의 관계를 구하는 것이 필요

하다.

절에서1.1 iiiiθθθθ, j, j, j, jθθθθ, k, k, k, kθθθθ와 llllθθθθ, m, m, m, mθθθθ, n, n, n, nθθθθ의 관계식이 주어져 있으므로, I, J, KI, J, KI, J, KI, J, K 와 llllθθθθ, m, m, m, mθθθθ,,,,

nnnnθθθθ사이의 관계식만 구하는 것으로 가능하다.

식을 식에 대입한다(2-65), (2-66), (2-67) (2-14), (2-15), (2-16) .

- 45 -

에서Fig. 2-21 rD는 점에 대한 슈홀더 회전 반경D , rc는 점에 대한 모터 축 중심C

으로부터 회전 반경이며, ar은 피스톤 로드에서 와 사이의 거리이다C D .

나 변위 해석나 변위 해석나 변위 해석나 변위 해석....

피스톤 로드의 점의 위치를 가지 방법으로 표현할 수 있다 첫째 방법으로C 2 .

에서 점에 대하여 회전하는 실린더 블록의 운동을 매개로 하여 표현할Fig.2-1 OT

수 있다.

식에 식을 대입한다(2-73) (2-64) .

여기서 점은 공간에 고정된 점이며OT , rrot은 실린더 블록이 회전함에 따른 변위 성

분이며, rsi 은 피스톤이 실린더 구멍의 길이방향, (lθ 으로 행정변위이다) .

식에서(2-10) θr은 피스톤 로드의 회전 변위각을 의미하며 점을 기준으로 회전한, C

다고 가정할 때 선분 가 수평방향 방향 과 이루는 각을 의미한다CD (I ) . θro는 모터

축의 회전 변위각 θs 이 일 때 피스톤 로드의 변위각을 의미한다 모터축과 중심, 0 .

선과 슈홀더의 회전 중심선이 이루는 평면에 피스톤과 피스톤 로드가 올 때를 모터

축 회전 변위각이 인 지점으로 가정한다0 .

θro는 다음과 같이 표현된다.

- 46 -

피스톤 로드의 한 점 의 위치를 표현하는 다른 방법으로써 슈홀더의 회전 운동을C

매개로 하여 표현할 수 있다.

식에 식을 대입한다(2-77) (2-69) .

식과 식은(2-73) (2-78) llllθθθθ, m, m, m, mθθθθ, n, n, n, nθθθθ 성분별로 서로 같아야 한다.

식에서(2-79)

- 47 -

식과 식으로부터 다음이 성립한다(2-80) (2-81) .

식은 모터축의 회전 각 변위(2-84) θs 와 슈홀더의 회전 각 변위, θp의 관계식을 보

여준다 이 결과 식은 식과 서로 다른 것처럼 보이지만 동일한 식이다 왜냐. (2-43) .

하면 식은 모터축이 구동 축으로써 구동되어지고 슈홀더가 종동되는 경우에, (2-43)

대한 결과식인 반면에 식은 구동 축과 종동축이 역인 경우로써 슈홀더의 회, (2-84)

전 변위각이 주어질 때 모터축의 회전 변위각을 결정하는 식의 형태로 표현된 것이

다 모터축의 각 변위. θs 와 슈홀더의 각 변위, θp의 관계식이 식과 식(2-43) (2-84)

중에서 어느 식으로 표현하더라도 나머지 해석 과정에는 전혀 문제가 없다, .

식과 식의 두 가지 식의 형태로 얻어진 이유는 단지 좌표계의 선택을(3-43) (2-84)

서로 다르게 하였기 때문이다 유압 모터에서 기구의 구동에 의하여 최종적으로 종.

동 되어지는 것이 모터축이라고 볼 수 있으므로 식의 형태가 보다 합리적이(2-84)

라고 할 수 있다 이 이후에는 식 만을 적용하기로 한다 에서. (2-84) . Fig. 2-22 θp

와 θs의 관계 선도를 보여 준다.

Fig. 2-22Fig. 2-22Fig. 2-22Fig. 2-22 θθθθpppp에 따른에 따른에 따른에 따른 θθθθpppp ---- θθθθssss 선도선도선도선도 ( =20°)( =20°)( =20°)( =20°)δδδδ

- 48 -

식을 식과 함께 수치 해석적인 방법으로 풀이하면(2-83) (2-84) θp에 따른 θr의 변

화선도를 구할 수 있는데 에서 보여준다Fig. 2-23 .

Fig. 2-23Fig. 2-23Fig. 2-23Fig. 2-23 θθθθpppp에 따른에 따른에 따른에 따른 θθθθrrrr의 변화선도의 변화선도의 변화선도의 변화선도

( =20°, a( =20°, a( =20°, a( =20°, aδδδδ rrrr= 72mm, r= 72mm, r= 72mm, r= 72mm, rDDDD= 49.5mm, r= 49.5mm, r= 49.5mm, r= 49.5mm, rcccc = 48mm)= 48mm)= 48mm)= 48mm)

피스톤에 작용하는 측면력을 작게 하기 위해서는 θr각도가 에 가까울수록 유리하0°

다 식과 식은 설계 과정에서. (2-83) (2-84) θr값을 예측하거나, rD값과 ar값의 결정

에 적용할 수 있다 정성적 관점에서. ar값은 크게 하고, rD값은 작게 할수록 θr값을

감소하게 되며 경사각 를 작게 할수록, δ θr의 변화 폭이 작아진다 식에서. (2-75) rc

값은 rD 보다 크게 선정하여cosδ θr값이 값을 기준으로 음과 양의 값으로 변화하게0

함으로써 θr의 평균값의 크기를 줄일 수 있다.

식을 식 식과 함께 수치 해석적으로 풀이하면(2-82) (2-83) , (2-84) θp에 따른 rsl의

변화선도를 구할 수 있는데 에서 보여준다Fig. 2-24 .

- 49 -

Fig. 2-24 θp에 따른 rsl의 변화선도

( =20 ,δ ˚ αr=72mm, rD=49.5mm, rC=48mm)

식은 에서 모터축의 중심선과 슈홀더의 중심선이 만나는 교점 가(2-82) Fig. 2-1 0

피스톤 로드의 점이 만드는 궤적 원의 중심점과 일치한다는 가정에서 얻은 식이D

다 이러한 가정을 전제하면. θp 인 지점에서=180˚ θr값은 θro값과 일치한다 이러한.

결과를 식에 적용하면 이 식의 두 번째 항이 소거된다 의 관측에(2-82) , . Fig. 2-24

서 θp 에서=180 r˚ sl값은 최대가 되며 피스톤의 행정거리를 의미한다 피스톤 행정거.

리 rstroke는 다음과 같이 표현된다.

식으로부터 유압모터의 회전 당 배제용적을 얻을 수 있다 슈 홀더와 모터(2-85) 1 .

축의 회전속도의 맥동효과를 무시한 평균 배제용적 Vth는 다음과 같이 주어진다.

- 50 -

여기서 Apt는 피스톤 수압부 면적, rpt는 피스톤 수압부 반경을 의미하며 은 피스, n

톤 개수이다.

다 속도 해석다 속도 해석다 속도 해석다 속도 해석....

변위 해석에서 얻은 식을 시간에 대해 미분하여 속도 관계(2-82), (2-80), (2-84)

식을 얻는다 식을 시간에 대해서 미분하면. (2-84)

식을 대입하여(2-82) θs를 소거하면

cos2 =1-sinδ 2

이므로δ

- 51 -

cosθp=sin( /2-π θp 이므로)

식은 식과 위상이 만큼 빠르다는 것을 제외하고는 동일(2-88) (2-46) /2 rad( 90 )π ˚

하다.

식을 시간에 대해서 미분하면(2-80)

식(2-84) tanθs = tanθp 를 대입하면/cos ,δ

식을 대입하면(2-84) ,

- 52 -

식을 식과 함께 수치 해석적으로 풀이하면(2-90) (2-84), (2-83) θp에 따른 wr의 변

화선도를 얻을 수 있는데 에 그려져 있다, Fig. 2-26 .

Fig. 2-25Fig. 2-25Fig. 2-25Fig. 2-25 θθθθpppp에 따른에 따른에 따른에 따른 wwwwrrrr의 변화선도의 변화선도의 변화선도의 변화선도

( =20 ,( =20 ,( =20 ,( =20 ,δ ˚ αδ ˚ αδ ˚ αδ ˚ αrrrr=72mm, r=72mm, r=72mm, r=72mm, rDDDD=49.5mm, r=49.5mm, r=49.5mm, r=49.5mm, rCCCC=48mm)=48mm)=48mm)=48mm)

의 관측에서Fig. 2-25 wr 은 wp의 수 이내임을 알 수 있는데 이러한 결과로부% .

터 피스톤 로드의 점과 점의 볼 소켓 조인트 부위들의 윤활은 다른 부위들에C D -

비교하여 상대적으로 중요도가 떨어진다고 볼 수 있다.

식을 시간에 대해서 미분하면 피스톤 왕복 운동의 속도를 얻는다(2-82) .

피스톤 왕복 속도

- 53 -

식을 식과 함께 수치 해석적으로 풀이하면(2-91) (2-83), (2-84), (2-90) θp에 따른

vsl 의 변화선도를 구할 수 있는데 에 그려져 있다, Fig. 2-26 .

Fig. 2-26Fig. 2-26Fig. 2-26Fig. 2-26 θθθθpppp에 따른에 따른에 따른에 따른 vvvvslslslsl 의 변화선도의 변화선도의 변화선도의 변화선도

( =20 ,( =20 ,( =20 ,( =20 ,δ ˚ αδ ˚ αδ ˚ αδ ˚ αrrrr=72mm, r=72mm, r=72mm, r=72mm, rDDDD=49.5mm, r=49.5mm, r=49.5mm, r=49.5mm, rCCCC=48mm, w=48mm, w=48mm, w=48mm, wpppp=523.5rad/s)=523.5rad/s)=523.5rad/s)=523.5rad/s)

다 힘의 작용에 관한 해석다 힘의 작용에 관한 해석다 힘의 작용에 관한 해석다 힘의 작용에 관한 해석....

가정과 해석방법가정과 해석방법가정과 해석방법가정과 해석방법(1)(1)(1)(1)

에서 보는 바와 같이 피스톤 로드를 적용한 유압모터에서 힘의 작용과 토Fig. 2-27

오크의 발생을 정확하게 이해하는 것은 매우 복잡하다 문제를 복잡하게 하는 요인.

들을 열거하면 다음과 같다.

피스톤 피스톤 로드 등의 각 부품의 관성력을 정확히 구하는 것이 복잡하다 각a. , .

부품의 가속도와 각 가속도를 구해야 하는데 각 부품들이 복잡한 차원 운동을 하, 3

므로 가속도 해석이 복잡하다.

밸브 플레이트와 실린더 블록 사이의 습동면과 슈와 슈홀더 사이의 습동면 등에b.

는 정압베어링이 적용되고 잇는데 정압베어링의 마찰을 이론적으로 결정하는 것이,

복잡하다.

- 54 -

에서 점의 궤적을 모터축의 수직면에 투영시켰을 때 타원형상이 된c. Fig. 2-27 D

다 그러므로 피스톤 슈에 작용하는 힘으로 야기되어지는 토오크 계산에 있어서 모. ,

멘트 팔 길이 의 결정이 복잡하다(moment arm length) .

차원 힘 계이므로 힘의 작용 관계의 이해가 어렵다d. 3 .

본 연구에서는 해석의 편이를 위해서 다음과 같은 가정과 해석 방법을 적용한다.

유압유의 압력에 의하여 피스톤과 각 기구에 작용하는 유압력에 비교하여 각a. ,

부품의 질량효과에 의한 관성력은 작으므로 무시한다.

정압베어링 부위의 마찰력에 관한 정확한 해석은 피하고 정성적으로만 분석한b.

다.

힘의 작용과 토오크 계산의 편이를 위해서 그림 에서 보여주는c. 2-1 Iθ-jθ-kθ 회

전 좌표계, lθ-mθ-nθ 회전 좌표계와 함께 고정 좌표계를 혼용한다 해석의I-J-K .

과정에서 좌표계의 변환이 필요한 경우에는 앞에서 설명한 변환공식들을 사용한다.

부품별 힘의 작용부품별 힘의 작용부품별 힘의 작용부품별 힘의 작용(2)(2)(2)(2)

의 기구를 구성하는 각 부품을 분리한 자유 물체도는 과 같이Fig. 2-27 Fig. 2-28

나타내어진다.

피스톤에 관한 자유물체도 에서Fig. 2-28(a) lθ방향과 mθ방향의 힘의 평형을 각각

적용한다.

- 55 -

피스톤 로드를 적용한 유압 모터에서 힘의 작용과 토오크 발생피스톤 로드를 적용한 유압 모터에서 힘의 작용과 토오크 발생피스톤 로드를 적용한 유압 모터에서 힘의 작용과 토오크 발생피스톤 로드를 적용한 유압 모터에서 힘의 작용과 토오크 발생Fig. 2-27Fig. 2-27Fig. 2-27Fig. 2-27

피스톤의 자유물체도피스톤의 자유물체도피스톤의 자유물체도피스톤의 자유물체도a)a)a)a) 피스톤 로드의 자유물체도피스톤 로드의 자유물체도피스톤 로드의 자유물체도피스톤 로드의 자유물체도b)b)b)b)

슈 플레이트의 자유물체도슈 플레이트의 자유물체도슈 플레이트의 자유물체도슈 플레이트의 자유물체도c) -c) -c) -c) - 모터축의 자유물체도모터축의 자유물체도모터축의 자유물체도모터축의 자유물체도d)d)d)d)

기구 구성부품에 대한 자유물체도기구 구성부품에 대한 자유물체도기구 구성부품에 대한 자유물체도기구 구성부품에 대한 자유물체도Fig. 2-28Fig. 2-28Fig. 2-28Fig. 2-28

마찰력 Ff는 고체마찰 과 유체마찰의 합으로 표현된다(coulomb friction) .

- 56 -

식에서(2-94) Cdf는 피스톤 측면과 실린더 내면 사이의 고체마찰계수를 뜻한다. μf

는 유압유의 점도이고, Acon은 접촉면적이며, αpt는 피스톤 길이이고, tgap은 피스톤

과 실린더 내경 사이의 틈새의 크기이다. vsl 은 식으로 주어지는 피스톤의(2-91)

왕복속도이다.

식에서 피스톤로드의 경사각(2-92) θr은 이하로 억제함으로써 최신유압공학 하3 ( ,˚

재현 저 청문각 출판 참조 피스톤과 실린더 내경 사이의 측면력 을 작게, , p173 ), N

할 수 있다 값이 작으면 식에서 고체마찰력을 감소시키는 효과를 얻는다. N (2-93) .

피스톤과 실린더 사이의 면압이 작으므로 마찰 저항이 작게되며 마모를 줄일 수 있

다 피스톤 로드를 적용한 방식에서 결과적으로 얻어지는 주요한 특성은 경사판의.

경전각을 플런저 방식의 최고 허용한도로 알려져 있는 를 훨씬 초과하여서 경18 ,˚

사 축 식의 허용 경사각인 까지 증대시킬 수 있다는 것이다 피스톤 로드25 ~30 .˚ ˚

방식에서 피스톤 길이 αpt가 짧게 되는데 식에서 유체마찰력을 줄이는 효과, (2-93)

도 얻는다.

식에서(2-91), (2-92), (2-93) N, Ff 를 소거하고, Fr 에 관하여 정리하면

에서 피스톤 로드는 력부재 로써 단순히 힘을 전Fig. 2-28(b) 2 (two force element)

달하는 기능만을 수행한다.

슈홀더에 관한 자유 물체도인 에서 힘의 평형을 적용한다Fig. 2-28(c) .

축방향(lθ 혹은 방향 성분의 평형에서I )

- 57 -

축에 수직 방향(lθ 혹은 방향 성분의 평형에서J ) ‘ Frsinθr mθ - Fp 의 값은sin J'δ

구면 베어링의 반작용력 FB 의 모터축에 수직방향 성분과 평형을 이룬다.

슈홀더의 반작용력의 수직 성분인 -Fp 만이 모터 축에 대한 토오크를 발생시sin Jδ

키는 효과를 가진다 그러므로 한 개의 피스톤에 작용하는 힘에 의한 토오크는 다.

음과 같이 표현된다.

jθ에 식을 적용하면(2-16)

식에서 방향 성분을 구면 베어링과 경사판이 지지하는 반작용 토오크와 상(2-98) K

쇄되어지면 방향 성분만이 모터축 토오크가 된다I .

모터축 토오크

식에 식을 적용하면(2-99) (2-95) ,

식에 식을 적용하면(2-100) (2-94)

- 58 -

식에 식을 적용하여 피스톤에 작용하는 마찰력(2-100) (2-91) Ff로써 표현할 수 있

다.

식은 개의 피스톤에 의하여 작용하는 축 토오크인데 개의 피스톤의 효과(2-102) 1 , n

를 합성하면,

식과 식에서 피스톤 로드의 경사각(2-102) (2-103) θr은 소거되어 있음을 알 수 있

다 그러므로 경사각. , θr은 피스톤과 실린더 내경 사이의 수직 항력의 크기와 마찰

력의 크기에 영향을 미치며 모터축 구동 토오크에는 직접적으로 영향을 미치지 못,

하며 마찰력을 통하여 간접적으로 영향을 미친다.

에서 구면 베어링을 통하여 축으로 전달되는 토오크는 식의Fig. 2-28(C) (2-103)

토오크에서 슈와 슈홀더 사이의 정압베어링 부위의 마찰 토오크 Tf1을 제거한 값이

다.

구면 베어링의 토오크 TB=TI-Tf1 (2-104)

에서 부하를 구동하게 되는 모터축의 최종 출력 토오크Fig. 2-28(d) Tm은 (2-104)

식의 토오크에서 실린더 블록과 밸브 플레이트 사이의 정압베어링 부위의 마찰 토

오크 Tf2를 제거한 값이다.

출력 토오크 Tm=TI-Tf1-Tf2 (2-105)

식에서 출력 토오크를 높이기 위해서는 마찰 토오크를 줄여야 하는데 마찰(2-105) ,

토오크를 줄이는 방법으로서 슈우와 슈우 홀더 사이에 정압베어링을 적용하는 것

대신에 로울러 베어링으로 대체하는 방법이 있다.

- 59 -

실린더 블록과 밸브 플레이트 사이는 유압유의 출입 포트를 설치해야 하는 구조상

의 이유 때문에 로울러 베어링의 사용이 불가능하지만 슈우 부위에는 로울러 베어,

링의 적용이 가능하다 단 로울러 베어링은 내구성이 정압베어링보다 약하다는 단. ,

점이 있는데 설계 과정에서 베어링 수명 계산을 적절히 해 주는 것으로 해결할 수,

있다.

정압베어링은 구조적으로 유압유의 누설을 필요로 하므로 용적 효율의 관점에서도

불리하다.

라 회전동력 전달 조인트 기구의 검토라 회전동력 전달 조인트 기구의 검토라 회전동력 전달 조인트 기구의 검토라 회전동력 전달 조인트 기구의 검토....

이상과 같이 커넥팅 로드 기구와 트라이포드 조인트 기구를 적용한 유압모터에 대

하여 변위 및 속도를 해석하였으며 해석결과로부터 얻어지는 주요사항들은 다음과,

같이 요약된다.

슈우 홀더의 회전각 변위는 구동축의 회전각 변위에 대하여 경사각 인 경1) =20δ ˚

우에 정도의 위상차이를 보이며 이것은 경사각이 증가하면 더욱 큰 위상차±1.7 ,˚

가 발생하여 사판각 인 경우에는 으로 약 배 증가하게 된다40 ±7.6 4.5 .˚

구동축이 회전하는 동안에 슈우 홀더의 회전운동은 구동축의 회전운동과 차이2) 1

를 보이는데 번의 주기적인 양상을 가지며 슈우 홀더 중심축이 구동축에 대해서, 2 ,

의 경사를 이루고 구동축의 회전속도가 으로 일정한 경우에 슈우 홀더20 2000rpm˚

의 회전속도는 구동축 속도의 범위 내에서 변동하게 된다 이 또한 경사각±6.25% .

이 증가하면 회전속도 변동이 발생하게 되는데 사판각이 까지 증가되는 경우에40˚

는 약 배로 그 변동량이 증가하게 된다5 .

실린더 배럴과 피스톤 사이의 미끄럼 운동보다는 상대적으로 작지만 사각베어3) ,

링과 슈우 홀더 사이에는 미끄럼 상대운동이 발생하게 되고 개의 사각베어링에서, 3

의 미끄럼운동은 Zp 개의 피스톤 최대 미끄럼운동에 비해 정도로 상대적/2 33.2%

으로 작은 값이 되며 이때의 미끄럼 속도 또한 정도 작게된다, 50% .

- 60 -

제 절 폐회로용 정 역 가변 유압펌프 설계제 절 폐회로용 정 역 가변 유압펌프 설계제 절 폐회로용 정 역 가변 유압펌프 설계제 절 폐회로용 정 역 가변 유압펌프 설계2222 ・・・・

설계 개념설계 개념설계 개념설계 개념1.1.1.1.

본 과제에서 적용하는 폐회로식 유압 구동장치의 주요 구성품(Closed circuit type)

인 유압모터와 유압펌프는 실린더블록이나 밸브 플레이트 등 일부 부품을 동일한

형상 그대로 이용하였다 본 연구에서는 유압 피스톤 펌프나 모터에서 상대 미끄럼.

운동 중에 발생하는 마찰력에 의한 손실을 최소화하기 위한 연구로 플런져 피스톤

과 로드형 피스톤과 실린더 블록 내부에서 발생하는 마찰력 및 작용력을 비교 해석

하였다 기존의 플런져형 피스톤 기구에서는 피스톤의 측력에 의해 실린더 블록을.

회전시키는 구조이지만 로드형 피스톤 기구를 채택하는 경우에는 피스톤이나 로드,

의 출력을 이용하는 것이 아니라 슈우와 결합된 슈우 홀더를 회전시키는 구조로,

되어 이러한 문제를 해결하기 위해 경사져서 회전하는 슈우 홀더와 이를 관통하는,

출력 축 사이에 트라이포드 조인트나 유니버셜 조인트를 적용함으로써 구조적인 문

제에 의해 제한을 해결하고자 한다.

아울러 피스톤 구면부에 있어서 동력손실을 최소화하기 위한 구면 정압베어링의,

설계와 정 역 가변 경사판 구동 조인트 설계 이론을 적용하였다(universal joint) .・

로드형 피스톤 설계 및 작용력 해석로드형 피스톤 설계 및 작용력 해석로드형 피스톤 설계 및 작용력 해석로드형 피스톤 설계 및 작용력 해석2.2.2.2.

가 해석을 위한 가정가 해석을 위한 가정가 해석을 위한 가정가 해석을 위한 가정....

피스톤 로드를 적용한 유압펌프 모터에서 힘의 작용을 정확하게 해석하는 것은 3・

차원 공간상에서 운동을 하므로 매우 복잡하게 된다 따라서 본 연구에서는 해석의. ,

편의를 위해서 다음과 같은 가정과 해석 방법을 적용한다.

피스톤과 각 기구에 작용하는 유압력에 비교하여 각 부품의 질량효과는 상대적a.

으로 작으므로 질량 관성력은 무시한다.

- 61 -

정압베어링 부위의 마찰력에 관한 정확한 해석은 피하고 정성적으로만 분석한b.

다.

나 플런져형 피스톤의 작용력 계산나 플런져형 피스톤의 작용력 계산나 플런져형 피스톤의 작용력 계산나 플런져형 피스톤의 작용력 계산....

사판식 유압 펌프에 플런져형 피스톤을 적용할 경우 플런져 피스톤이 받는 힘들을

알아보기 위해 자유물체도 를 나타내면 와 같다(free body diagram) Fig. 2-29 .

Fig. 2-29 Free body diagram of plunger type pistonFig. 2-29 Free body diagram of plunger type pistonFig. 2-29 Free body diagram of plunger type pistonFig. 2-29 Free body diagram of plunger type piston

피스톤부에 작용하는 측력 FL1 과 FL2 를 알아보기 위해 모멘트 평형을 고려하면

로 되고 피스톤 운동 방향으로의 힘 평형을 고려하면,

- 62 -

로 나타낼 수 있다 여기서. Ff1 과 Ff2 는 측력 FL1 과 FL2 에 의해 발생되는 마찰력

으로 플런져형 피스톤의 경우 틸팅될 때 집중하중이 작용되는 경우

로 된다.

여기서, Cdf 는 피스톤 측면과 실린더 내면 사이의 고체마찰계수를 의미하고, μf 는

유압유의 점도, l1 은 접촉부의 피스톤 길이이며, hp 는 피스톤과 실린더 보어 사이

의 평균 틈새크기, vp 은 피스톤의 왕복속도이다.

다 로드형 피스톤의 자유물체도다 로드형 피스톤의 자유물체도다 로드형 피스톤의 자유물체도다 로드형 피스톤의 자유물체도....

로드형 피스톤의 로드에 작용하는 힘을 자유물체도로 나타내면 과 같다Fig. 2-30 .

이 경우에 에 나타낸 바와 같은 피스톤 측면 방향으로의 측력Fig. 2-30 FL의 크기

를 알아보기 위해 점에서 받는 반력D FR로 인해 점에서 발생되는 반력과 유압력C

간의 힘 평형을 고려하면

여기서 는 사판의 경사각 는 로드의 틸팅각, , , lα ξ p는 피스톤의 길이이다.

- 63 -

이때 측력 FL 은

로 되며 는 사판각이 인 유압모터에서 일반적으로 의 변위를 가지, 20~40 1~2ξ ˚ ˚

므로 측력은 매우 작은 값이며 이 경우에 사판각을 더욱 증가시킬 수 있다는 것을

의미한다.

로드형 피스톤의 자유물체도로드형 피스톤의 자유물체도로드형 피스톤의 자유물체도로드형 피스톤의 자유물체도Fig 2-30Fig 2-30Fig 2-30Fig 2-30

마찰력을 해석하기 위해 유압 모터에서 작용하는 힘으로 해석하면 플런져형 피스톤

은 피스톤 슈우가 경사진 사판의 표면을 미끄러져 운동함에 따라 플런져의 몸체부

가 틸팅 되면서 실린더 블록에 회전력을 전달하는 구조이므로 에(tilting) Fig. 2-31

서와 같이 측력 이 크게 작용하여 피스톤의 왕복 운동시에 큰 저항력(lateral force)

이 작용하게 될 것이다 그러나 로드형 피스톤의 경우 에 나타낸 바와. , Fig. 2-32

같이 피스톤 슈우의 미끄럼 운동이 슈우 홀더를 회전시키는 힘으로 작용하고 피스,

톤 로드는 범위의 작은 각도로 틸팅되고 피스톤의 측면에 작용하는 측력은1~2 ,˚

피스톤이 틸팅되지 않으므로 짧은 피스톤 전체 길이에 분포하중으로 작용하며 그

양도 작은 값이 될 것이다.

- 64 -

Fig. 2-31 Lateral force on the plunger type pistonFig. 2-31 Lateral force on the plunger type pistonFig. 2-31 Lateral force on the plunger type pistonFig. 2-31 Lateral force on the plunger type piston

Fig. 2-32 Lateral force on the rod type pistonFig. 2-32 Lateral force on the rod type pistonFig. 2-32 Lateral force on the rod type pistonFig. 2-32 Lateral force on the rod type piston

구면 정압베어링의 설계구면 정압베어링의 설계구면 정압베어링의 설계구면 정압베어링의 설계3.3.3.3.

가 구면 정압베어링의 기본 변수가 구면 정압베어링의 기본 변수가 구면 정압베어링의 기본 변수가 구면 정압베어링의 기본 변수....

일반적으로 구면 정압베어링을 설계하는데 있어서 기본이 되는 성질은 베어링이 지

지할 수 있는 하중 또는 압착력을 나타내는 베어링의 부하용량 이고 이것으로, W ,

베어링 간극 내에서 형성되는 윤활막의 압력분포를 알 수 있다 여기서 윤활막의h .

압력분포를 지배하는 방정식은 다음과 같은 일반적인 가정을 통해 유체의 운동방정

식과 연속식을 이끌어 낼 수 있다.

- 65 -

유체는 비압축성이고 유체이다a. Newton .

보통 사용하는 윤활유는 이 가정을 적용할 수 있는데 여기서 비압축성 이란 압력,

에 변화에 대해 유체의 체적의 변화하지 않는 성질이며 일반적으로 액체는 비압축,

성 유체 기체는 압축성 유체로 취급한다 또 유체는 유체의 점성에 관한, . , Newton

성질을 나타내며 전단응력은 속도구배와 점성계수에 비례함을 의미한다 윤활유나, .

공기를 포함한 거의 모든 유체가 유체로 취급되며 가장 일반적인 유체이Newton

다.

흐름은 정상상태이다b. .

베어링 간극내의 윤활유의 흐름의 모양이 시간에 따라 변화하지 않는다고 가정한

다.

유체의 관성력은 점성력에 비해 무시할 수 있다c. .

흐름은 층류이다d. .

유체의 점도는 베어링 간극 내에서 일정하다e. .

윤활막의 간극방향의 압력은 일정하다f.

베어링면과 윤활막의 경계에서 미끄럼은 발생하지 않는다g. .

외력항은 무시한다h. .

과 같이 구면 정압베어링에 작용하는 기본적인 변수에 대해 알아보면Fig. 2-33 ,

먼저 베어링 외부에서 포켓으로 오일을 공급하는 데 있어 유입부에 유량조절기구

교축장치 를 설치하는데 이의 형상과 크기에 의해서 공급압력과 포켓압력의 차이( ) ,

( 및 교축장치를 통과하는 유량이 좌우된다) .

먼저 유입구가 길이와 직경비가 큰 모세관 일 경우에는 층류유동에 대한(capillary)

방정식으로부터 압력차에 의해 모세관을 통과하는 유량Hagen-Poiseille , 는 다

음과 같다.

여기서, 는 모세관 직경, 는 모세관 길이이다.

- 66 -

Fig. 2-33 Configuration of spherical hydrostatic bearingFig. 2-33 Configuration of spherical hydrostatic bearingFig. 2-33 Configuration of spherical hydrostatic bearingFig. 2-33 Configuration of spherical hydrostatic bearing

그러나 에서와 같이 길이와 직경의 비가 매우 작은Fig. 2-33 ( 오리피스< 10)

인 경우는 식 와 같이 나타낼 수 있다(orifice) (2.113) .

여기서, 는 오리피스 유량계수로 층류 Re=106일 때 대략 값을 가지며0.55 ,

는 오리피스의 단면적, 는 윤활유 밀도를 나타낸다.

한편 랜드부와 피스톤 구 부분의 틈새로 누설되는 유량을, 이라 하고 그 유막

두께를 라 한다면 이 틈새로 누설되는 유량은,

와 같이 나타낼 수 있다 여기서 는 작동유의 점성계수이고. ,μ 은 구면 정압베어

링 포켓의 축방향 중심선으로부터 내부 포켓의 외경까지의 각도이며, 는 그 중

심선에서 외부 랜드의 외경까지의 각도를 나타낸다.

- 67 -

따라서 식 과 같이 오리피스를 통해 공급되는 유입유량, (2.113) 는 만큼 부

상된 구면부의 간극를 통해 유출되는 누설유량 와 같으므로 연속 방정식

이 성립한다 즉(continuity equation) . ,

과 같이 나타내며 이를 다시 정리하면 포켓 압력, 을 다음과 같이 표현할 수 있

다.

특히 오리피스로 조절되는 정압베어링은 포켓 압력이 오일의 점도 에 영향을 받, μ

기 때문에 오일의 온도가 올라가면 베어링 틈새가 좁아지게 된다.

구면 정압베어링이 가지는 부하용량 는 작용하는 면적에 의해 결정되는데 다음과W

같은 식으로 표현된다.

여기서 은 구면부의 반경이다, R .

- 68 -

나 동력손실 저감형 구면 정압베어링의 포나 동력손실 저감형 구면 정압베어링의 포나 동력손실 저감형 구면 정압베어링의 포나 동력손실 저감형 구면 정압베어링의 포켓켓켓켓부 최적설계부 최적설계부 최적설계부 최적설계....

일반적으로 구면 정압베어링에서 동력 손실로 작용하는 변수는 압력 강하와 유량

누설이 있는데 여기서 압력은 공급되어지는 압력과 모세관이나 오리피스 같은 교,

축기의 크기 그리고 그것을 통과한 후의 포켓 압력이 주요 요인으로 작용하게되고, ,

누설유량은 작용하는 부하용량에 따라 스스로 조절 되는 유막두께를 통해 외부로

빠져나가는 누설유량의 영향이다 따라서 두 가지 변수를 모두 고려하여 최대 부하. ,

용량을 가지면서 최소 누설유량을 갖는 구면 정압베어링을 설계하는 것이 최적설계

라 할 수 있다 그러나 부하용량과 누설유량은 포켓압력. 이 크게 영향을 미치는

데 서로 반대로 작용 하게 된다 즉 부하용량은 포켓 압력에 비례하고 누설유량은, . ,

반비례한다 따라서 구면 정압베어링의 설계는 요구되어지는 조건에 맞춰 공급압력. ,

과 포켓 압력의 압력비를 결정하는 것이 우선으로 한다.

본 연구에서는 구면 정압베어링을 통해 누설되는 유량이 목표로 하는 유압 모터 전

체 제적효율에 의해 결정되어 있다고 가정하면 연속방정식에 의해 정압베어링을,

통해 누설되는 유량은 오리피스를 통해 공급되는 유량과 같게 되고 공급압력 변화

에 따라 포켓압력과 정압베어링 틈새가 변하게 되는데 이것은 오리피스의 직경에

따라서 변하게 된다 따라서 오염입자에 대한 허용성 가공성에 대한 고려 등으로부. ,

터 통상 의 오리피스 직경 을 결정하게 되는데 이렇게 오리피스의 직경이0.8~2mm

결정되면 포켓압력과 유막틈새는 공급압력과 베어링 형상만의 함수로 자동 결정된

다.

일정 공급압의 윤활유를 공급하여 정압베어링 내에서 윤활을 위해 소비되는 펌프소

비동력을 라고 하면 에서와 같은 형상에 대해서 포켓으로부터 누설, Fig. 2-33

되는 유량 와 포켓 압력 이 대기압 로 변하는 압력차의 곱으로 하여 식

과 같이 나타낼 수 있다(2.118) .

여기서, 는 구면 정압베어링에서의 펌프 동력효율이다.

- 69 -

에 나타낸 구면 정압베어링에 대해서 의 설계방법과 같은 방법Fig. 2-33 H. Yabe

으로 단위 하중당 펌프소비동력 를 베어링 형상에 비례하는 펌프동력계수

를 사용하여 표현하면

와 같이 되고 여기서,

이다.

여기서 펌프동력계수는 다음과 같이 표현할 수 있다.

여기서, 는 베어링 형상계수로서 구면 정압베어링에 대해서는 다음과 같이 정해

진다.

따라서 누설유량에 관한 식 는 다음과 같이 표현된다, (3.114) .

또, 는 유효 베어링면적을 나타내는 무차원 계수로서 부하용량 와 관련하여W

다음과 같이 표현된다.

- 70 -

따라서 베어링의 부하용량에 대한 식은,

와 같이 되고 는 바깥 포켓부의 베어링 면적, A ( = 이고) , 는 베어링이 지

지하는 유효면적을 나타내는 계수로서 구면 정압베어링은 다음과 같이 정해진다.

와

는 포켓과 랜드의 형상을 나타내는 각도 과 와 밀접한 관계를 보이

며 에 나타내었다, Fig. 2-34 .

만약 가 일정하다면 구면부 중심으로부터 내부 포켓 외경까지의 각 이 증가함

에 따라 와

값 모두 증가함을 알 수 있다 그러나. 는 증가할수록 부하용

량이 증가하는 장점을 가지게 되나 반대로 가 증가하면 누설유량이 증가하는

단점이 발생하게 된다 따라서 소비동력을 최적으로 하는 부하용량과 누설유량이.

결정되기 위한 을 결정하여야 한다.

일반적으로 유압 모터에서는 체적 효율을 고려하여 정압베어링으로부터 허용되는

누설유량을 결정하고 오리피스 직경 를 결정하면 식 으로부터 포켓압력(2.116)

을 구할 수 있고 다시 식 으로부터 해당하는 유막두께, (2.116) 가 결정되게

된다 따라서 식 로부터 결정되는 베어링 간극. , (2.122) 가 고정되고 뿐만 아니,

라 부하지지력 점도계수W, 구면부 반지름, 압력계수, 등이 상수가 된다.

결국 소비동력에 관련된 변수는 정압베어링의 형상 함수로 정의되는 이며 즉,

펌프 소비동력 가 최소가 되기 위해서는 펌프동력계수 가 최소이면 된다.

- 71 -

Fig. 2-34Fig. 2-34Fig. 2-34Fig. 2-34 GGGGraph ofraph ofraph ofraph of andandandand

with the variation ofwith the variation ofwith the variation ofwith the variation of

여기서 tan

tan라 정의하고 펌프소비동력,

를 최소로 하는 최적 포켓의 크

기를 구하기 위해, 가 최소가 되는 값를 구하면,

조건을 만족해야

한다.

위의 방정식을 풀기 위해 위의 에서 구면 정압베어링의 랜드외경을 나타Fig. 2-33

내는 를 대입하고 식 의 방정식의 해를 그래프로 나타내면= 89° , (3.126) Fig.

와 같다2-35 .

에서 나타낸 것과 같이Fig. 2-35

을 만족하는 해는 두 개가 있으나 (+)

값으로 채택하면 를 얻을 수 있다= 0.017442 .

- 72 -

또한 이 값으로부터 동력소비를 최소로 하기 위한 을 나타내면 를= 44.97°

얻을 수 있다.

Fig. 2-35Fig. 2-35Fig. 2-35Fig. 2-35 PPPPocket siocket siocket siocket sizzzze data for minimum power losse data for minimum power losse data for minimum power losse data for minimum power loss

여기서 구면부의 반경 로 결정하고 포켓부에 대해 최적 설계를 위해 바, R=30mm ,

깥 포켓의 반경 과 내부 포켓의 지름 을 구하면 다음과 같다.

가 된다.

여기서 동력손실을 최소로 하는 포켓 설계의 타당성을 확인하기 위해 먼저 최적,

설계로 결정된 내부포켓 직경 를42.4mm 라 정의하고 이보다 작은 직경을

큰 직경을 로 선정하고 각각 라 정의한다 또한38mm, 45mm . 의 은

위와 같은 계산식으로부터 각각 와 를 구할 수 있다39.3° 48.6° .

- 73 -

따라서 각 모델에 대해, 을 적용한 펌프동력계수 를 비교함으로써 최적설계

의 타당성을 검토할 수 있다.

모델 과 의 설정 근거를 알아보기 위해 일 때 세가지 모델의=89° ,

( 에 대한=39.3°, 44.97°, 48.6°) 값을 나타내면 과 같다Fig.3-36 .

그래프에서 확인할 수 있듯이 ≒ 부근에서 최소45° 값을 가지며 최적설계,

에 의한 포켓직경인 모델이 최소 소비동력을 가짐을 알 수 있다.

Fig. 2-36Fig. 2-36Fig. 2-36Fig. 2-36 GGGGraph ofraph ofraph ofraph of with variation ofwith variation ofwith variation ofwith variation of

(39.3(39.3(39.3(39.3≤≤≤≤

48.6)48.6)48.6)48.6)≤≤≤≤

정 역 가변 경사판 구동 조인트 설계정 역 가변 경사판 구동 조인트 설계정 역 가변 경사판 구동 조인트 설계정 역 가변 경사판 구동 조인트 설계4. (universal joint)4. (universal joint)4. (universal joint)4. (universal joint)ㆍㆍㆍㆍ

가 유가 유가 유가 유니버셜니버셜니버셜니버셜 조인트의 특성조인트의 특성조인트의 특성조인트의 특성....

유니버셜 조인트 는 훅의 조인트 라고도 하며(universal joint) (Hook's joint) , Fig.

과 같이 축이 같은 평면 내에 있으면서 그 중심선이 서로 어느 각도3-37 2 (a 30°)≤

로서 교차하고 있을 때 사용되는 축 이음으로서 종 크랭크 기구의 응용이, 2球面

다 회전 전동 중에 축을 맺는 각이 변화하더라도 사용 할 수 있어서 공작기계. 2 ,

자동차의 전달기구 압연 롤러의 전동 축 등에 널리 사용되고 있다, .

- 74 -

구조는 과 같이 원동축의 축과 종동축의 축의 양끝은 두 갈래로 나눠Fig. 2-37 A B

져 있고 회전할 수 있도록 십자형 저널 이나 핀 등으로 의해 조인트로(journal) (pin)

써 회전할 수 있도록 연결된 구조이고 원동축과 종동축의 각 변화,

는 양 축

이 교차하는 각 뿐 아니라 원동기의 회전각의 위 에 따라서 변화한다는 특징이α

있다 다시 말해 후크의 조인트에서는 원동축이 회전하면 종동축도 회전하나 그. 1 1

회전 중에 각속비의 변화가 생기는 단점이 발생한다1 .

유유유유니버니버니버니버설 조인트 구조설 조인트 구조설 조인트 구조설 조인트 구조Fig. 2-37Fig. 2-37Fig. 2-37Fig. 2-37

두 축의 경사각을 구동축의 회전각을,α 종동축의 회전각을, ∅로 하면 종동축과

구동축은 구면 각법에 의하여 다음과 같이 나타낸다3 .

- 75 -

위 식에서 구동축을 일정한 각속도로 회전시키면 종동축의 각속도는 과Fig. 2-38

같이 주기적으로 변화한다.

원동축과 종동축의 각속도 변화원동축과 종동축의 각속도 변화원동축과 종동축의 각속도 변화원동축과 종동축의 각속도 변화Fig. 2-38Fig. 2-38Fig. 2-38Fig. 2-38

이러한 각속도의 불일치 현상을 오차라고도 하는데 각속도Cardan , 에 볼록한

형상의 진동을 발생하며 또한 축 의 회전각, B 에 진폭 ± 위상 차를 발생시킨

다 이러한 현상을 회전위상 범위에 대해서 에 나타내었다. 180° Fig. 2-39 .

또한 종동축의 회전각, 는 maxcos

min cos이고, 의 변 동폭은 다음

와 같다Table 2-2 .

종동축의 회전각종동축의 회전각종동축의 회전각종동축의 회전각Table 2-2Table 2-2Table 2-2Table 2-2 의 변동의 변동의 변동의 변동폭폭폭폭

- 76 -

각속도각속도각속도각속도 불일불일불일불일치 현상 오차치 현상 오차치 현상 오차치 현상 오차Fig. 3-39 (cardan )Fig. 3-39 (cardan )Fig. 3-39 (cardan )Fig. 3-39 (cardan )

그리고 구동축의 회전각, ( 에 따라 종동 축의) 0° , 90° , 180° , 270° , 360°

각속도 ( 는 다음 과 같이 성립한다) Table 2-3 .

구동축의 회전각에 따른 종동축의 각속도구동축의 회전각에 따른 종동축의 각속도구동축의 회전각에 따른 종동축의 각속도구동축의 회전각에 따른 종동축의 각속도Table 2-3Table 2-3Table 2-3Table 2-3

즉, 速比

는 축이

회전할 때마다 최소 에서 최대cosα cos

의 사이를 변화한

다 즉 반회전을 주기로서 종동축 의 각속도. , B 의 변화가 반복된다 따라서. ,

의 변화에 에 대한 비는 다음과 같이 된다.

- 77 -

즉 의 여러 가지 값에 대하여 다음 표와 같은 관계가 성립한다, .α

의 여러 가의 여러 가의 여러 가의 여러 가지지지지 값에 대한 변화값에 대한 변화값에 대한 변화값에 대한 변화율율율율Table 2-4Table 2-4Table 2-4Table 2-4 αααα

이하에서는 사용이 가능하지만 이상으로는 사용 불가능하다=30° =45° .α α

와 같이 중간축 를 양 축간에 설치하여 각축을 축의 같은 축은 반대측Fig. 2-39 C C

에 나오게 하여 같은 경사각 가 되도록 하면 각속비는 항상 이 된다 이와 같이1 .α

연구한 것이 등각속 유니버설 조인트이다.

유유유유니버셜니버셜니버셜니버셜 조인트의조인트의조인트의조인트의 중간중간중간중간축의 설치축의 설치축의 설치축의 설치Fig. 2-40Fig. 2-40Fig. 2-40Fig. 2-40

나 유나 유나 유나 유니버셜니버셜니버셜니버셜 조인트의 설계조인트의 설계조인트의 설계조인트의 설계....

평균회전 토크 변동회전 토크의 진폭을 이라 하면 이것들은 다음 식으로,

구하여진다.

- 78 -

지금 후크의 조인트에 작용하는 상당 토크를 라 하면 는 다음 식으로 구할

수 있다.

여기서, 재료의 인장항복점: , 양진인장 압축피로한도: , , 노치: (notch)

등에 의한 비틀림 피로한도의 보정계수를 나타낸다 따라서 에서 유니버. Fig. 3-41

셜 조인트의 핀에 작용하는 힘을 라 하면 는 다음 식으로 구하여진다.

유유유유니버셜니버셜니버셜니버셜 조인트의조인트의조인트의조인트의 핀핀핀핀에 작용하에 작용하에 작용하에 작용하는는는는 힘힘힘힘Fig. 2-41Fig. 2-41Fig. 2-41Fig. 2-41

- 79 -

그리고 핀의 뿌리 부분의 단면에 대하여 생각하면 여기에는 다음 식으로 구, mm ,

하여지는 굽힘 모멘트가 작용한다.

여기서, 노치 등에 의한 굽힘 피로한도의 보정계수 이다: .

따라서 핀의 직경을, 라 하고 그 굽힘의 허용응력을, 라고 하면 는 다음 식

으로 구하여진다.

다음에 후크 조인트의 요크 가 받는 힘은 에서 그 뿌리 부분의(yoke) Fig. 2-42 m'n'

단면에는 굽힘 모멘트 cos·에 의한 굽힘 응력과 압축력 sin에 의한 압축응

력 max 이 작용하는 것이 된다 지금 단면에 작용하는 합성된 최대응력을 라. m'n'

하면 다음과 같이 나타낸다.

여기서 반복압축 피로한도에 대한 보정계수 식 의: , (2-135) 대신 압축에 대

하여는 로 놓는다 식 에 있어서. (2-138) max 에 허용응력 를 사용하면 다음

관계식이 성립된다.

- 80 -

후후후후크의 조인트크의 조인트크의 조인트크의 조인트 요요요요크에 작용하크에 작용하크에 작용하크에 작용하는는는는 힘힘힘힘Fig. 2-42Fig. 2-42Fig. 2-42Fig. 2-42

보통 요크의 폭 는 핀의 직경b 에 대하여 b 2.5≥ 로 취하므로 식 에서(2-137)

구한 에 를 적당하게 가정하면 윗 식에서 요크의 두께 를 설계할 수 있다b t .

후크의 유니버셜 조인트의 축의 크기는 다음 식으로 계산한다.

단 축의 직경, d : (mm), 축의 허용 비틀림 응력 축의 교각: (kg/ ), : 2 ( ° )㎟ α

이다.

유니버셜 조인트의 설계 비례치수는 이라 할 때 각부 치수의= d/3 + 10 (mm) ,μ

비례치수는 에서 보는 바와 같다Fig. 2-43 .

- 81 -

유유유유니버셜니버셜니버셜니버셜 조인트의 각 부조인트의 각 부조인트의 각 부조인트의 각 부 비례비례비례비례치수치수치수치수Fig. 2-43Fig. 2-43Fig. 2-43Fig. 2-43

는 본 연구를 통해 개발한 정 역 가변 피스톤 펌프의 유니버셜 조인트Fig. 2-44 ㆍ

기구의 구조를 나타낸다.

유유유유니버셜니버셜니버셜니버셜 조인트 기구 모델링조인트 기구 모델링조인트 기구 모델링조인트 기구 모델링Fig. 2-44 3DFig. 2-44 3DFig. 2-44 3DFig. 2-44 3D

정 역 가변 피스톤정 역 가변 피스톤정 역 가변 피스톤정 역 가변 피스톤 폄폄폄폄프 모델링프 모델링프 모델링프 모델링5. 3D5. 3D5. 3D5. 3Dㆍㆍㆍㆍ

정 역 가변형 피스톤 펌프를 제작하기 앞서 모델링을 통해 구조적 간섭과 작3Dㆍ

동을 검토하였다 는 개발하고자 하는 정 역 가변 피스톤 펌프의 주요. Fig. 2-45 ㆍ

구성품에 대한 모델링을 나타내며 은 펌프의 로타리 그룹3D , Fig. 2-46 (rotary

은 피스톤 펌프의 전체 조립체에 대한 모델링 구group), Fig. 2-47, Fig. 2-48 3D

조와 분해도를 각각 나타낸다.

- 82 -

가변형 사판가변형 사판가변형 사판가변형 사판(a)(a)(a)(a) 피스톤 홀더피스톤 홀더피스톤 홀더피스톤 홀더(b)(b)(b)(b)

실실실실린린린린더더더더 블블블블록록록록(c)(c)(c)(c) 피스톤피스톤피스톤피스톤(d)(d)(d)(d)

정 역 가변형 유압 펌프 주정 역 가변형 유압 펌프 주정 역 가변형 유압 펌프 주정 역 가변형 유압 펌프 주요요요요 구성품 모델링구성품 모델링구성품 모델링구성품 모델링Fig. 2-45 3DFig. 2-45 3DFig. 2-45 3DFig. 2-45 3Dㆍㆍㆍㆍ

- 83 -

정 역 가변 피스톤 펌프 로정 역 가변 피스톤 펌프 로정 역 가변 피스톤 펌프 로정 역 가변 피스톤 펌프 로타타타타리리리리 그룹그룹그룹그룹 모델링모델링모델링모델링Fig. 2-46 3DFig. 2-46 3DFig. 2-46 3DFig. 2-46 3Dㆍㆍㆍㆍ

- 84 -

정 역 가변 피스톤 펌프 조정 역 가변 피스톤 펌프 조정 역 가변 피스톤 펌프 조정 역 가변 피스톤 펌프 조립립립립체체체체 단단단단면도면도면도면도Fig. 2-47 3DFig. 2-47 3DFig. 2-47 3DFig. 2-47 3Dㆍㆍㆍㆍ

- 85 -

정 역 가변 피스톤 펌프 조정 역 가변 피스톤 펌프 조정 역 가변 피스톤 펌프 조정 역 가변 피스톤 펌프 조립립립립체 분해도체 분해도체 분해도체 분해도Fig. 2-48Fig. 2-48Fig. 2-48Fig. 2-48 ㆍㆍㆍㆍ

- 86 -

제 절 정 역 가변 기계 유압식 서보제어 레귤레이터 설계제 절 정 역 가변 기계 유압식 서보제어 레귤레이터 설계제 절 정 역 가변 기계 유압식 서보제어 레귤레이터 설계제 절 정 역 가변 기계 유압식 서보제어 레귤레이터 설계3 -3 -3 -3 -ㆍㆍㆍㆍ

개개개개 요요요요1.1.1.1.

일반적으로 유압 피스톤 펌프는 토출유량의 가변여부에 따라 고정용량 펌프(fixed

와 가변용량형 펌프 로 세분되- displacement pump) (variable displacement pump)

는데 가변용량형 피스톤 펌프의 토출량은 실린더 블록 내를 왕복 운동하는 피스톤,

의 행정거리의 변화에 따라 결정되며 사판식 피스톤 펌프의 경우는 사판의 경사각,

을 조절함으로써 또 사축식 피스톤 펌프의 경우에는 축의 경사각 회전축과 실린더, (

블록 사이의 각 을 조절함으로써 가능하게 된다 즉 사판이나 축의 경사각이 커지) . ,

면 피스톤 행정길이가 길어지고 경사각이 작아지면 짧아지게 된다.

소형선박 추진용 폐회로식 유압식 회전동력 구동장치(Closed Circuit Type)

는 엔진으로부터 기계적인 동력을 전달받아 유압(Hydrostatic Transmission : HST)

피스톤 모터에 유압동력을 전달해 주기 위해서는 가변용량형 유압피스톤 펌프가 필

요하게 되며 추진력을 좌우하는 유압 모터의 회전력과 회전방향을 가변하기 위해,

서는 유압 피스톤 펌프의 사판 경사각을 가변하기 위한 장치 이하 레귤레이터 가( )

필요하게 된다 즉 유압 펌프의 사판 경사각을 가변시키는 제어기구를 통한 토출량. ,

을 조절함으로써 무단으로 변속이 가능하고 이때 가변용량 펌프를 정 역 가변으, ㆍ

로 하여 유압 펌프의 흡입과 토출을 반대로 조정함에 따라 유압 모터의 회전방향이

정회전 역회전으로 될 수 있다/ .

유압 사판식 피스톤 펌프의 사판의 기울기를 바꾸는 제어장치는 여러 가지 예가 있

는데 본 연구에서는 운전자의 레버조작에 의해 가변용량 펌프의 사판 제어용 서보

피스톤을 조작하기 위해서는 기계 유압식 서보 제어기구 필요하다- .

는 기계 유압식 서보 제어기구의 한 예로써 서보 제어기구의 구조와 동Fig. 2-49 -

작에 대한 도식적인 그림을 나타내고 있다 의 기계 유압식 서보 제어기. Fig. 2-49 -

구의 작동을 알아보면 먼저 운전자가 조작 레버를 통해 만큼 변위를 주었을 때

파일럿 스풀은 만큼 변위를 일으키고 메인 스풀 서보 피스톤에 해당 이( ) 만큼역

으로 변위를 일으켜 피드백 레버를 통해 파일럿 스풀을 다시 닫는 위치로 되돌아옴

으로써 운전자의 변위 요구량에 비례하는 양만큼 서보 피스톤의 변위를 제어하는

것이 가능하게 된다.

- 87 -

기계 유압식 서보 제어기구의 도식적 표현기계 유압식 서보 제어기구의 도식적 표현기계 유압식 서보 제어기구의 도식적 표현기계 유압식 서보 제어기구의 도식적 표현Fig. 2-49 - (hydromechanical)Fig. 2-49 - (hydromechanical)Fig. 2-49 - (hydromechanical)Fig. 2-49 - (hydromechanical)

사판각 서보 제어기구 설계사판각 서보 제어기구 설계사판각 서보 제어기구 설계사판각 서보 제어기구 설계2.2.2.2.

가 기구 설계가 기구 설계가 기구 설계가 기구 설계....

서보 피스톤서보 피스톤서보 피스톤서보 피스톤(1)(1)(1)(1)

사판을 경사시키거나 또는 지지를 하기 위해서는 사판에 작용하는 모든 힘을 이길

수 있는 작용력이 가해져야 한다 은 사판식 유압 피스톤 펌프의 사판경. Fig. 2-50

사각이 에 있을 때 유압력을 받은 피스톤에 의해 사판에 작용되는 힘의 위치를0°

나타내고 있다.

- 88 -

피스톤피스톤피스톤피스톤으으으으로부터 사판에 가해로부터 사판에 가해로부터 사판에 가해로부터 사판에 가해지는지는지는지는 힘의 위치 사판경사각힘의 위치 사판경사각힘의 위치 사판경사각힘의 위치 사판경사각Fig. 2-50 ( 0° )Fig. 2-50 ( 0° )Fig. 2-50 ( 0° )Fig. 2-50 ( 0° )

의 좌표와 기호를 이용하고 축을 사판 경전 중심축으로 할 때 원점을Fig. 2-50 , y

점으로 점에서 사판면까지의 거리를 로 한다O , O C .

한편 사판에 작용하는 변동 모멘트를 구해보면 피스톤 개수 개인 경우의 축 둘, , 9 y

레를 진동하려고 하는 모멘트는

≺ ≺ 인 경우

≺ ≺ 인 경우

로 나타낼 수 있다.

한편 피스톤 펌프는 한쪽은 고압의 토출포트와 연결되고 한쪽은 저압의 흡입포트, ,

와 연결되므로 가 에서 로 변하는 경우는 개의 피스톤 중 개가 고압에 걸0 /9 9 5θ π

려있게 되고 이때 축 둘레의 모멘트의 최대치는 다음과 같이 된다, y .

- 89 -

다시 펌프가 회전하여 가 에서 로 변하는 경우는 개의 피스톤 중 개/9 2 /9 9 4θ π π

가 고압에 걸려있게 되므로 이때의 축 둘레의 최대모멘트는, y

으로 표현되며 이러한 상황은 펌프가 회전할 때마다 주기적으로 변하여 변동 모멘,

트를 발생시키므로 max

로 계산하면 max 로 된다.

여기서, 는 실린더 배럴의 피치원 반경으로 피스톤 한 개에 작용하,

는 최대 힘 는 가 작용될 경우F 420 bar 2,144 가 된다.

따라서 순간적으로 발생되는 최대 모멘트는

과 같이 계산되어진다.

한편 사판에 작용하는 변동 모멘트를 안전하게 유지하고 조작하기 위한 트라니온,

축에 대한 모멘트 평형을 고려하여야 한다.

트라니온 축 중심으로부터 사판 절환 핀 중심까지의 거리 로 하면

의 조건으로부터 는 다음과 같이 계산할 수 있다.

- 90 -

여기서 서보 피스톤 조작 파일럿압을, 40 이라 한다면 서보 피스톤 직 경,

은

이 된다.

은 개발 서보 피스톤의 구조 및 크기를 나타내고 있다Fig. 2-51 .

개발 서보 피스톤의 구조개발 서보 피스톤의 구조개발 서보 피스톤의 구조개발 서보 피스톤의 구조Fig.2-51Fig.2-51Fig.2-51Fig.2-51

한편 서보 피스톤의 행정거리 는 사판의 정 역 경사각 과 사판 절, (stroke) (±22.2° )ㆍ

환 핀 중심까지의 거리에 관계하고 다음과 같이 계산되어진다, .

결국 설계하고자 하는 서보 피스톤의 좌우 이동 변위는 로 결정되어 진다, 38mm .

- 91 -

나나나나 파일럿파일럿파일럿파일럿 스스스스풀풀풀풀 및및및및 파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬리리리리브브브브( )( )( )( )

파일럿 스풀과 파일럿 슬리브의 기본적인 구조은 일본 모델을 참KAWASAKI 932

조하여 설계하였다.

은 파일럿 스풀과 파일럿 슬리브의 구조 및 크기를 나타내고 있다Fig. 2-52 .

파일럿파일럿파일럿파일럿 스스스스풀풀풀풀(a)(a)(a)(a)

파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬리리리리브브브브(b)(b)(b)(b)

파일럿파일럿파일럿파일럿 스스스스풀풀풀풀 및및및및 파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬리리리리브브브브의 구조의 구조의 구조의 구조Fig. 2-52Fig. 2-52Fig. 2-52Fig. 2-52

파일럿 스풀은 파일럿 피스톤과 양쪽 단부에 직접 접촉하고 있으며 파일럿 슬리브

안에 삽입되어있다 랜드부의 직경은 파일럿 슬리브의 내경과 동일하게 설계하였고.

축은 로 설계하였다 전체 길이는 이며 이는 파일럿부와 서보 피11mm . 113mmψ

스톤부의 전체 변위를 고려하였고 양쪽 파일럿 스프링의 초기 변위 압축량 결정의, ( )

주요변수가 된다 스풀의 랜드 폭은 스풀 전환시 슬리브 포트와 오버랩 특. (Overlap)

성을 결정하는 중요 설계요소로 작용하는데 서보 제어 시스템은 정밀 제어부로서,

제로 오버랩 형태를 갖춰야한다 즉 스풀 전환과 동시에 슬리브 포트(zero overlap) ,

를 통해 작동유가 흘러가게 되는 것이며 이를 구현하기 위한 높은 정도의 가공이,

필요하게 된다.

- 92 -

본 과제에서는 국내 가공 및 확실한 동작을 위해 유로와 직접 관련된 랜드는 위 그

림에서 보는 바와 같이 로 슬리브 포트의 구멍 직경보다 약 정도 크8 mm 0.2mm

게 설계하였다.

또한 원하는 사판각을 얻기 위한 파일럿 스풀의 변위와 파일럿 슬리브의 피드백,

변위를 고려하여 오른쪽 축 부분을 정도 더 길게 설계하였다16 mm .

한편 파일럿 슬리브는 파일럿 펌프로부터 공급되는 작동유를 서보 피스톤부로 전,

달하기 위한 포트의 개폐를 결정짓는 중요한 부품이다 위의 그림과 같이 포트로.

연결하기 위한 단을 슬리브 외경에 축방향으로 길이로 설계하였으며 공급압10mm

의 균형적인 공급을 위해 의 구멍을 간격 즉 개씩 가공하도록 설계7.8 mm 90° , 4ψ

하였다 본 서보 제어기구에는 서보 피스톤부로 가는 포트 군데 파일럿 압력. 2 ,

가 공급되는 포트 군데 탱크로 귀환하는 포트 군데로 총 개의 단을 설계하였1 , 2 5

다 전체 길이는 스풀보다 짧은 로 하였으며 이 길이는 서보 피스톤회전. 101 mm ,

레버의 작동에 따른 피드백 변위를 고려한 치수이다 외경은 슬리브가 끼워지는 본.

체 부 구멍과 같으며 내경은 끼워지는 파일럿 스풀의 외경과 같은body 20 mm ,ψ

로 설계하였다 특히 파일럿 스풀과 파일럿 슬리브는 상대 슬리이딩이14 mm . ,ψ

발생하는 곳이므로 상대부와의 간극결정이 상당히 중요하며 본 연구에서는 일반적,

으로 유압 시스템에서 고려되는 허용오차로 설계하였다.

다다다다 파일럿파일럿파일럿파일럿 피스톤피스톤피스톤피스톤( )( )( )( )

는 파일럿 피스톤의 구조와 소경부와 대경부의 치수를 나타내고 있다Fig. 2-53 .

이때 소경부는 파일럿 스풀과 대경부는 파일럿 스프링과 맞대고 있다.

파일럿파일럿파일럿파일럿 피스톤의 구조피스톤의 구조피스톤의 구조피스톤의 구조Fig. 2-53Fig. 2-53Fig. 2-53Fig. 2-53

- 93 -

파일럿 피스톤은 에서와 같이 구조로 구성되고 있으며 초기 압축을 가지Fig. 2-54

고 있는 피스톤 스프링에 의해 대경부에 힘이 가해지고 있고 소경부는 파일럿 스,

풀과 맞닿아 반대쪽의 같은 구조의 파일럿 피스톤의 소경부와 접해서 일정한 위치

로 고정된다.

파일럿파일럿파일럿파일럿부의 구조 및 구성부의 구조 및 구성부의 구조 및 구성부의 구조 및 구성Fig. 2-54Fig. 2-54Fig. 2-54Fig. 2-54

결국 좌 우 파일럿 스프링력에 의해 균형을 이루고 있으나 압유 공급포트를 통해, ,ㆍ

틀어오는 파일럿 압력에 의한 힘으로 인해 균형이 깨지게 되어 파일럿 프스톤의,

대경부와 소경부의 면적 차이에 해당하는 작용력이 파일럿 스프링을 압축시키며 이

동하게 된다.

파일럿 피스톤에 작용하는 압력을 라고 하고 파일럿 피스톤의 외경 내경,

라고 하면 실제 압력이 작용하는 면은

이 되고 이 때 발생하는 힘을,

라고 하면 다음과 같이 나타낼 수 있다.

결국 압유에 의한 힘, 에 의해 파일럿 피스톤 및 파일럿 스풀은 좌 우로 이동ㆍ

하게 된다.

- 94 -

본 과제에서는 에서 보는 바와 같이 대경부Fig. 2-54 소경부,

로 설계하였으며 이때 방향전환밸브를 통해 유입되는 파일럿 압력,

이라 한다면 식 로 부터 힘(2-149) 은 다음과 같다.

라라라라 파일럿파일럿파일럿파일럿 스프링스프링스프링스프링( )( )( )( )

파일럿 스프링은 전체 파일럿부의 메카니즘에서 중요한 역할을 담당하고 있다. Fig.

와 에서 보는 바와 같이 스프링 홀더에 끼워져 있고 반대편은 파2-54 Fig. 2-55

일럿 피스톤과 맞닿아 있다 파일럿 스프링의 초기 변위는 케이스의 길이와 바깥쪽.

조정나사를 통해 피스톤 홀더를 움직임으로써 결정 된다 역시 좌 우 대칭으로. 2ㆍ

개로 구성되어 있으며 무엇보다 초기 중립상태에서 파일럿 스풀과 파일럿 슬리브,

포트가 제로 오버랩을 이루기 위해 초기 압축량이 같아야 한다.

파일럿파일럿파일럿파일럿부의 각 부품의 구성도부의 각 부품의 구성도부의 각 부품의 구성도부의 각 부품의 구성도Fig. 2-55Fig. 2-55Fig. 2-55Fig. 2-55

는 파일럿 스프링의 자유물체도를 나타내고 있는데 스프링 계수를 각각Fig. 2-55 ,

라 하고 초기변위를 각각, 라 한다 파일럿 압력. 이공급됨에 따라

파일럿 피스톤 단면적 에 작용하는 힘이 오른 방향으로 작용하고 이때 발생(+) ,

하는 변위를 라고 한다면 다음과 같이 나타 낼 수 있다.

- 95 -

단 질량에 의한 힘이나 점성마찰저항에 의한 힘은 무시한다, .

여기서 두 스프링은 같은 재질과 종류의 것이므로, 이고 양쪽 초기 변,

위를 같게 한다면

성립된다.

따라서 식 은, (2.150)

같이 나타낼 수 있다.

이 식을 다시 정리하면 스프링 계수 를 다음과 같이 나타낼 수 있다.

파일럿파일럿파일럿파일럿 스프링의 자유물체도스프링의 자유물체도스프링의 자유물체도스프링의 자유물체도Fig. 2-56Fig. 2-56Fig. 2-56Fig. 2-56

본 과제에서 설계하고자 하는 스프링 계수 값을 구하기 위해 파일럿 압력 =

50 kgf/cm2

이라 하고 파일럿 피스톤 면적은 위에서 언급한, =28 mm, =20

이므로mm

- 96 -

와 같이 된다.

또 파일럿 스프링이 압축되는 양 즉 변위, , 를 조정나사를 이용한 스프링 홀더와

파일럿 피스톤과의 거리로 생각하여 로 설정하면 구하고자하는 스프링 계수6 mm

는 다음과 같이 계산될 수 있다.

따라서 파일럿 스프링의 스프링 계수, 는 약 12. 5 내외로 설계 하면 된

다.

일반적으로 스프링 계수 값은 다음과 같은 식으로 구한다.

단 여기서 가로탄성계수 강선 평균반지름 유효 감긴 수, G : , d : , R : , n :

를 의미한다 또 재료는 스프링강 피아노선이고 는. , , G ≺ ≺ 일 때의 값이

다.

는 계한 파일럿 스프링의 사양을 나타내고 있다Table 2-5 .

설계 대상설계 대상설계 대상설계 대상 파일럿파일럿파일럿파일럿 스프링 사스프링 사스프링 사스프링 사양양양양Table 2-5Table 2-5Table 2-5Table 2-5

Parameters values

G

d

R

n

8.2 x 103

5

9.75

7

- 97 -

따라서 식 에 의해 스프링 상수, (2.154) k 값을 구하면 다음과 같다.

마 회전 레마 회전 레마 회전 레마 회전 레버버버버 설계 및 링크설계 및 링크설계 및 링크설계 및 링크 메카니즘메카니즘메카니즘메카니즘( )( )( )( )

가변용량형 유압 사판식 피스톤 펌프 모터에서 사판각을 변화시키는 제어 기구에는

여러 예가 있으나 그 중에서 용량의 자유제어를 위해서는 유압식 서보 실린더가,

넓게 이용된다.

본 연구에서는 유압식 서보 실린더를 이용하는 방식을 택하였으며 그 중에서 방, 4

향 밸브 서보 실린더의 방식을 이용하였다Sleeve feedback .

방방방방향 밸브향 밸브향 밸브향 밸브 서보 실서보 실서보 실서보 실린린린린더의 방식의 서보제어기구더의 방식의 서보제어기구더의 방식의 서보제어기구더의 방식의 서보제어기구Fig, 2-57 4 Sleeve feedbackFig, 2-57 4 Sleeve feedbackFig, 2-57 4 Sleeve feedbackFig, 2-57 4 Sleeve feedback

컨트를 조작 레버의 조작에 따라 P�포트로 유압이 공급됨으로써 파일럿 스풀에 변

위가 발생하고 이로써 파일럿 펌프를 통해 발생된 파일럿 압력 Ps 가 서보 실린더

의 좌 또는 우측 챔버에 공급되어진다 이때 유입된 파일럿 압력. Ps 와 서보 피스

톤 대경부의 면적의 곱에 해당하는 힘이 발생하여 서보 피스톤을 오른쪽 또는 왼쪽

으로 이동시키게 된다.

- 98 -

한편 서보 실린더로 파일럿 압력이 공급되는 과정을 살펴보면 공급 포트와 파일럿, ,

스풀 파일럿 슬리브는 초기 중립 상태일 때는 과 같은 구조로 되어있, Fig. 2-58

다 즉 파일럿 압력. Ps는 파일럿 스풀에 의해 막혀있는 상태인데 컨트롤 조작 레버,

의 조작에 따라 파일릿 스풀의 변위를 주게되면 파일럿 슬리브를 통해 포트 PA 또

는 PB가 열리게 된다 이때 열려진 유로를 통해 서보 실린더로 유압이 작용하는 것.

이다.

중립중립중립중립상태에서의상태에서의상태에서의상태에서의 파일럿파일럿파일럿파일럿 스스스스풀풀풀풀과과과과 파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬리리리리브브브브의 구조의 구조의 구조의 구조Fig. 2-58Fig. 2-58Fig. 2-58Fig. 2-58

서보 실린더식 서보제어기구는 일반적으로 서보 실린더 즉 서보Sleeve feedback

피스톤의 변위를 를 통해 다시 파일럿 슬리브에 전달하여 다시 서보feedback lever

피스톤 작동에 영향을 주는 것이다.

본 과제에서 개발한 사판각 제어기구도 서보 실린더식 제어방식Sleever feedback

을 이용하고 있어 를 이용하여 기계 유압식 피드백을 가능하게 하Feedback lever -

였다 즉 서보 피스톤의 변위에 대하여 파일럿 슬리브가 상관관계를 가진 변위를. ,

가지게 된다.

- 99 -

는 피드백 제어 구조와 레버의 길이를 보여주고 있다 레버의 전체 길이Fig. 2-59 .

는 이고 서보 피스톤쪽 레버 길이는 레버 회전 중심에서 서보 피스톤 장착59 mm ,

핀까지의 길이로 이며 파일럿 슬리브쪽 레버 길이는 레버 회전 중심에서51 mm ,

슬리브 홈과 끼워지는 회전 핀 중심까지의 길이로 이다8 mm .

한편 파일럿 슬리브의 이동변위는 서보 피스톤과 같은 회전각으로 회전하지만 그, ,

변위는 직선운동이 아닌 원운동을 하게 된다 파일럿 슬리브에 꽃혀 이동하는 회전.

축이 회전운동이 가능하도록 슬리브 홈을 타원형으로 가공하여 회전하는 방향으로

미끄러짐으로써 가능하게 된다 결국 회전 레버의 회전각과 동일하게 회전한 길이.

를 수평면에 투영한 길이를 파일럿 슬리브의 이동 변위로 나타내었다.

파일럿 스풀의 이동에 따라 서보 피스톤의 변위가 발생한 후 순차적으로 파일럿 슬

리브의 변위가 발생하므로 제어 기구를 설계하는 데 있어서 두 부품의 상관 관계에

대한 해석이 상당히 중요하게 된다 즉 서보 피스톤의 변위에 대한 파일럿 슬리브. ,

의 변위의 관계를 해석하는 것이 서보 제어기구의 정확한 작동을 하는 데 중요 파

라메타가 된다.

회전 레회전 레회전 레회전 레버버버버의 각부 명의 각부 명의 각부 명의 각부 명칭칭칭칭 및 레및 레및 레및 레버 길버 길버 길버 길이이이이Fig. 2-59Fig. 2-59Fig. 2-59Fig. 2-59

- 100 -

개발 레귤레이터의 기능 및 구성개발 레귤레이터의 기능 및 구성개발 레귤레이터의 기능 및 구성개발 레귤레이터의 기능 및 구성3.3.3.3.

가 기능 및 구성가 기능 및 구성가 기능 및 구성가 기능 및 구성....

펌프 토출펌프 토출펌프 토출펌프 토출량량량량 조절조절조절조절(1)(1)(1)(1)

일반적으로 사판식 액셜 가변 유압펌프는 사판의 각도 변화에 따라 토출량이 결정

되는데 본 연구에서 개발한 서보제어 레귤레이터는 컨트롤 레버 행정에 비례하여,

토출량이 변화하게 된다 파일럿 펌프에서 발생하는 토출압. Ps는 컨트롤 레버로 조

작가능한 방향전환밸브를 거쳐 생성된 공급압 P�의 크기에 따라 일정한 사판각으

로 변화 유지되며 그 사판각의 크기에 따라 일정한 양의 작동유를 토출하게 된다, .ㆍ

펌프 토출방펌프 토출방펌프 토출방펌프 토출방향향향향 조절조절조절조절(2)(2)(2)(2)

본 과제에서 개발한 사판각 서보제어 레귤레이터는 파일롯 펌프로부터 발생하는 토

출압을 컨트롤 레버를 조작함으로써 공급방향의 전환하여 양방향으로 사판각을 변

화시켜 펌프의 토출 방향을 조절하게 된다.

식 제어식 제어식 제어식 제어(3) Sleeve Feedback(3) Sleeve Feedback(3) Sleeve Feedback(3) Sleeve Feedback

피스톤 하우징 챔버 내에 P�가 공급됨에 따라 파일럿 압력 Ps 는 또는 포트를A B

통해 서보 피스톤 좌 또는 우측 대경부에 공급되게 된다 이때 공급되는 압력. Ps

이 대경부 면적에 작용함으로써 발생하는 힘이 서보피스톤은 반대쪽 방향으로 작용

하게 되는데 이 서보 피스톤과 슬리브가 레버로 연결이 되어있어 서보 피스톤의,

이동 변위를 슬리브에 피드백시켜 슬리브의 변위를 제어할 수 있다.

본 과제에서 설계한 레귤레이터의 구성은 크게 방향 전환밸브부 파일럿 피스톤부, ,

서보 피스톤부의 가지 주요부품으로 되어있다3 .

방향전환밸브는 컨트롤 레버 방향전환스풀 등으로 구성되고 있고 서보 피스톤부는, ,

틸팅레버 서보 피스톤 최대 유량 조정 나사 등으로 구성되어 있으며 사판 경사각, , ,

을 조절하고 서보 피스톤 운동을 슬리브에 전달하기 위한 장치이다.

- 101 -

파일럿 피스톤부는 스프링 스프링 홀더 피스톤 하우징 파(1)~(2), (1)~(2), (1)~(2),

일럿 스풀 파일럿 슬리브 등으로 구성되어 있다, .

두 개의 피스톤 하우징은 각각 파일럿 스프링을 누르고 있으며 파일럿 압력 P�에

의해 이동하게 된다.

서보 제어 레귤레이터 구조 및 명서보 제어 레귤레이터 구조 및 명서보 제어 레귤레이터 구조 및 명서보 제어 레귤레이터 구조 및 명칭칭칭칭Fig. 2-60Fig. 2-60Fig. 2-60Fig. 2-60

서보 제어 레귤레이터의 작동 주서보 제어 레귤레이터의 작동 주서보 제어 레귤레이터의 작동 주서보 제어 레귤레이터의 작동 주요요요요 부품부품부품부품들들들들Fig. 2-61Fig. 2-61Fig. 2-61Fig. 2-61

는 개발한 서보 제어 레귤레이터의 유압 회로도이다Fig 2-62 .

먼저 는 초기 중립 상태일 때의 유압 회로도이며 초기 중립상태일Fig. 2-62 (a) ,

때 파일럿 펌프로부터 압유가 공급되지 않고 있으며 장치 내의 작동유는 탱크로,

드레인 되어지는 형태이다 는 컨트롤 레버의 조작으로 인해 방향제어밸브가 움. (g)

직여 파일럿압이 오른쪽 파일럿 피스톤으로 공급되어 유로가 열려 서보 피스톤이

좌측으로 움직여 사판각이 변하는 모습을 보여주는 회로도이다.

- 102 -

컨컨컨컨트트트트롤롤롤롤 레레레레버 중립일 때버 중립일 때버 중립일 때버 중립일 때(a)(a)(a)(a) 컨컨컨컨트트트트롤롤롤롤 레레레레버버버버를 조작를 조작를 조작를 조작했했했했을을을을 때때때때(b)(b)(b)(b)

서보 제어 레귤레이터 작동 회로도서보 제어 레귤레이터 작동 회로도서보 제어 레귤레이터 작동 회로도서보 제어 레귤레이터 작동 회로도Fig. 2-62Fig. 2-62Fig. 2-62Fig. 2-62

나 개발 서보 제어 레귤레이터의 작동원리나 개발 서보 제어 레귤레이터의 작동원리나 개발 서보 제어 레귤레이터의 작동원리나 개발 서보 제어 레귤레이터의 작동원리....

사판각 방사판각 방사판각 방사판각 방향으향으향으향으로 경사로 경사로 경사로 경사지는지는지는지는 경우경우경우경우(1) ((1) ((1) ((1) (++++))))

조정레버를 조작하면 파일럿 컨트롤 밸브로부터 공급된 외부 파일럿 압력이 피스톤

하우징 의 챔버 안에 포트(2) P�로 유입된다 이 때 같은 크기로 압축되어 있는 스. ,

프링 에 의해 균형을 이루고 있던 피스톤 하우징은 파일럿압력(1), (2) P�와 작용면

적에 의한 힘에 의해 오른쪽으로 이동하게 된다.

- 103 -

사판각이 방사판각이 방사판각이 방사판각이 방향으향으향으향으로 경사로 경사로 경사로 경사지는지는지는지는 경우경우경우경우Fig. 2-63 (Fig. 2-63 (Fig. 2-63 (Fig. 2-63 (++++))))

한편 피스톤 하우징의 이동에 따라 파일럿 스풀 또한 같은 방향으로 이동하게 되,

는데 파일럿 스풀의 이동으로 포트, PB의 유로가 열리게 된다 따라서 포트. , Ps에

와있던 파일럿 압력은 파일럿 슬리브를 거쳐 포트 PB로 유입되고 서보 피스톤의,

오른쪽 대경부에 작용하게 된다 서보 피스톤은 작용하는 파일럿 압력과 대경부 면.

적에 해당하는 힘으로 왼쪽으로 움직이게 되는데 이때 파일럿 슬리브와 연결된 레, ,

버를 통해 서보 피스톤의 변위량을 파일럿 슬리브에 전달하여 파일럿 스풀과 같은

방향으로 파일럿 슬리브를 이동시킨다 결국 포트. PB와 연결되었던 유로는 피드백

된 파일럿 슬리브의 이동에 의해 다시 파일럿 스풀의 랜드부로 인해 닫히게 되고,

이때 서보 피스톤은 정지하게 된다 결국 서보 피스톤이 이동하다 정지한 위치로부.

터 서보 피스톤에 장착되어진 틸링 레버에 의해 사판각은 결정되어진다.

사판각사판각사판각사판각 중립 되는중립 되는중립 되는중립 되는 경우경우경우경우(2) (0° )(2) (0° )(2) (0° )(2) (0° )

컨트롤 조정레버를 다시 중립위치로 조작하게 되면 방향전환밸브가 중립 위치로 전

환되면서 오른쪽 피스톤 하우징 챔버 내로 전달되던 외부 파일럿 압력은 더이상(2)

전달되지 않고 오히려 방향전환밸브를 거쳐 탱크로 귀환하게 된다 이에 따라 스프. ,

링의 힘이 다시 균형을 이루게 되어 오른쪽으로 밀려있던 파일럿 스풀은 파일럿 스

프링 에 의해 점차 중립위치로 움직이게 된다(2) .

- 104 -

이러한 파일럿 스풀의 이동으로 인해 파일럿 슬리브를 통해 포트 PA가 서포 피스톤

의 오른쪽 대경부로 연결이 되어 파일럿 압력 PS과 서보 피스톤의 대경부의 면적에

해당하는 힘으로 서보 피스톤을 오른쪽으로 이동시키는 한편 반대쪽 서보 피스톤,

대경부의 작동유는 포트 PB를 통해 탱크로 드레인됨으로써 서보 피스톤은 중립의

위치로 돌아가게 된다 또한 이런 서보 피스톤의 움직임은 레버를 통해 파일럿 슬.

리브에 피드백되어 유로를 차단하게 된다.

사판각 방사판각 방사판각 방사판각 방향으향으향으향으로 경사로 경사로 경사로 경사지는지는지는지는 경우경우경우경우(3) (-)(3) (-)(3) (-)(3) (-)

사판각이 방사판각이 방사판각이 방사판각이 방향으향으향으향으로 경사로 경사로 경사로 경사지는지는지는지는 경우경우경우경우Fig. 2-64 (-)Fig. 2-64 (-)Fig. 2-64 (-)Fig. 2-64 (-)

조정레버를 과 반대방향으로 조작하게 되면 파일럿 컨트롤 밸브로부터 공급된(1)

외부 파일럿 압력은 피스톤 하우징 의 챔버 안으로 포트(1) P�를 통해 유입된다 이.

때 같은 크기로 압축되어 있는 스프링 에 의해 균형을 이루고 있던 피스톤, (1), (2)

하우징은 파일럿압력 P�와 작용면적에 의한 힘에 의해 왼쪽으로 이동하게 된다.

피스톤 하우징의 이동에 따라 파일럿 스풀 또한 왼쪽 방향으로 이동하게 되고 결국

포트 PA의 유로가 열리게 된다 따라서 포트. , PS에 와있던 파일럿 압력은 파일럿

슬리브를 거쳐 포트 PA로 유입되고 서보 피스톤의 왼쪽 대경부에 작용하게 된다, .

- 105 -

서보 피스톤은 작용하는 파일럿 압력과 대경부 면적에 해당하는 힘으로 오른쪽으로

움직이게 되고 파일럿 슬리브와 연결된 레버를 통해 서보 피스톤의 변위량을 파일,

럿 슬리브를 피드백하여 왼쪽으로 파일럿 슬리브를 이동시킨다 결국 포트. PA와 연

결되었던 유로는 피드백된 파일럿 슬리브의 이동에 의해 다시 파일럿 스풀의 랜드

부로 인해 닫히게 되고 이때 서보 피스톤은 정지하게 된다 결국 서보 피스톤에 장, .

착된 틸팅 레버의 이동으로 사판각은 방향으로 기울어져 유압 피스톤 펌프는(-)

방향 일 때와 반대 방향으로 토출하게 된다(+) .

수학적 모델링 수행수학적 모델링 수행수학적 모델링 수행수학적 모델링 수행4.4.4.4.

가 레귤레이터 정특성 해석가 레귤레이터 정특성 해석가 레귤레이터 정특성 해석가 레귤레이터 정특성 해석....

에서와 같이 서보 피스톤 레버의 길이를Fig. 2-65 �C 파일럿 슬리브 레버의 길,

이를 �s 서보 피스톤의 축 변위를, x xc 파일럿 슬리브의 축 변위를, x xs 회전,

레버의 회전각을 θ 라 하면 파일럿 슬리브의 변위, xs 는

가 되고 여기서 회전각, θ는

으로 나타낼 수 있다.

따라서 위의 두 식으로부터 파일럿 슬리브 변위 xs 는 레버 길이와 서보 피스톤의

변위 xc 와 다음과 같은 관계식으로 표현할 수 있다.

- 106 -

링크기구의 모델링크기구의 모델링크기구의 모델링크기구의 모델Fig. 2-66Fig. 2-66Fig. 2-66Fig. 2-66

은 서보 피스톤 변위Fig. 2-67 xc 가 방향으로 이동하는 경우에 대한 파[mm] (+)

일럿 슬리브 변위 xs 의 관계를 보여주는 그래프를 보여주고 있다[mm] .

서보 피스톤 변위에 대한서보 피스톤 변위에 대한서보 피스톤 변위에 대한서보 피스톤 변위에 대한 파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬리리리리브브브브 변위의변위의변위의변위의 그래그래그래그래프프프프Fig. 2-67Fig. 2-67Fig. 2-67Fig. 2-67

- 107 -

한편 서보 피스톤 변위 및 파일럿 스풀의 변위에 따른 피드백 레버의 회전 각, θ는

다음과 같은 관계를 가지고 있다.

서보 피스톤의 변위에 대한 피드서보 피스톤의 변위에 대한 피드서보 피스톤의 변위에 대한 피드서보 피스톤의 변위에 대한 피드백백백백 레레레레버버버버 회전각의회전각의회전각의회전각의 그래그래그래그래프프프프Fig. 2-68Fig. 2-68Fig. 2-68Fig. 2-68

레귤레이터 동특성 해석레귤레이터 동특성 해석레귤레이터 동특성 해석레귤레이터 동특성 해석2.2.2.2.

는 본 과제에서 설계 제작된 유압식 서보 레귤레이터 사판각 서보 제어Fig. 2-69 (ㆍ

기구 의 해석 모델을 보이는 것으로 주제어밸브의 움직임) , (x� 에 의해서 파일럿 피)

스톤이 움직이고(xp 서보 피스톤이 움직이며), (xc 결국에는 링크기구에 의해 파일럿)

슬리브가 움직여(xs 사판 각도가 얻어진다) .

해석을 위하여 주기호와 아랫첨자의 보조기호를 사용하였는데 주기호는 압력 변위, ,

등과 같은 물리량을 나타냈고 보조기호는 탱크 밸브 오른쪽 등과 같은 작용위치, , ,

및 방향을 표시하였다 사용한 기호는 에 나타내었다. Table 2-6 .

- 108 -

사판각 서보 제어기구의 수학적 모델링 회로사판각 서보 제어기구의 수학적 모델링 회로사판각 서보 제어기구의 수학적 모델링 회로사판각 서보 제어기구의 수학적 모델링 회로Fig. 2-69Fig. 2-69Fig. 2-69Fig. 2-69

위 는 사판각 서보 제어기구가 중립에 있는 상태를 나타내고 있으며 모Fig. 2-69 ,

든 작동은 초기 방향전환밸브의 이동에 의해 파일럿 피스톤 서보 피스톤 등 다른,

부품이 움직임을 알 수 있다 공급되는 압유는 외부 파일럿 펌프에서 공급되어지고.

방향전환밸브의 포트 열림 정도에 의해 공급압 P�를 컨트롤하게 된다.

먼저 방향전환밸브의 변위를, x� 라고 하고 오른쪽 방향을 로 한다면 컨트롤(+) ,

레버의 조작으로 밸브의 스풀이 중립점을 중심으로 오른쪽 방향으로 이동하면(+)

방향전환밸브의 변위는 x� 이 된다 본 연구에서 사용된 방향제어밸브는 좌우>0 .

대칭형이기 때문에 양쪽 특성이 동일하며 해석을 위해서 여기에선 오른쪽 으로, (+)

이동했을 때 즉, x� 일 때를 고려하기로 한다>0 .

- 109 -

사용 기호사용 기호사용 기호사용 기호Table 2-6Table 2-6Table 2-6Table 2-6

주 기 호 보 조 기 호

P 압력:

x 변위:

체적V :

k 스프링상수:

A 단면적:

링크길이:�

D 직경:

m 질량:

b 점성마칠계수:

θ 회전각:

T 탱크:

주제어밸브:�

d 공급부:

파일럿 라인:�

왼쪽:�

오른쪽:�

파일럿 피스톤:�

s 슬리브:

c 실린더:

0 초기:

L 부하:

먼저 방향제어밸브의 운동을 지배하는 방정식은 밸브의 질량을 m� 점성 마찰계,

수 b� 스프링계수, k� 라고 하면 아래와 같다.

첫 항은 방향제어 비례밸브를 사용했을 때 작용하는 힘이 전류 에 비례적으로�

증가함을 보여주는 식이며, k� 는 비례상수이다.

위의 식에서 알 수 있듯이 수동이든 비례밸브를 사용하든 방향전환밸브의 조작력,

F� 는 변위에 따른 질량에 의한 저항과 점성마찰에 의한 저항과 스프링의 압축에

의한 반발력으로 나타낼 수 있다 여기서. ,

는 방향전환밸브 내 초기 스프링 변

위를 나타낸다.

식 을 통하여 얻어지는 변위로부터 방향제어밸브부의 연속의 식은 다음과(2.158)

같이 얻을 수 있다.

- 110 -

방향전환밸브가 오른쪽 으로 이동함으로써 외부 파일럿 압력은 우측의 파일럿 피(+)

스톤 의 챔버로 유입되게 된다 이때 유입되는 압력을(2) . P� 라고 할 때 파일럿 피

스톤 의 운동방정식은 다음과 같이 나타낼 수 있다(2) .

공급압에 의해 파일럿 피스톤 에 작용하는 힘을(2) Fpr 이라고 하면 이 힘은 오른쪽,

즉 방향으로 작용하며 그 크기는 유입되는 압력, (+) P� 와 파일럿 피스톤 의 단(2)

면적 큰 원의 단면적에서 가운데 원의 단면적의 차( ) Air의 곱이 된다.

한편 우변은 힘, Fpr 으로 인해 변위 xpr 만큼 이동한 뒤 평형을 이룬 상태를 표현하

는 것으로 우변 첫 항은 질량, mpr 의 파일럿 피스톤 를 변위(2) xpr 만큼 이동시킬

때의 필요한 힘을 나타내며 우변 두번째 항은 변위, xpr에 대한 파일럿 피스톤부의

점성마찰에 대한 항으로 여기서, bp 는 점성마찰계수를 나타낸다 우변 마지막 항은.

파일럿 스프링 에 작용하는 힘이며(2) , kir 은 파일럿 스프링 의 스프링계수를(2) , xpo

는 스프링 초기 변위를 의미 한다.

결국 방향전환밸브를 거쳐 유입된 파일럿 압력이 면적, Air 의 파일럿 피스톤 에(2)

작용한 힘은 질량과 점성마찰에 의한 저항과 초기 변위 xp0 를 가지는 파일럿 스프

링 를 방향으로(2) (+) xpr 만큼 이동시킬 수 있는 힘의 합으로 나타낼 수 있다.

한편 방향전환밸브의 변위, x� 일 때 파일럿 피스톤 의 방향으로의 이동과>0 , (2) (+)

동시에 파일롯 스풀 및 파일럿 피스톤 이 움직이기 시작한다 원래 파일럿 스풀과(1) .

파일럿 피스톤 는 양 끝단의 파일럿 스프링 에 의해 같은 힘으로 서로(1), (2) (1), (2)

균형을 이루고 있으나 파일럿 피스톤 의 이동에 의해 다시 힘의 균형이 이루어질, (2)

때까지 방향으로 임의의 변위만큼 이동하게 되는 것이다(+) .

- 111 -

식 은 파일럿 스풀과 파일럿 피스톤 의 운동방정식을 나타낸 것이다(3.21) (1) .

좌변 첫 항은 파일럿 스프링 에 작용하는 힘은 표현한 것으로 스프링 계수(1) ki� 의

초기 변위 xpo 만큼 압축되어 있는 파일럿 스프링이 파일럿 공급압 P� 이 반대쪽

파일럿 피스톤 에 유입됨으로 인해 생긴 변위(2) xp� 만큼 인장되고 있음을 보여주

고 있다 또 좌변 두번째 항은 파일럿 피스톤 챔버 안의 작동유의 압력. , (1) Pi� 이

면적 Ai� 에 작용하는 힘을 나타내는 것으로 왼쪽 방향으로 작용하고 있다(-) .

한편 좌변 첫 항은 변위, xi� 에 따른 파일럿 피스톤의 질량 mi� 에 의한 저항이며,

좌변 두번째 항은 파일럿 피스톤부 점성마찰 bp 에 의한 저항을 나타내고 있다 좌.

변 마지막 항 FL� 은 파일럿 피스톤 이 지지하고 있는 힘을 의미하는 것으로 다(1)

음과 같이 표현된다.

결국 파일럿 피스톤 이 지지하는 힘(1) FL� 은 파일럿 피스톤 면적과 챔버 안으(2)

로 유입되는 압력의 곱에 해당하는 힘과 파일럿 스프링 가 이 힘에 의해(2) xp� 만

큼 압축되었을 때 가지는 힘과의 차와 같게 된다.

파일럿부 연속의 식은 다음과 같이 쓸 수 있다.

- 112 -

한편 파일럿 좌측부의 연속의 식은 다음과 같이 표현이 가능하다, .

정 역 가변제어 레귤레이터 모델링정 역 가변제어 레귤레이터 모델링정 역 가변제어 레귤레이터 모델링정 역 가변제어 레귤레이터 모델링5. 3D5. 3D5. 3D5. 3Dㆍㆍㆍㆍ

설계한 서보 제어기구의 각 부품을 제작에 앞서 모델링을 하였다3-D .

모델링의 목적은 개발 할 제품이 그 구조가 정밀하고 우수한 응답성을 얻기3-D

위해 정확한 작동이 이루어져야 하는데 로 설계하여 제작을 하게 되면 제작, 2-D

후에 드러날 수 있는 여러 가지 문제점이나 작동상 발생될 수 있는 간섭이나 방해

조건을 명확히 확인하기란 쉽지 않다 이에 모델링을 통해 실제 제품을 프로. 3-D

그램상에서 설계 및 모형화하여 원하는 작동을 확인 하고 작동상 발생되는 제반 문

제점을 확인하면서 검토하였다.

모델링은3-D Pro/E 2000i2

프로그램을 사용하였으며 각 단품을 먼저 모델, 3-D

링을 한 후 프로그램 상에서 조립한 뒤 제작을 위한 도면 작업을 하였다, 2-D .

은 모델링한 일부 주요 부품들을 보여주고 있다Fig. 2-166 3-D .

파일럿파일럿파일럿파일럿 피스톤 모델피스톤 모델피스톤 모델피스톤 모델(a) 3-D(a) 3-D(a) 3-D(a) 3-D 파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬리리리리브브브브 모델모델모델모델(b) 3-D(b) 3-D(b) 3-D(b) 3-D

- 113 -

파일럿파일럿파일럿파일럿 피스톤 모델피스톤 모델피스톤 모델피스톤 모델(c) 3-D(c) 3-D(c) 3-D(c) 3-D (((( 서보 피스톤서보 피스톤서보 피스톤서보 피스톤틸팅틸팅틸팅틸팅레레레레버버버버 장장장장착착착착 모델모델모델모델c) ( ) 3-Dc) ( ) 3-Dc) ( ) 3-Dc) ( ) 3-D

주주주주요요요요 부품 모델부품 모델부품 모델부품 모델Fig. 2.166 3-DFig. 2.166 3-DFig. 2.166 3-DFig. 2.166 3-D

은 주요 부품들의 조립된 모습과 전체 부품들의 분해도를 보여주고 있Fig. 2.167

다 은 본 과제에서 개발하여 제작하고자 서보 제어기구의 모델 조. Fig. 2.168 3-D

립도를 보여주고 있다 본체 부를 투명하게 하여 내부 부품들이 보이도록 하였. body

다.

전 부품 모델의 분해도전 부품 모델의 분해도전 부품 모델의 분해도전 부품 모델의 분해도Fig. 2.167 3-DFig. 2.167 3-DFig. 2.167 3-DFig. 2.167 3-D

- 114 -

개발 제품에 대한 모델의 최종 조개발 제품에 대한 모델의 최종 조개발 제품에 대한 모델의 최종 조개발 제품에 대한 모델의 최종 조립립립립도도도도Fig. 2.168 3-DFig. 2.168 3-DFig. 2.168 3-DFig. 2.168 3-D

- 115 -

제 절 시작품 제작제 절 시작품 제작제 절 시작품 제작제 절 시작품 제작4444

프로펠러 구동용 유압모터 시작품 제작프로펠러 구동용 유압모터 시작품 제작프로펠러 구동용 유압모터 시작품 제작프로펠러 구동용 유압모터 시작품 제작1.1.1.1.

가변형 유압펌프로 받은 유압력을 받아서 프로펠러와 직결하여 구동하기 위해 새로

운 트라이포드 조인트를 적용시킨 유압모터를 설계하여 시작품을 제작하였다.

은 유압모터 시작품을 구성하는 전 부품의 전개한 모습을 나타낸다Photo 2-1 .

커넥팅커넥팅커넥팅커넥팅 로드형 고정용로드형 고정용로드형 고정용로드형 고정용량량량량 유압모터 시제품유압모터 시제품유압모터 시제품유압모터 시제품PPPPhoto 2-1hoto 2-1hoto 2-1hoto 2-1

- 116 -

는 을 구성하는 부품 축 실린더블록 피스톤 슈 홀더 등Photo 2-2 Rotary Group ( , , , )

이 결합되어 있는 모습이고 은 축과 롤러베어링이 결합된 베어링 커버, Photo 2-3

부를 나타낸다(Front cover) .

PPPPhoto 2-2hoto 2-2hoto 2-2hoto 2-2 RRRRotaryotaryotaryotary GGGGroup Sub-roup Sub-roup Sub-roup Sub-AAAAssemblyssemblyssemblyssembly

PPPPhoto 2-3hoto 2-3hoto 2-3hoto 2-3 BBBBearing Cover Sub-earing Cover Sub-earing Cover Sub-earing Cover Sub-AAAAssemblyssemblyssemblyssembly

- 117 -

는 실린더 블록이며 가운데에 축과 연결되어 회전할 수 있도록 스플라Photo 2-4 ,

인 을 가공하였으며 그 주변으로 피스톤이 삽입되는 개의 구멍이 가동되어(Spline) 9

있다 는 실린더 블록 중심 홀에 삽입되는 스프링과 스프링 가이드로써. Photo 2-5

전제 부품 조립시 실린더 블록과 밸브플레이트에 압착력을 가하는 힘을 발생시킨

다.

PPPPhoto 2-4 Cylinderhoto 2-4 Cylinderhoto 2-4 Cylinderhoto 2-4 Cylinder BBBBarrelarrelarrelarrel PPPPhoto 2-5 Central Springhoto 2-5 Central Springhoto 2-5 Central Springhoto 2-5 Central Spring

은 사판을 나타내며 일정 각도로 경사지게 가공되어 있어 피스톤의 스Photo 2-6 ,

트로크를 발생시키는 작용을 한다 한편 은 사파노가 결합되어 피스톤. , Photo 2-7

슈가 맞대어 직접 접동하는 슈 플레이트와 슈 홀더를 사판에 고정시키기 위한 클립

을 나타낸다(clip) .

PPPPhoto 2-6 Swashhoto 2-6 Swashhoto 2-6 Swashhoto 2-6 Swash PPPPlatelatelatelate PPPPhoto 2-7 Shoehoto 2-7 Shoehoto 2-7 Shoehoto 2-7 Shoe PPPPlatelatelatelate &&&& ClipClipClipClip

- 118 -

은 모터 메인 축으로 왼쪽은 모터의 회전력을 전달하기 위한 스플라인Photo 2-8

과 개의 사각베어링이 삽입하기 위한 구조 가공 다음으로 실린더 블록과 결합하, 3 ,

기 위한 스플라인 등을 가공하였다.

PPPPhoto 2-8hoto 2-8hoto 2-8hoto 2-8 MMMMain Shaftain Shaftain Shaftain Shaft

와 은 유압력에 의해 발생되는 회전력을 모터 축에 전달하기 위한Photo 2-9 2-10

사각베어링과 슈 홀더를 나타낸다.

PPPPhoto 2-9 Sphericalhoto 2-9 Sphericalhoto 2-9 Sphericalhoto 2-9 Spherical BBBBearingearingearingearing PPPPhoto 2-10 Shoehoto 2-10 Shoehoto 2-10 Shoehoto 2-10 Shoe HHHHolderolderolderolder

- 119 -

과 는 밸브플레이트를 나타내며 실린더 블록과 접하는 부Photo 2-11 2-12 Front

분은 동을 융착시켰다 는 를 는. Photo 2-13, 2-14 Rear cover 2-15 Front cover

를 나타내며 은 사용된 롤러 베어링을 나타낸다Photo 2-16 .

PPPPhoto 2-11 Valvehoto 2-11 Valvehoto 2-11 Valvehoto 2-11 Valve PPPPlate (F)late (F)late (F)late (F) PPPPhoto 2-10 Valvehoto 2-10 Valvehoto 2-10 Valvehoto 2-10 Valve PPPPlate (late (late (late (RRRR))))

PPPPhoto 2-13hoto 2-13hoto 2-13hoto 2-13 RRRRear Cover (F)ear Cover (F)ear Cover (F)ear Cover (F) PPPPhoto 2-14hoto 2-14hoto 2-14hoto 2-14 RRRRear Cover (ear Cover (ear Cover (ear Cover (RRRR))))

PPPPhoto 2-15 Front Coverhoto 2-15 Front Coverhoto 2-15 Front Coverhoto 2-15 Front Cover PPPPhoto 2-16hoto 2-16hoto 2-16hoto 2-16 RRRRollerollerolleroller BBBBearing for Shaftearing for Shaftearing for Shaftearing for Shaft

- 120 -

정 역 가변용정 역 가변용정 역 가변용정 역 가변용량량량량형 유압 피스톤 펌프형 유압 피스톤 펌프형 유압 피스톤 펌프형 유압 피스톤 펌프2.2.2.2. ㆍㆍㆍㆍ

은 제작한 유압 피스톤 펌프의 사판을 나타내며 정 역 가변제어에Photo 2-17 , ㆍ

따라 틸팅레버를 통해 좌 우로 경사가 가능하다 은 피스톤 홀더를. Photo 2-18ㆍ

나타내며 피스톤 구면과 결합되기 위한 개의 구면부가 가공되어 있으며 가운데는9

펌프 축과 결합하기 위한 기하학적 형상으로 가공하였다 는 로드형. Photo 2-19

피스톤으로 양단은 피스톤 홀더와 결합되는 구면부와 실린더 블록 내를 왕복운동하

는 부분으로 나눠진다 은 위 부품들의 조립상태를 나타낸다. Photo 2-20 .

PPPPhoto 2-17 Swashhoto 2-17 Swashhoto 2-17 Swashhoto 2-17 Swash PPPPlatelatelatelate PPPPhoto 2-18hoto 2-18hoto 2-18hoto 2-18 PPPPistonistonistoniston HHHHolderolderolderolder

PPPPhoto 2-18hoto 2-18hoto 2-18hoto 2-18 PPPPistonistonistoniston

- 121 -

사판과 피스톤 홀더 피스톤의 결사판과 피스톤 홀더 피스톤의 결사판과 피스톤 홀더 피스톤의 결사판과 피스톤 홀더 피스톤의 결합합합합PPPPhoto 2-19 ,hoto 2-19 ,hoto 2-19 ,hoto 2-19 ,

은 유압 피스톤 펌프의 및 를 나타낸다Photo 2-20 Front cover Rear cover .

PPPPhoto 2-20 Fronthoto 2-20 Fronthoto 2-20 Fronthoto 2-20 Front & R& R& R& Rear Coverear Coverear Coverear Cover

- 122 -

은 정 역 가변 유압 피스톤 펌프의 조립상태를 나타내며 는 제Photo 2-21 , 2-22ㆍ

작한 서보제어 레귤레이터를 장착한 모습을 나타낸다.

정 역 가변 유압 피스톤 펌프의 조정 역 가변 유압 피스톤 펌프의 조정 역 가변 유압 피스톤 펌프의 조정 역 가변 유압 피스톤 펌프의 조립립립립사진사진사진사진PPPPhoto 2-21hoto 2-21hoto 2-21hoto 2-21 ㆍㆍㆍㆍ

레귤레이터가 장레귤레이터가 장레귤레이터가 장레귤레이터가 장착된착된착된착된 정 역 가변 유압 피스톤 펌프정 역 가변 유압 피스톤 펌프정 역 가변 유압 피스톤 펌프정 역 가변 유압 피스톤 펌프PPPPhoto 2-22hoto 2-22hoto 2-22hoto 2-22 ㆍㆍㆍㆍ

정 역 가변 기계 유압식 서보제어 레귤레이터정 역 가변 기계 유압식 서보제어 레귤레이터정 역 가변 기계 유압식 서보제어 레귤레이터정 역 가변 기계 유압식 서보제어 레귤레이터3. -3. -3. -3. -ㆍㆍㆍㆍ

본 과제에서 폐회로형 정 역 가변용량형 유압 사판식 피스톤 펌프의 사판각을 양ㆍ

방향으로 서보 제어하는 레귤레이터에 대해 시작품을 제작하기 전 모델링을3-D

통해 모든 움직임이나 작동을 수행하여 발생가능한 문제점을 수정 보완 후 시작품ㆍ

을 제작하였다.

- 123 -

제작한 주요 부품을 에 나타내었다Photo 2-23 .

와 는 각각 파일럿 스풀과 파일릿 슬리브를 보여주고 있다(a) (b) .

조밀한 재질과 경도를 위해 열처리 가공을 했으며 상대운동을 하는 두 부품에 대,

해서 연마작업을 한 후 서로 맞대어 래핑을 실시하였다 한편 는 서보 피스톤의. , ©

움직임을 파일럿 슬리브에 피드백시키는 레버의 모습이며 는 서보 피스톤으로, (d)

일정 경도를 위해 고주파 열처리 가공을 하였다.

파일럿파일럿파일럿파일럿 스스스스풀풀풀풀(a)(a)(a)(a) 파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬파일럿 슬리리리리브브브브(b)(b)(b)(b)

피드피드피드피드백백백백 레레레레버버버버(c)(c)(c)(c) 서보 피스톤서보 피스톤서보 피스톤서보 피스톤(d)(d)(d)(d)

제작한 주제작한 주제작한 주제작한 주요요요요 부품부품부품부품들들들들의 사진의 사진의 사진의 사진PPPPhoto 2-23hoto 2-23hoto 2-23hoto 2-23

는 각 부품들의 조립된 사진 및 배열한 사진을 보여주고 있다Photo 2-24 .

- 124 -

먼저 는 파일럿 스프링의 초기 변위를 주기 위한 조정나사부를 보여주고 있고, (a) ,

는 서보 피스톤이 움직일 수 있는 행정 을 조정할 수 있는 나사와 서보(b) (stroke)

피스톤의 대경부와 맞닿아 이동을 정지시키는 스토퍼를 보여주고 있으며 좌 우, ㆍ

로 두 세트로 구성되어 있다 와 는 서보 피스톤에 틸팅 레버를 장착한 모습. (c) (d)

과 피드백 레버를 끼워 놓은 모습을 보여주고 있다.

파일럿파일럿파일럿파일럿 스프링 조정 나사부스프링 조정 나사부스프링 조정 나사부스프링 조정 나사부(a)(a)(a)(a) 서보 피스톤 행정 조정나사 및 스토서보 피스톤 행정 조정나사 및 스토서보 피스톤 행정 조정나사 및 스토서보 피스톤 행정 조정나사 및 스토퍼퍼퍼퍼(b)(b)(b)(b)

서보 피스톤서보 피스톤서보 피스톤서보 피스톤 틸팅틸팅틸팅틸팅레레레레버버버버 장장장장착착착착(c) ( )(c) ( )(c) ( )(c) ( ) 피드피드피드피드백백백백 레레레레버버버버를 부를 부를 부를 부착착착착한 모한 모한 모한 모습습습습(d)(d)(d)(d)

파일럿파일럿파일럿파일럿 스스스스풀풀풀풀부의 배부의 배부의 배부의 배열열열열 모모모모습습습습(e)(e)(e)(e)

- 125 -

서보 피스톤부의 배서보 피스톤부의 배서보 피스톤부의 배서보 피스톤부의 배열열열열 모모모모습습습습(f)(f)(f)(f)

제작한 각 부품의 조제작한 각 부품의 조제작한 각 부품의 조제작한 각 부품의 조립립립립사진사진사진사진PPPPhoto 2-24hoto 2-24hoto 2-24hoto 2-24

는 파일럿부 즉 파일럿 스풀부의 부품들을 보여주고 있으며 실제 조립되는 모(e) , ,

습과 같은 위치에 나열하였다 왼쪽부터 스프링 조정나사 스프링 홀더 파일럿 스. , ,

프링 파일럿 피스톤 파일럿 스풀 파일럿 슬리브이며 다시 파일럿 피스톤에서 스, , ,

프링 조정나사로 역순으로 나열되어 있다 또한 는 서보 피스톤부를 조립순서대. (f)

로 나열한 모습을 보여주고 있다.

는 본체 부를 제외하고 실제 제작한 부품들은 조립되는 순서와Photo 2-25 body

위치를 유지해서 조립 및 나열한 모습이며 은 레귤레이터 본체를 나, Photo 2-26

타낸다.

제작한 전 내부 부품의 조제작한 전 내부 부품의 조제작한 전 내부 부품의 조제작한 전 내부 부품의 조립립립립 사진사진사진사진PPPPhoto 2-25hoto 2-25hoto 2-25hoto 2-25

- 126 -

제작한 서보 제어 레귤레이터의 본체 및 부품 사진제작한 서보 제어 레귤레이터의 본체 및 부품 사진제작한 서보 제어 레귤레이터의 본체 및 부품 사진제작한 서보 제어 레귤레이터의 본체 및 부품 사진PPPPhoto 2-26hoto 2-26hoto 2-26hoto 2-26

- 127 -

제 장 성능시험제 장 성능시험제 장 성능시험제 장 성능시험3333

제 절 유압 펌프 성능시험기 설계 및 제작제 절 유압 펌프 성능시험기 설계 및 제작제 절 유압 펌프 성능시험기 설계 및 제작제 절 유압 펌프 성능시험기 설계 및 제작1111

유압 펌프 성능시험기 설계유압 펌프 성능시험기 설계유압 펌프 성능시험기 설계유압 펌프 성능시험기 설계1.1.1.1.

본 연구를 통해 제작되는 유압 피스톤 모터 및 펌프 시제품의 성능시험을 할 수 있

는 성능시험기를 제작하였다 성능시험기의 구성은 전기동력을 발생시키는 전기모.

터 회전을 전달하는 커플링 베어링 유닛(electric motor), (coupling), (bearing unit),

토크센서 흡 토출 압력 및 파일럿 압력을 측정하기 위한 압력 센(torque sensor), ㆍ

서 배관 및 기름탱크 내의 온도 측정하기 위한 유량센서(pressure sensor), (flow

배관 및 기름탱크 내의 온도 측정을 위한 온도센서sensor), (temperature sensor)

등의 각종 센서 부하압력 조정을 위한 릴리프 밸브 를 비롯한 체크밸, (relief valve)

브 감압 밸브 방향제어밸브 등의 각종 밸브류 배관(check valve), (reducing valve), ,

내 오염물질 제거를 위한 필터 류 작동유의 냉각을 위한 열교환기(filter) , (heat

각종 게이지 파일럿압 공급을 위한 파일럿 펌프 유닛exchange), (gauge), (pilot

기름탱크 등으로 되어있다 은 성능시험기 테스트pump unit), (oil tank) . Fig. 3-1

부의 외형도이며 유압 펌프 성능 시험기의 최대 사양은 다음과 같다, .

압 력(1) : max 350 bar

회 전 수(2) : max 3550 rpm

유 량(3) : max 400 l/min

시험온도(4) : max 100 ℃

- 128 -

유압 펌프 성능시험기유압 펌프 성능시험기유압 펌프 성능시험기유압 펌프 성능시험기 외외외외형도형도형도형도Fig. 3-1Fig. 3-1Fig. 3-1Fig. 3-1

펌프 성능시험기에 있어서 각 실험 조건 설정 은 물론 측정 결과를 확인하(setting)

기 위한 별도의 컨트롤러 를 제작하였다 는 성능 시험기의 컨(controller) . Fig. 3-2

트롤러 콘솔 랙 을 나타내며 은 시험기 조작 버(controller console rack) , Fig. 3-3

튼 과 스위치 각종 인디케이터 의 위치를 나타내는 컨트롤(button) (switch), (indicator)

보드 와 측정 및 디스플레이 보드 디자(control board) (measuring & display board)

인이다.

성능시험기성능시험기성능시험기성능시험기 컨컨컨컨트트트트롤롤롤롤러러러러 콘솔 랙 외콘솔 랙 외콘솔 랙 외콘솔 랙 외관관관관Fig. 3-2Fig. 3-2Fig. 3-2Fig. 3-2

- 129 -

컨컨컨컨트트트트롤롤롤롤 보드와보드와보드와보드와 측측측측정 및 표시 보드 디자인정 및 표시 보드 디자인정 및 표시 보드 디자인정 및 표시 보드 디자인Fig. 3-3Fig. 3-3Fig. 3-3Fig. 3-3

는 유압 펌프 성능시험기의 전기배선 다이아그램을 나타내고 있다Fig. 3-4 .

성능시험기 전기 배선 다이아성능시험기 전기 배선 다이아성능시험기 전기 배선 다이아성능시험기 전기 배선 다이아그램그램그램그램Fig. 3-4Fig. 3-4Fig. 3-4Fig. 3-4

- 130 -

는 유압 펌프 성능시험기를 이용한 탠덤펌프 성능실험장치의 구성을 나타Fig. 3-5

내는 회로도를 나타낸다 전기모터 에 구동에 따라 실험대상 탠덤펌프가 흡 토출. ① ㆍ

을 하는데 오일탱크에서 흡입된 오일은 전자적으로 조정되는 압력 로직 밸브 및,

커버 에 의해 설정된 압력으로 압력센서 압력필터 고압용 온도센서 유, ( ) , ,⑫ ⑬ ⑭⑰⑱

량센서 를 걸쳐 다시 탱크로 귀환하게 된다 이밖에 펌프의 사판각을 조절하는 레.⑮

귤레이터의 파일럿 압력 공급용 파워유닛과 파일럿 압력 관련 밸브 및 센서 등으로

구성되어 있다.

성능시험기를 이용한성능시험기를 이용한성능시험기를 이용한성능시험기를 이용한 탠덤탠덤탠덤탠덤펌프 성능시험 회로도펌프 성능시험 회로도펌프 성능시험 회로도펌프 성능시험 회로도Fig. 3-5Fig. 3-5Fig. 3-5Fig. 3-5

- 131 -

유압펌프 성능시험 프로유압펌프 성능시험 프로유압펌프 성능시험 프로유압펌프 성능시험 프로그램그램그램그램2.2.2.2.

가 개가 개가 개가 개요요요요....

본 연구에서 개발한 유압펌프의 성능시험을 자동화하고 계측된 실험데이터를 컴퓨,

터에 저장하여 관리할 수 있도록 성능시험 프로그램을 개발하였다 프로그램 작성.

은 내셔널 인스트루먼트 사의 그래픽 프로그래밍 언어(National instruments)

인 를 사용하였고(Graphical programming language) 'LabView6i' , 'PCI6024E',

모델의 아날로그 입 출력 보드 시스템을 구성'AT-AO-6' DAQ(Data acquisition)ㆍ

하였다 표 은 성능시험기의 데이타 습득 시스템 에. 3-1 (data aquisition system)

적용한 사양을 나타내고 있다.

성능시험기 시스성능시험기 시스성능시험기 시스성능시험기 시스템템템템 적용 사적용 사적용 사적용 사양양양양Table 3-1 DTable 3-1 DTable 3-1 DTable 3-1 DAQAQAQAQ

Product

Company

Product

name

Analog

Input

(Channel)

Sampling

Rate[S/sec]

Input

Resolution

Analog

Output

(Channel)

Output

ResolutionAccessory

National

Instrument

PCI-6024E 16SE/8DI 200k 12 bit 2 12 bit SCB-68LP

- - - 6 12 bit

성능시험 프로그램을 시작하게되면 각 실험항목으로 이동할 수 있는 시험 모드 와, ‘ ’

컴퓨터에 저장된 실험 데이터를 불러들여 에서 시험 성적서를MS OFFICE EXCEL

프린트 할 수 있는 시험성적서 모드 가 있다‘ ’ .

시험모드에는 유압펌프에서 출력되는 마력 또는 유동력 제어성능을 측정하는 정마( )

력 동마력 제어시험 모드 레귤레이터의 유량제어성능을 측정하는 부유량 제어 시,ㆍ

험모드 유압펌프의 용적 기계 전효율을 측정하는 효율시험 모드 유압펌프가, , 1ㆍ ㆍ

회전 할 때 토출되는 용적 을 측정하는 배제용적시험 모(volumetric displacement)

드 유압펌프의 부하 가 증가할 때 펌프의 주요 습동부에서 누설되는 유량 외, (load) (

부 누유량 을 측정하는 누설유량 시험모드 등으로 구성되어 있다) .

성능시험 프로그램의 구성도를 에 나타내었다Fig. 3-6 .

- 132 -

전체 구성도전체 구성도전체 구성도전체 구성도a.a.a.a. b. LabViewb. LabViewb. LabViewb. LabView HHHHierarchyierarchyierarchyierarchy

유압펌프 성능시험 프로유압펌프 성능시험 프로유압펌프 성능시험 프로유압펌프 성능시험 프로그램그램그램그램의 구성도의 구성도의 구성도의 구성도Fig. 3-6Fig. 3-6Fig. 3-6Fig. 3-6

나 프로나 프로나 프로나 프로그램 윈그램 윈그램 윈그램 윈도우도우도우도우....

은 성능시험 프로그램의 시험정보와 주요 시험모드의 윈도우Fig. 3-7~Fig. 3-10

이다 은 각 시험모드와 시험성적서 모드를 선택할 수 있는 윈도(window) . Fig. 3-7

우로서 해당 버튼을 누르게 되면 버튼 메뉴에 해당하는 윈도우로 연결된다, , . Fig.

과 는 의 윈도우에서 시험모드를 선택하였을 경우 연결되어3-8 Fig. 3-9 Fig. 3-7 ,

나타나는 윈도우들이다 은 시험유압펌프 이하 시험펌프라 한다 의 정보와. Fig. 3-8 ( )

시험자 정보를 입력할 수 있는 윈도우이고 는 아날로그 입 출력 보드의, Fig. 3-9 ㆍ

채널 설정 및 각 측정센서의 보정 값들을 설정하는 윈도우이다(calibration) .

- 133 -

모드 선모드 선모드 선모드 선택 윈택 윈택 윈택 윈도우도우도우도우Fig. 3-7Fig. 3-7Fig. 3-7Fig. 3-7 시험펌프 정보 입력시험펌프 정보 입력시험펌프 정보 입력시험펌프 정보 입력 윈윈윈윈도우도우도우도우Fig. 3-8Fig. 3-8Fig. 3-8Fig. 3-8

하드하드하드하드웨웨웨웨어어어어 셋셋셋셋업업업업 윈윈윈윈도우도우도우도우Fig. 3-9Fig. 3-9Fig. 3-9Fig. 3-9 시험시험시험시험항항항항목 선목 선목 선목 선택 윈택 윈택 윈택 윈도우도우도우도우Fig. 3-10Fig. 3-10Fig. 3-10Fig. 3-10

은 주요 시험모드의 시험조건을 설정하는 윈도우로서Fig. 3-11 Fig. 3-11 (a),

는 시험펌프의 출력마력 제어성능을 측정하는 시험을 위해 시험펌프의 최대 부(b)

하압력을 설정하고 설정된 부하압력까지 계단방식으로 도달하도록 하기 위해 계단,

수 등분수 를 입력하도록 구성되어있다 또한 시험펌프의 용량을 조절 경사판의 각( ) . (

도 조절 하기 위해 파일럿 압력을 설정하도록 하였다) .

는 레귤레이터의 유량제어성능을 측정을 위한 시험조건을 설정하는Fig. 3-11 (c)

윈도우로서 시험펌프의 레귤레이터를 제어하는 파일럿 압력의 최대 압력을 설정하

도록 하였고 설정된 압력의 제어방식은 부하압력의 제어방식 계단제어방식 과 동일, ( )

하다.

- 134 -

는 시험펌프의 용적 기계 전효율을 측정하기 위해 시험펌프의 부하Fig. 3-11 (d) ㆍ ㆍ

압력 레귤레이터의 제어압력인 파일럿 압력을 설정하도록 하여 시험펌프의 용량, ,

배제용적 이 변할 때 즉 시험펌프의 경사판 각도가 변할 때마다 효율을( , [cc/rev]) ,

측정하도록 하였다.

정마력 제어시험 조정마력 제어시험 조정마력 제어시험 조정마력 제어시험 조건건건건설정설정설정설정(a)(a)(a)(a) 동력가변 제어시험 조동력가변 제어시험 조동력가변 제어시험 조동력가변 제어시험 조건건건건설정설정설정설정(b)(b)(b)(b)

부유부유부유부유량량량량 제어시험 조제어시험 조제어시험 조제어시험 조건건건건설정설정설정설정(c)(c)(c)(c) 효효효효율율율율시험 조시험 조시험 조시험 조건건건건설정설정설정설정(d)(d)(d)(d)

주주주주요요요요 시험모드의 시험조시험모드의 시험조시험모드의 시험조시험모드의 시험조건건건건 설정설정설정설정 윈윈윈윈도우도우도우도우Fig. 3-11Fig. 3-11Fig. 3-11Fig. 3-11

주요 시험모드의 시험실행 윈도우로서 의 각 시험조건 설정Fig. 3-12 Fig. 3-11

윈도우에서 시험조건 설정이 완료되면 설정된 시험조건에 따라 시험을 실행하는,

윈도우이다 각 윈도우에는 시험 중 센서로부터의 계측값을 표시하는 그래프와 디.

지털 인디케이터를 배치해 놓았다.

- 135 -

정마력 제어시험정마력 제어시험정마력 제어시험정마력 제어시험(a)(a)(a)(a) 동력가변 제어시험동력가변 제어시험동력가변 제어시험동력가변 제어시험(b)(b)(b)(b)

부유부유부유부유량량량량 제어시험제어시험제어시험제어시험(c)(c)(c)(c)

주주주주요요요요 시험모드의 시험실행시험모드의 시험실행시험모드의 시험실행시험모드의 시험실행 윈윈윈윈도우도우도우도우Fig 3-12Fig 3-12Fig 3-12Fig 3-12

유압 펌프 성능시험기 제작유압 펌프 성능시험기 제작유압 펌프 성능시험기 제작유압 펌프 성능시험기 제작3.3.3.3.

은 제작한 유압 펌프 성능시험기를 나타낸다 시험기 컨트롤러의 조작에Fig. 3-13 .

의해 동작되는 전기 모터 가 회전함에 따라 구동력은 커플링 토크센서 베(1) (2), (4),

어링 유닛 을 거쳐 테스트 펌프 축을 회전시켜 테스트 펌프는 오일 탱크 로(3) (1) (7)

부터 흡입한 작동유를 토출한다 이때 흡 토출 라인 상에 설치된 압력 유량 센서. , ,ㆍ

등 여러 센서 및 밸브 등이 작동상태를 측정하며 작동상 상승한 오일 온도는 토(8) ,

출라인 상에 설치된 오일 쿨러 을 통과하면서 하강시킨다 파일럿 유닛 은 테(10) . (6)

스트 펌프의 레귤레이터 작동 등 파일럿 압력을 공급하는 장치이다 는. Table 3-2

성능시험기의 주요 구성품의 사양을 나타내었다.

- 136 -

(1) test pump(1) test pump(1) test pump(1) test pump

(4) torque sensor(4) torque sensor(4) torque sensor(4) torque sensor

(7) oil tank(7) oil tank(7) oil tank(7) oil tank

(10) heat exchange(10) heat exchange(10) heat exchange(10) heat exchange

(2) coupling(2) coupling(2) coupling(2) coupling

(5) electric motor(5) electric motor(5) electric motor(5) electric motor

(8) sensor(8) sensor(8) sensor(8) sensor &&&& valvevalvevalvevalve

(3) bearing unit(3) bearing unit(3) bearing unit(3) bearing unit

(6) pilot pump unit(6) pilot pump unit(6) pilot pump unit(6) pilot pump unit

(9) motor controller(9) motor controller(9) motor controller(9) motor controller

유압 펌프 성능시험기유압 펌프 성능시험기유압 펌프 성능시험기유압 펌프 성능시험기Fig. 3-13Fig. 3-13Fig. 3-13Fig. 3-13

- 137 -

유압펌프 성능시험기의 주유압펌프 성능시험기의 주유압펌프 성능시험기의 주유압펌프 성능시험기의 주요요요요 구성품 사구성품 사구성품 사구성품 사양양양양Table 3-2Table 3-2Table 3-2Table 3-2

명 칭 규 격 비 고

Electric Motor 330[HP], 440[V], 2P 메인펌프 구동용

Torque Sensor3000[rpm],

250(kgf m)ㆍ토크 측정

Check Valve 1/4 , 100[bar]″ 방향조절

EPR Valve Current Meter 1000[mA] 밸브 전류측정EPR

Discharge Pressure sensor 0~400[bar] 토출압 측정

High Pressure Filter 10[ m], 350[bar]μ 토출라인 필터링

Oil Temperature Sensor -50~200[ ]℃ 유온 측정

Discharge Flow Sensor 0~300 [l/min] Gear Type

Pilot Pump 10[cc/rev], 70[bar] 파일럿압 공급용

Pilot Line Filter 1/4 , 100[ m]″ μ 파일럿라인 필터링

Pilot Relief Valve 100[bar], 1/4 파일럿압 설정

는 성능시험기 컨트롤러를 나타낸다 컨트롤러 정면에는 모터 회전방향Fig. 3-14 . ,

회전수를 비롯한 각종 전자비례밸브 등과 연결된 조작 버튼과 스위치가 장착된 부

분 과 성능시험기에 장착된 각종 센서를 통해 측정된 값을 디지털로 나타내는 인(1)

디케이터가 장착된 부분 과 성능시험 프로그램을 이용하여 성능실험 자동화와 측(2)

정결과를 저장하고 나타내는 컴퓨터 모니터 부분으로 나뉘어진다 컨트롤러 몸체(3) .

내부에는 컴퓨터 및 각종 전기 및 전자 부품들이 설치되어 있다.

유압 펌프 성능시험기유압 펌프 성능시험기유압 펌프 성능시험기유압 펌프 성능시험기 컨컨컨컨트트트트롤롤롤롤러러러러Fig. 3-14Fig. 3-14Fig. 3-14Fig. 3-14

- 138 -

제 절 피스톤 마찰저항 및 구면 정압베어링 마찰토크 측정시험제 절 피스톤 마찰저항 및 구면 정압베어링 마찰토크 측정시험제 절 피스톤 마찰저항 및 구면 정압베어링 마찰토크 측정시험제 절 피스톤 마찰저항 및 구면 정압베어링 마찰토크 측정시험2222

피스톤 마피스톤 마피스톤 마피스톤 마찰찰찰찰저저저저항항항항 실험실험실험실험1.1.1.1.

가 실험장치 구성 및 실험방법가 실험장치 구성 및 실험방법가 실험장치 구성 및 실험방법가 실험장치 구성 및 실험방법....

플런져형 피스톤과 로드형 피스톤을 일정 각도로 틸팅하여 왕복운동 하는 조건을

부여하고 이때의 마찰저항력을 측정하였다 피스톤 한 개의 운동 변위는 정현파.

로 운동하므로 와 같이 서보 액츄에이터 로(sine wave) Fig. 3-15 (servo actuator)

구동시키고 액츄에이터 로드 끝단에 피스톤 슈우를 연결하기 전에 로드셀, (load

을 장착하여 피스톤의 왕복운동 저항력을 측정할 수 있는 구조로 하였다cell) .

먼저 경사 되지 않은 상태로 압력에 따른 저항력을 측정하고 로 경사진 상태, , 20°

에서 측정한 저항력과 비교하기 위하여 시편을 과 같이 각각 준비하였Fig. 3-16

다 이때 각 형식별 피스톤은 동일 직경의 실린더 보어 내에 장착되며 피스톤에는. ,

여러 공급압력으로 가압한다 서보 액츄에이터를 통해 요구하는 왕복속도 및 스트.

로크를 조절하였다.

은 피스톤 저항력 측정실험 조건을 나타낸다Table 3-3 .

Table 3-3 Test condition (resistance force measurement)Table 3-3 Test condition (resistance force measurement)Table 3-3 Test condition (resistance force measurement)Table 3-3 Test condition (resistance force measurement)

Parameter Range

Tilting angle of piston [°] 0, 20

Frequency of actuator [Hz] 1

Load pressure condition [kgf/cm2] 30, 60, 100

Stroke of actuator [mm] 32.8

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Fig. 3-16 Test rig for resistance force measurement of piston movement (1)Fig. 3-16 Test rig for resistance force measurement of piston movement (1)Fig. 3-16 Test rig for resistance force measurement of piston movement (1)Fig. 3-16 Test rig for resistance force measurement of piston movement (1)

Fig. 3-17 Test rig for resistance force measurement of piston movement (2)Fig. 3-17 Test rig for resistance force measurement of piston movement (2)Fig. 3-17 Test rig for resistance force measurement of piston movement (2)Fig. 3-17 Test rig for resistance force measurement of piston movement (2)

실험장치의 유압회로를 나타내면 와 같다Fig. 3-18 .

먼저 서보 밸브 스풀의 개폐량을 조절하여 서보 액츄에이터를 통해 재현할 수 있는

최대 주파수를 결정하고 센서를 이용하여 스트로크를 조정하였다 실험 대상LVDT .

피스톤을 서보 액츄에이터를 이용하여 원하는 속도와 스트로크로 왕복운동을 시키

고 이때 피스톤 부에는 별도의 유압 펌프를 이용하여 로드셀의 측정범위가 허용하,

는 압력 내에서 조정하여 유압을 공급하고 로드셀을 통하여 피스톤으로부터 전달,

되는 하중을 측정한다.

- 140 -

는 구성한 실험장치이며 은 다양한 실험조건을 나타내고 있Fig. 3-19 , Fig. 3-20

다.

Fig. 3-18Fig. 3-18Fig. 3-18Fig. 3-18 HHHHydraulic circuit for resistant force measurement deviceydraulic circuit for resistant force measurement deviceydraulic circuit for resistant force measurement deviceydraulic circuit for resistant force measurement device

Fig. 3-19Fig. 3-19Fig. 3-19Fig. 3-19 RRRResistant force test rigesistant force test rigesistant force test rigesistant force test rig

- 141 -

a)a)a)a) PPPPlungerlungerlungerlunger PPPPiston, = 0°iston, = 0°iston, = 0°iston, = 0°αααα b)b)b)b) RRRRodododod PPPPiston, = 0°iston, = 0°iston, = 0°iston, = 0°αααα

a)a)a)a) PPPPlungerlungerlungerlunger PPPPiston, = 20°iston, = 20°iston, = 20°iston, = 20°αααα b)b)b)b) RRRRodododod PPPPiston, = 20°iston, = 20°iston, = 20°iston, = 20°αααα

Fig. 3-20 Test condition (piston type, tilting angle )Fig. 3-20 Test condition (piston type, tilting angle )Fig. 3-20 Test condition (piston type, tilting angle )Fig. 3-20 Test condition (piston type, tilting angle )αααα

구면 정압베어링 마구면 정압베어링 마구면 정압베어링 마구면 정압베어링 마찰찰찰찰토크토크토크토크 측측측측정실험정실험정실험정실험2.2.2.2.

가 실험 배경가 실험 배경가 실험 배경가 실험 배경....

기존의 사판식 피스톤 펌프 모터에 적용되고 있는 플런져형 피스톤은 이상의20°ㆍ

사판각을 갖는 경우 피스톤 목 부분의 직경이 가늘어져야 피스톤 슈우의 요동운동

이 가능하게 되지만 강도가 약해지는 단점을 가지게 된다 결국 이러한 단점을 극, . ,

복하기 위해 피스톤과 슈우에 구면 조인트 이음으로 이루어진 로드형 피스톤의 적

용이 필요하다.

로드형 피스톤의 구면 조인트부에 정압베어링을 적용하기 위해 최적설계 이론으로

설계된 구면 정압베어링의 성능을 확인할 필요가 있으며 이에 구면부에 작용하는,

순수 마찰토크를 측정하고자 새로운 실험장치를 제작함으로써 구면부와 포켓 사이

의 마찰토크와 틈새로 누설되는 유량을 측정할 수 있다.

- 142 -

동력 손실을 최소로 하는 구면 정압베어링의 설계이론에 의해 계산된 결과에 따라

정균형 부균형 과균형의 세 가지 모델의 포켓을 제작하여 측정하였다 먼저 최적, , .

포켓 치수(DR2 를 정균형 설계모델이라 정의하고 최적 치수보다 작은 크기의 포켓) ,

(DR1 을 부균형 설계모델 큰 크기의 포켓) , (DR3 을 과균형 설계모델이라 하였으며) ,

와 같이 정의하였다Table 3-4 .

Table 3-4Table 3-4Table 3-4Table 3-4 PPPPocket diameter and model definition of spherical hydrostaticocket diameter and model definition of spherical hydrostaticocket diameter and model definition of spherical hydrostaticocket diameter and model definition of spherical hydrostatic

bearingbearingbearingbearing

No. Diameter [mm] Model definition

DR1 38.0 Under balance design

DR2 42.4 Minimum power loss design

DR3 45.0 Over balance design

나 실험장치의 구성 및 실험방법나 실험장치의 구성 및 실험방법나 실험장치의 구성 및 실험방법나 실험장치의 구성 및 실험방법....

최적설계 이론에 따라 설계된 구면 정압베어링의 성능을 확인하기 위해 구면 베어

링과 포켓 사이의 마찰토크를 측정할 필요가 있으며 구면 부의 순수한 마찰토크만,

을 측정하기 위해 과 같이 마찰토크 측정장치를 설계하였다Fig. 3-21 .

먼저 측정장치의 구성을 살펴보면 은 회전수 조절이 가능한 가변모터에 의해 구①

동되는 입력 축 는 설계에 의한 포켓장치 은 구면베어링의 구 는, , (sphere),② ③ ④

압유를 포켓 내로 전달하는 유로 는 파워 팩 으로부터 토출된 압유, (power pack)⑤

를 장치 내부로 공급하기 위한 포트 은 구면부에 걸리는 마찰토크를 토크센서로, ⑥

전달해주는 가이드 핀 은 공급 압유에 의해 피스톤에 작용하는 힘을(guide pin), ⑦

구면 베어링의 구면부로 전달하는 강구 은 토크를 측정하는 비회전형(steel ball), ⑧

토크 센서 는 피스톤 은 토크센서 고정나사 은 커버 는 피(react type) , , , ,⑨ ⑩ ⑪ ⑫

스톤 측으로 유압유를 공급하는 포트 오리피스 등으로 구성되어 있다, .⑬

- 143 -

Fig 3-21 Schematic of friction torque measuring device for sphericalFig 3-21 Schematic of friction torque measuring device for sphericalFig 3-21 Schematic of friction torque measuring device for sphericalFig 3-21 Schematic of friction torque measuring device for spherical

hydrostatic bearinghydrostatic bearinghydrostatic bearinghydrostatic bearing

일반적으로 구면 정압베어링은 공급압력과 구동축의 회전수에 따라 다른 마찰력을

가지게 되는데 이전 연구에서의 마찰토크 측정방법은 회전형 토크센서를 외부 구,

동축에 연결시킴으로써 축 베어링부의 마찰 토크가 측정값에 더해지는 단점을 가지

고 있었으므로 본 연구에서는 개발한 측정장치를 이용한 측정방법은 시험기 내부에

비회전형 토크센서 를 연결하여 순수한 구면에 작용하는 마찰토크를(reaction type)

가이드 핀을 통해 비회전형 토크센서에 전달하도록 하였고 또한 부하를 전달하는,

피스톤과의 마찰을 줄이기 위해 강구를 이용한 점 접촉 을 이루도록(point contact)

하였다.

마찰토크의 측정은 먼저 유압 유니트로부터 공급압력(Ps 을 피스톤 측 와 포켓부) ⑫

유압유 공급 포트 로 공급하게 되면 공급압력으로 인한 부하력이 구면부 쪽으로,⑤

피스톤부에 작용하여 부하력 전달장치인 강구 를 밀게 된다 한편 포켓부 유압유.⑦

공급포트로 공급된 유압유는 오리피스 를 통과한 후 포켓압력(P⑬ r 로 포켓장치로 유)

입되고 이 압력에 의해 생성된 부상력에 의해 구면 정압베어링은 일정한 유막두께,

를 형성하며 부하균형을 이루게 된다 고정된 피스톤 구에 작용하는 마찰토크는 가, .

이드핀 을 통해 비회전형 토크센서에 의해 측정되는 구조이며 는 실험, Fig. 3-22⑥

장치의 블록 다이아그램을 나타낸다.

- 144 -

Fig. 3-22Fig. 3-22Fig. 3-22Fig. 3-22 BBBBlock diagram of experimental device for spherical hydrostaticlock diagram of experimental device for spherical hydrostaticlock diagram of experimental device for spherical hydrostaticlock diagram of experimental device for spherical hydrostatic

bearingbearingbearingbearing

에서 보는 바와 같이 유압 파워 팩 에서 공급되는 압력을 측정하기 위Fig. 3-22 ⓐ

해 압력센서 를 취부하였고 마찰토크를 측정하기 위해 비회전형 토크센서가 설치,ⓑ

되었다 구면 정압베어링으로부터의 누설유량을 측정하기 위해 아크릴 케이스 를. ⓓ

제작하여 설치하고 메스 실린더를 이용하여 측정하였다 시험기의 구동을 위하여.

전기모터 와 전기모터의 회전속도를 조절하기 위해 인버터 를 설치하였다 시험.ⓔ ⓕ

기에서 발생되는 마찰토크와 공급압력은 오실로스코프 에서 기록되고 메스실린더,ⓖ

는 스톱워치와 함께 누설유량을 측정하기 위해 필요하다.ⓗ

은 제작된 구면 정압베어링의 마찰토크 측정장치이며 시험에 사용된 각Fig. 3-23 ,

종 기기의 사양은 와 같다Table 3-5 .

- 145 -

Fig. 3-23Fig. 3-23Fig. 3-23Fig. 3-23 PPPPicture of friction torque measuring deviceicture of friction torque measuring deviceicture of friction torque measuring deviceicture of friction torque measuring device

Table 3-5 Specifications of experimental deviceTable 3-5 Specifications of experimental deviceTable 3-5 Specifications of experimental deviceTable 3-5 Specifications of experimental device

Spec.

ItemMaker Type Model Remark

Power Pack Shin.Gee Gear pump -Max. pres.

210 kgf/cm2

Torque sensor setech FlangeYDN

-500 kg500 kgf-cm

Pressure

sensorSensys Strain Gauge

PMSA0200KA

A

0~700

kgf/cm2

Thermo couple Autonics PT100 ohm PT 100Analog

Output

Data

AcquisitionLecroy

Digital

Oscilloscope9314AM 4 Channel

Electric motor LG 3 Phase KM102HKIK 2 HP(1.5 kw)

Inverter HyundaiTransistor

inverterHV-5.5 LF 3Phase

은 실험조건을 나타내고 있으며 각각의 포켓직경에 대하여 상대적으로Table 3-6 ,

비교하기 위해 각각 동일 조건으로 실험을 실시하였으며 모터 회전수는, 0~1200

범위에서 으로 각각 조절하였고 공급압력을rpm 400, 800, 1200rpm , 0~150

kgf/cm2 까지 50kgf/cm2씩 증가시키면서 누설량과 마찰 토크를 각각 측정하였다

실험온도는 유압 유니트의 냉각 팬을 가동함으로써 작동유의 온도상승을 방지하였

고 매 측정시 분간 시운전후 초간 마찰토크와 누설유량을 측정한다, 5 20 .

- 146 -

Table 3-6 Test condition (friction torque measurement)Table 3-6 Test condition (friction torque measurement)Table 3-6 Test condition (friction torque measurement)Table 3-6 Test condition (friction torque measurement)

Test Parameters Range

Supply pressure [kgf/cm2] 0 ~ 150

Oil temperature [ ]℃ 20~25

Operating oil ISO VG 32

Rotating speed [rpm] 0 ~ 1200

제 절 유압모터 성능시험제 절 유압모터 성능시험제 절 유압모터 성능시험제 절 유압모터 성능시험3333

무무무무부하 운전실험부하 운전실험부하 운전실험부하 운전실험1.1.1.1.

가 실험 배경가 실험 배경가 실험 배경가 실험 배경....

본 연구에서 제안되고 해석된 트라이포드 조인트 기구가 사판식 유압 모터에 적용

되었을 때 원활하게 구동되는지를 실험하기 위해 유압 모터의 출력 축에 부하를,

가하지 않은 상태로 자유로이 회전시킨다 이때 시험대상 유압 모터의 순수한 내부.

저항을 이기고 회전하기 위한 공급 압력은 각각의 회전수 또는 공급유량에 따라 다

르게 나타나게 되며 이것으로 조인트 기구의 정상적인 구동여부와 초기 브레이크,

아웃 압력을 측정할 수 있게 된다(breakout) .

나 실험장치 구성 및 실험방법나 실험장치 구성 및 실험방법나 실험장치 구성 및 실험방법나 실험장치 구성 및 실험방법....

에 나타낸 바와 같이 무부하 상태에서 운전하기 위해 부하부에 연결된Fig. 3-24

커플링을 해체하여 부하와의 연결을 해제시키고 유압 유니트로부터 공급되는 압력

조절 밸브를 가변시켜 공급압력과 공급유량을 조절한다.

- 147 -

Fig. 3-24Fig. 3-24Fig. 3-24Fig. 3-24 HHHHydraulic circuit diagram for no load running testydraulic circuit diagram for no load running testydraulic circuit diagram for no load running testydraulic circuit diagram for no load running test

실험대상 유압 모터 출력축을 무부하로 하고 별도의 유압 파워 유니트를 이용하여,

대상 모터에 유량을 조절하여 공급하였으며 릴리프 밸브 의 개폐량을, (relief valve)

조절하면서 무부하에서 일정 압력을 트라이포드 조인트를 적용시킨 실험대상 유압

모터에 공급한다 이때 회전속도센서를 이용하여 대상 모터의 회전수를 측정하고. , ,

압력센서를 통해 대상 모터의 내부회전 저항에 해당되는 압력을 측정한다 또한 대. ,

상 모터에 대한 내부누설을 측정하기 위해 유량센서를 드레인 포트 라(drain port)

인에 장착하여 측정한다.

에 나타낸 바와 같이 무부하 운전실험을 수행하기 위해 동력 부하장치를Fig. 3-25

제거하고 시험대상 유압 모터 의 출력 축에 축 지지용 베어링 유니트와 회전수(1)

측정장치 를 연결하여 실험장치를 구성하였다(2) .

(a) Installation of test hydraulic motor(1)(a) Installation of test hydraulic motor(1)(a) Installation of test hydraulic motor(1)(a) Installation of test hydraulic motor(1) (b) Installation of(b) Installation of(b) Installation of(b) Installation of RPMRPMRPMRPM sensor(2)sensor(2)sensor(2)sensor(2)

Fig 3-25Fig 3-25Fig 3-25Fig 3-25 PPPPicture of no load running test rigicture of no load running test rigicture of no load running test rigicture of no load running test rig

- 148 -

내부저내부저내부저내부저항항항항 토크실험토크실험토크실험토크실험2.2.2.2.

가 실험 배경가 실험 배경가 실험 배경가 실험 배경....

일반적으로 유압 모터에 유압동력이 공급되어 회전을 시작하기 위해서는 초기에 유

압모터가 조립되어 있는 상태에서 실린더 블록을 밸브 플레이트에 밀어붙여 밀착시

키거나 피스톤 슈우를 사판에 밀착시키기 위해 압축스프링을 조립하게 되는데 이,

것에 의해 기본적으로 고체마찰에 가까운 마찰을 가지게 되고 공급된 유압력이 이

러한 압축스프링에 의한 압착 마찰력과 기타 접촉부의 정지마찰을 이겨야 비로소

회전을 시작하게 된다 유압 모터에 출구 포트에 외부 부하압력을 가하지 않아도.

입력 회전수를 변화시킴에 따라 기본적으로 내부저항이 상승하게 되고 피스톤의 단

면적에 작용하여 운동하는 부재들 상호간에 힘이 작용되어 손실토크로 작용하게된

다 이 경우에는 고속회전에 따른 관성토크 또는 점성토크 손실을 무시하기 위해.

저속 운전 영역에서 회전수 증가에 따른 손실토크 증가를 측정할 수 있으며 이들,

상황은 동력의 흐름만 반대일 뿐 유압 모터와 유압 펌프가 동일하게 겪게 된다.

따라서 유압 모터를 유압 펌프로 동작되게 하여 운전시의 입력회전수 변화에 따른,

입력토크를 측정하고자 한다.

나 실험장치 구성 및 실험방법나 실험장치 구성 및 실험방법나 실험장치 구성 및 실험방법나 실험장치 구성 및 실험방법....

조립된 유압 모터의 내부 마찰저항토크를 측정하기 위해 에서 보는 바와Fig. 3-26

같은 유압회로를 구성한다 급 시험장비에서 시험대상 유압 모터의 용량이. 5.5 kW

로 다소 고 용량에 해당되므로 고속으로 회전시에는 많은 양의 작동유가160cc/rev

순환되어야 할 뿐만 아니라 부하압력을 크게 상승시킬 수 없게된다 따라서.

상 유도 전동기에 인버터를 연결하여 속도를 저속으로 하면서 속220VAC 3 5.5 kw

도변화에 따른 입력토크 변화를 측정하였다.

실험대상 유압 모터가 전동기에 의해 구동될 때 내부저항 부하토크와 입력 회전수

를 측정할 수 있는 토크센서 및 회전수 측정센서가 장착되고 유압 모터가 펌프기,

능으로 동작되어 토출되는 압력을 전자비례 압력제어밸브를 통해 조절하게되며 이

밸브를 통하기 전에 토출유량과 토출압력을 측정할 수 있도록 유량 압력 온도 센, ,

서가 설치된다.

- 149 -

유압모터의 공급측 포트를 오일 탱크 또는 보조펌프를 통해 흡입하여 공급되도록

하고 출구포트는 압력조절밸브 등을 통해 오일 탱크로 귀환되게 한다 유압모터의.

출력 측은 전동기의 출력 축과 연결하고 그 사이에 토크센서를 설치하여 내부저항

토크를 측정할 수 있게 한다 인버터와 연결된 전동기를 통해서 속도를 다소 가변.

시켜 실험할 수 있도록 한다.

에서와 같은 유압회로를 통해 구성된 실험장치로부터 실험 데이터를 수Fig 3-26

집하기 위한 계측 및 제어 블록 다이아그램은 과 같다Fig. 3-27 .

Fig. 3-26Fig. 3-26Fig. 3-26Fig. 3-26 HHHHydraulic circuit diagram for internal resistance torque testydraulic circuit diagram for internal resistance torque testydraulic circuit diagram for internal resistance torque testydraulic circuit diagram for internal resistance torque test

Fig. 3-27Fig. 3-27Fig. 3-27Fig. 3-27 BBBBlock diagram of data acquisitionlock diagram of data acquisitionlock diagram of data acquisitionlock diagram of data acquisition &&&& controlcontrolcontrolcontrol

- 150 -

이러한 설계를 통해 구성된 유압 모터의 내부저항 토크측정 실험장비의 사진은

과 같다Fig. 3-28 .

a) Test rig for internal friction torque measuring testa) Test rig for internal friction torque measuring testa) Test rig for internal friction torque measuring testa) Test rig for internal friction torque measuring test

b) Test windowb) Test windowb) Test windowb) Test window c) Torquec) Torquec) Torquec) Torque & RPM& RPM& RPM& RPM sensorsensorsensorsensor

Fig. 3-28Fig. 3-28Fig. 3-28Fig. 3-28 PPPPicture of test window onicture of test window onicture of test window onicture of test window on PPPPC and rpmC and rpmC and rpmC and rpm &&&& torque sensortorque sensortorque sensortorque sensor

- 151 -

제 절 기계 유압식 서보제어 레귤레이터 성능시험제 절 기계 유압식 서보제어 레귤레이터 성능시험제 절 기계 유압식 서보제어 레귤레이터 성능시험제 절 기계 유압식 서보제어 레귤레이터 성능시험3 -3 -3 -3 -

개개개개 요요요요1.1.1.1.

본 연구에서 설계 제작된 기계 유압식 서보제어 레귤레이터에 대한 성능 평가가, -

가능한 시험을 에 나타내었다Table 3-7 .

레귤레이터 특성시험레귤레이터 특성시험레귤레이터 특성시험레귤레이터 특성시험 항항항항목목목목Fig. 3-7Fig. 3-7Fig. 3-7Fig. 3-7

정특성 시험

작동시험①

최대변위 특성시헝②

영점 조절 특성시험(Zero point)③

히스테리시스 특성시험④

내부저항시험⑤

내부누설시험⑥

내압시험⑦

동특성 시험스텝응답시험①

주파수 응답 시험②

내구 및 내환경 시험

내진동시험①

내습 및 내수시험②

고온 및 저온시험③

수명 내구성 시험( )④

기본적으로 측정허용오차는 압력 유량이 이하 온도가 이하이며 입력, ±2.0% , ±2 ,℃

신호의 허용오차는 이하이다 작동유는 사용자가 원하는 것을 사용하며±2.0% .

작동온도 범위 이내로 한다(ISO VG32) 35±5 .℃

본 연구에서는 개발한 서보 레귤레이터의 성능시험으로 파일럿 압력의 공급에 따른

파일럿 피스톤과 파일럿 스풀의 변위와 서보 피스톤의 변위 관계 또한 피드백 레,

버를 통한 파일럿 스풀의 변위에 대한 특성을 알아보기 위해 스텝응답시험(Step

과 히스테리시스 시험 을 통해 동특성 및 정특성 시Response test) (Hysteresis test)

험을 수행하였다.

- 152 -

실험장치 구성 및 실험방법실험장치 구성 및 실험방법실험장치 구성 및 실험방법실험장치 구성 및 실험방법2.2.2.2.

사판각 제어용 서보 레귤레이터의 성능을 평가하기 위해 실험장치를 구성하여 공급

파일럿 압력에 따른 서보 피스톤의 변위 및 응답 특성을 확인하였다 실험장치의.

구성은 압력공급을 위한 피스톤 펌프 타입 유압 파워 팩 (Hydraulic power pack)

과 전기적 제어가 가능한 전자비례 감압밸브(Electric Proportional Reducing

변위 측정을 위한 압력측정을 위한 압력센서 신호valve), LVDT, (Pressure sensor),

의 입출력을 위한 와 컴퓨터 등이다DAQ Board (Personal computer) .

와 은 각각 본 연구를 위해 구성한 실험장치의 블록 다이아Fig. 3-29 Fig. 3-30

그램과 실험장치 모습을 나타낸다.

은 서보 레귤레이터 성능실험 장치에 사용된 부품의 사양을 나타낸다Table 3-8 .

실험장치실험장치실험장치실험장치 블블블블록 다이아록 다이아록 다이아록 다이아그램그램그램그램Fig. 3-29Fig. 3-29Fig. 3-29Fig. 3-29

- 153 -

피스톤 펌프피스톤 펌프피스톤 펌프피스톤 펌프 타타타타입 유압입 유압입 유압입 유압 파파파파워워워워 팩팩팩팩(1)(1)(1)(1)

전자전자전자전자비례비례비례비례 감압감압감압감압밸브밸브밸브밸브(3)(3)(3)(3)

시험 대상 서보 레귤레이터시험 대상 서보 레귤레이터시험 대상 서보 레귤레이터시험 대상 서보 레귤레이터(2)(2)(2)(2)

압력압력압력압력 센센센센서서서서(4)(4)(4)(4)

서보 레귤레이터 성능시험 실험장치서보 레귤레이터 성능시험 실험장치서보 레귤레이터 성능시험 실험장치서보 레귤레이터 성능시험 실험장치Fig. 3-30Fig. 3-30Fig. 3-30Fig. 3-30

서보 레귤레이터 성능실험 장치 사서보 레귤레이터 성능실험 장치 사서보 레귤레이터 성능실험 장치 사서보 레귤레이터 성능실험 장치 사양양양양Table 3-8Table 3-8Table 3-8Table 3-8

Maker Model Remark

Pressure

sensor

NTS PCH-200k 200 kgf/cm2

SA SA 70 kgf/cm2

Load cell Futek L2900 2000 lb

Cylinder KUMIN HGW50CMax.

140 kgf/cm2

LVDT novotechnik LWH50 150 min

EPR Valve Rexroth 3DREP6C 15 l/min

- 154 -

압력원은 피스톤 펌프 타입 유압 파워 팩 을 이용하여 토출(Hydraulic power pack)

압을 생성하고 다시 토출압을 전자비례 감압밸브, (Electric Proportional Reducing

를 통과시켜 생성된 파일럿 압력을 각각 서보 레귤레이터의 포트에 공급valve) A, B

하였다 이때 파일럿 압력은 전자비례 감압밸브의 전기적인 신호를 통해. , 0~50

kgf/cm2

의 범위로 조절 공급하였으며 포트 입구에서 측정하였다 한편 서, A. B . ,ㆍ

보 피스톤의 좌 우 이동 변위에 대한 측정은 레귤레이터의 틸팅 레버의 움직임을ㆍ

별도의 연결 부품과 로드 셀 을 걸쳐 양 로드형 유압 실린더의 로드에 전(Load cell)

달시킨 뒤 이 움직임을 측정하기 위해 포텐셜 센서 를 장착하였다(LVDT) . DAQ

를 통해 입력된 전기적 신호를 통해 비례전자 감압밸브를 조정하여 포트Board A,

로 유입되는 파일럿 압력B Pi 에 따른 서보 피스톤의 변위 특성을 알아보기 위해

스텝 응답 시험 및 히스테리시스 특성 시험을 실시하(Step response) (Hysteresis)

였다.

실험 조건은 LabVIEW®소프트웨어를 이용한 프로그래밍을 통해 로 입 출력하PC ㆍ

였다 작동유는 을 이용하였으며 실험 온도는 정도로 유지하. ISO VG 46 , 30~40℃

였다.

은 본 시험을 위해 로부터 전자비례 감압밸브로 입력되는 전압 신호Fig. 3-31 PC

를 보여주고 있으며 스텝 응답 시험의 신호 시간은 초 히스테리시스 시험은, 5 , 20

초 동안 신호를 입력하였다.

Fig 3-31 Voltage signal for step response and hysteresis testFig 3-31 Voltage signal for step response and hysteresis testFig 3-31 Voltage signal for step response and hysteresis testFig 3-31 Voltage signal for step response and hysteresis test

- 155 -

제 절 정 역 가변 유압펌프 성능시험제 절 정 역 가변 유압펌프 성능시험제 절 정 역 가변 유압펌프 성능시험제 절 정 역 가변 유압펌프 성능시험4444 ㆍㆍㆍㆍ

개개개개요요요요1.1.1.1.

일반적으로 유압펌프의 성능을 나타내는 기본적인 항목으로는 압력 유량 성능 효- ,

율 등이 있으며 특수한 목적을 위한 유압펌프의 경우에는 앞서 서술한 기본항목,

외에 목적에 맞는 성능시험을 수행하여 유압펌프의 성능을 나타낸다.

본 연구에서 개발한 정 역 가변 유압펌프의 무부하 상태에서 펌프 입력속도에 대ㆍ

한 토출유량 성능을 평가하기 위해 펌프 입력속도의 변화에 따른 토출유량 성능시

험 이하 무부하 입력 속도시험 을 수행하였다( ‘ ’)

실험장치 구성 및 실험방법실험장치 구성 및 실험방법실험장치 구성 및 실험방법실험장치 구성 및 실험방법2.2.2.2.

와 은 정 역 가변 유압펌프의 무부하 입력 속도시험을 위한Fig. 3-32 Fig.3-33 ㆍ

유압회로도와 사진이다

정 역 가변 유압펌프 성능실험 유압 회로도정 역 가변 유압펌프 성능실험 유압 회로도정 역 가변 유압펌프 성능실험 유압 회로도정 역 가변 유압펌프 성능실험 유압 회로도Fig. 3-32Fig. 3-32Fig. 3-32Fig. 3-32 ㆍㆍㆍㆍ

- 156 -

시험펌프에 입력되는 속도를 측정하기 위한 속도센서 를 전기 모터(speed sensor)

와 시험펌프의 회전축 사이에 장착하였고 펌프의 토출유량 및 압력을 측정하기 위,

한 유량센서 압력센서 를 펌프의 흡 토출 유압 배(flow sensor), (pressure sensor) ㆍ

관 라인에 설치하였다 또한 시험시 펌프에서 누설되는 유량을 보충하기 위한 목적. ,

으로 용량의 기어펌프를 장착하였고 전기모터의 속도를 수동 또는 자동으10cc/rev ,

로 조절하기 위해 인버터를 전기모터와 연결 설치하였다.

정 역 가변 유압펌프 성능실험정 역 가변 유압펌프 성능실험정 역 가변 유압펌프 성능실험정 역 가변 유압펌프 성능실험Fig. 3-33Fig. 3-33Fig. 3-33Fig. 3-33 ㆍㆍㆍㆍ

실험은 인버터 를 통해 전기모터의 회전속도 즉 무부하 상태의 시험펌프(inverter) . ,

에 입력속도를 서서히 증가시켰을 때 시험펌프의 토출유량 및 압력의 변화량을 측

정하였다.

- 157 -

제 절 성능시험 결과제 절 성능시험 결과제 절 성능시험 결과제 절 성능시험 결과5555

피스톤 마피스톤 마피스톤 마피스톤 마찰찰찰찰 저저저저항항항항력력력력 측측측측정시험정시험정시험정시험1.1.1.1.

가 시험결과가 시험결과가 시험결과가 시험결과....

피스톤의 경사각이 이고 피스톤에 공급하는 압력을20 ° , 30 으로 조정한

상태로 서보 엑츄에이터를 주파수로 왕복 운동할 경우에 대한 공급압력의 변1 Hz

동과 로드셀에 측정되는 저항력을 플런저형과 로드형 피스톤에 대해 각각 측정한

결과를 와 에 나타내었다 여기서Fig. 3-34 (a) (b) . 은 공급압력에 의한 힘

과 마찰력이 합쳐진 저항력으로 나타난다.

는 공급압력이Fig. 3-35 60 인 경우에 대해 피스톤 경사각 의20 ° , 1 Hz

서보 액츄에이터의 왕복 운동에 대한 공급압력의 변동과 저항력을 두 피스톤 형식

에 대해 각각 측정하여 비교한 그래프이다 와 마찬가지로 공급압력의. Fig. 5-14

변동은 두 피스톤이 비슷한 값은 나타내고 있으나 저항력은 플런져형 피스톤이 더,

큰 값은 나타내고 있다 플런져형 피스톤의 경우는 최대. 403 정도이며 로드형,

은 약 280 을 나타내고 있다.

은 동일한 피스톤 경사각일 때 공급압력을Fig. 3-36 100 로 조정한 경우

의 서보 엑츄에이터의 왕복 운동에 대한 공급압력의 변동과 저항력을 두 피스1 Hz

톤 형식에 대해 각각 측정하여 비교한 그래프이다 의 조건. Fig. 3-34, Fig. 3-35

과 마찬가지로 공급압력 변동에는 큰 차이가 없으나 저항력은 플런져형 피스톤은

약 638 로드형은 약, 460 이며 플런져 형이 약, 178 만큼 더 큰 저항

력이 작용함을 확인하였다.

- 158 -

(a)(a)(a)(a) PPPPlunger type pistonlunger type pistonlunger type pistonlunger type piston

(b)(b)(b)(b) RRRRod type pistonod type pistonod type pistonod type piston

Fig. 3-34 Test result of resistant force (Fig. 3-34 Test result of resistant force (Fig. 3-34 Test result of resistant force (Fig. 3-34 Test result of resistant force (

, = 20° ), = 20° ), = 20° ), = 20° )αααα

- 159 -

(a)(a)(a)(a) PPPPlunger type pistonlunger type pistonlunger type pistonlunger type piston

(b)(b)(b)(b) RRRRod type pistonod type pistonod type pistonod type piston

Fig. 3-35 Test result of resistant force (Fig. 3-35 Test result of resistant force (Fig. 3-35 Test result of resistant force (Fig. 3-35 Test result of resistant force (

, = 20° ), = 20° ), = 20° ), = 20° )αααα

- 160 -

(a)(a)(a)(a) PPPPlunger type pistonlunger type pistonlunger type pistonlunger type piston

(b)(b)(b)(b) RRRRod type pistonod type pistonod type pistonod type piston

Fig. 3-36 Test result of resistant force (Fig. 3-36 Test result of resistant force (Fig. 3-36 Test result of resistant force (Fig. 3-36 Test result of resistant force (

, = 20° ), = 20° ), = 20° ), = 20° )αααα

- 161 -

은 피스톤 경사각 일 때 플런져형 피스톤과 로드형 피스톤에 대해Fig. 3-37 20 ,˚

공급압력의 변동에 따른 저항력의 크기 변화를 알아보기 위해 나타낸 그래프이다.

두 타입의 피스톤 모두 공급압력이 증가함에 따라 저항력은 증가하고 있으나 저항,

력의 크기뿐 아니라 저항력 증가율에 있어 플런저형 피스톤이 로드형 피스톤보다

크게 작용함을 알 수 있다.

은 피스톤 경사각이 일 때 두 형식의 피스톤에 대해 로드셀에서 측Fig. 3-38 0 ,˚

정된 하중값을 비교한 그래프이다 실험조건에서 명시된 각 공급압력에 대해 두 피

스톤에 작용하는 저항력은 크게 차이나지 않음을 알 수 있다.

Fig. 3-37 Comparison of resistant force with variation of supply pressure onFig. 3-37 Comparison of resistant force with variation of supply pressure onFig. 3-37 Comparison of resistant force with variation of supply pressure onFig. 3-37 Comparison of resistant force with variation of supply pressure on

plunger type and rod type piston, = 20plunger type and rod type piston, = 20plunger type and rod type piston, = 20plunger type and rod type piston, = 20α ˚α ˚α ˚α ˚

- 162 -

Fig. 3-38 Comparison of resistance force on plunger type and rod typeFig. 3-38 Comparison of resistance force on plunger type and rod typeFig. 3-38 Comparison of resistance force on plunger type and rod typeFig. 3-38 Comparison of resistance force on plunger type and rod type

piston ( = 0 ,piston ( = 0 ,piston ( = 0 ,piston ( = 0 , PPPPs = 30, 60, 100kgs = 30, 60, 100kgs = 30, 60, 100kgs = 30, 60, 100kgα ˚α ˚α ˚α ˚ ffff/cm/cm/cm/cm2222))))

한편 피스톤 경사각이 인 경우에 대한 로드셀로부터 측정한 하중을, 20 Fig 3-39˚

에 나타내었다 먼저 는 공급압력이~ Fig. 3-41 . Fig. 3-39 30kgf/cm2

일 때의 두

피스톤에 대한 저항력을 비교한 실험결과 그래프이며 여기서 저항력 비율, (resistant

은 두 피스톤의 저항력의 차이를 플런져형 피스톤의 저항력에 대해 나force ratio)

타낸 비율이다 그래프에 나타낸 바와 같이 공급압력이. , 30kgf/cm2

일 때 저항력

비율은 약 정도이며 로드형 피스톤의 운동저항력이 플런져형 피스톤의 운동저0.37

항력보다 약 정도 더 작다는 것을 알 수 있다37% .

은 공급압력Fig. 3-40 60kgf/cm2

일 때의 두 피스톤에 대한 저항력 비교와 저항

력 비율을 나타낸 그래프이며 이 경우의 저항력 비율은 약 정도이다, 0.33 .

- 163 -

Fig. 3-39Fig. 3-39Fig. 3-39Fig. 3-39 GGGGraph of resistance forceraph of resistance forceraph of resistance forceraph of resistance force &&&& resistance force ratio on two typeresistance force ratio on two typeresistance force ratio on two typeresistance force ratio on two type

piston ( = 20 ,piston ( = 20 ,piston ( = 20 ,piston ( = 20 , PPPPα ˚α ˚α ˚α ˚ ssss = 30kg= 30kg= 30kg= 30kgffff/cm/cm/cm/cm2222))))

Fig. 3-40Fig. 3-40Fig. 3-40Fig. 3-40 GGGGraph of resistance forceraph of resistance forceraph of resistance forceraph of resistance force &&&& resistance force ratio on two typeresistance force ratio on two typeresistance force ratio on two typeresistance force ratio on two type

piston ( = 20 ,piston ( = 20 ,piston ( = 20 ,piston ( = 20 , PPPPα ˚α ˚α ˚α ˚ ssss = 60kg= 60kg= 60kg= 60kgffff/cm/cm/cm/cm2222))))

- 164 -

Fig. 3-41Fig. 3-41Fig. 3-41Fig. 3-41 GGGGraph of resistance forceraph of resistance forceraph of resistance forceraph of resistance force &&&& resistance force ratio on two typeresistance force ratio on two typeresistance force ratio on two typeresistance force ratio on two type

piston ( = 20 ,piston ( = 20 ,piston ( = 20 ,piston ( = 20 , PPPPα ˚α ˚α ˚α ˚ ssss = 100kg= 100kg= 100kg= 100kgffff/cm/cm/cm/cm2222))))

공급압력 100kgf/cm2

일 때의 저항력 비교결과와 저항력 비율은 에 나Fig-3-41

타내었다 마찬가지로 두 피스톤의 저항력 크기는 증가하였으며 저항력 비율은 약. ,

정도를 알 수 있었다0.29 .

나 실험결과 검토나 실험결과 검토나 실험결과 검토나 실험결과 검토....

피스톤의 왕복운동 시에 피스톤과 실린더 보어 내면 사이에서 발생되는 측력에 의

한 마찰력이 어느 정도인지와 로드형 피스톤이 플런져 피스톤에 비해 어느 정도 효

과가 있는지를 알아보기 위해 작용력과 마찰 저항력에 대한 이론적인 수식으로 제

시되었으며 이것을 실험적으로 확인하기 위해 경사진 실린더 보어 내를 왕복, 20 ˚

운동할 때 발생되는 마찰저항력을 측정하였다.

실험결과로부터 경사 즉 수평상태를 왕복 운동할 경우에는 두 가지 피스톤 형0 ,˚

식 모두 피스톤 단면적에 작용하는 부하 압력 계산에 의한 저항력과 일치하였으며,

로드셀로 측정한 저항력 또한 각 공급압력에 따라 거의 일치하게 나타났다.

- 165 -

그러나 경사진 상태로 왕복 운동할 경우에는 기준 공급 압력이20 ° 30kgf/cm2

인

경우에 로드형 피스톤인 경우 최대 저항력이 약 143kgf 플런져형 피스톤은 약,

226kgf 였으며 두 피스톤의 저항력차이의 비율을 비교하기 위해 플런저형의 저항,

력과 로드형의 저항력의 차이를 플런져형의 저항력으로 나누었을 때 그 비율은 최

대 정도임을 확인하였다 또한 기준 공급압력을0.37 60kgf/cm2

, 100kgf/cm2 증

가할 경우 그 비율은 줄어들고 있으나 플런져형 피스톤의 저항력이 로드형보다 크,

게 측정되었으며 최대 비율은 각각 값은 나타났다, 0.33, 0.29 .

공급압력이 증가함에 따라 저항력비는 점차 감소하는데 이는 공급압력의 증가에,

따른 플런져형 피스톤에 작용하는 저항력의 증가량이 로드형 피스톤의 증가량보다

크기 때문이다 여기서 로드형 피스톤보다 플런져형 피스톤의 저항력 증가량이 더. ,

큰 이유는 공급압력에 의해 힘 Fp의 증가와 관련되어 사판 위의 반발력과 그로 인,

한 측력이 증가하게 되는데 플런져형 피스톤이 로드형보다 이 증가된 측력으로 인,

한 마찰 저항력의 영향이 훨씬 크기 때문이다 결과적으로 로드형 피스톤을 적용하

는 경우 플런져형 피스톤보다 약 정도 측력에 의한 마찰저항이 작게 됨을29~37%

확인할 수 있었다

구면 정압베어링 마구면 정압베어링 마구면 정압베어링 마구면 정압베어링 마찰찰찰찰토크토크토크토크 측측측측정시험정시험정시험정시험2.2.2.2.

가 공가 공가 공가 공급급급급 압력압력압력압력. 50 kg. 50 kg. 50 kg. 50 kgffff/cm/cm/cm/cm2222에서의 마에서의 마에서의 마에서의 마찰찰찰찰특성특성특성특성

의 실험결과에서와 같이 공급 압력Fig. 3-42 50 kgf/cm2

에서의 특성을 살펴보면

마찰토크는 부균형으로 설계된 DR1 가 약 정도로 가장 큰 값을 보였10 kgf-cm

고, DR3 과 DR2 은 약 정도로 거의 같은 값을 보이고 있으나 최적 설계5 kgf-cm

크기인 DR2 가 가장 작음을 알 수 있다.

한편 는 일정한 공급압력, Fig. 3-43 (50 kgf/cm2

에 대해 모터 회전수를 증가시키)

면서 누설유량을 측정한 결과를 나타내고 있으며 포켓의 사이즈가 큰, DR3이 약간

높게 나타나고 있으나 거의 같은 누설유량을 보였으며 구동 회전수가 증가하더라,

도 큰 변화가 나타나지 않았다.

- 166 -

Fig. 3-42 Friction torque graph (supply pressure=50 kgFig. 3-42 Friction torque graph (supply pressure=50 kgFig. 3-42 Friction torque graph (supply pressure=50 kgFig. 3-42 Friction torque graph (supply pressure=50 kgffff/cm/cm/cm/cm2222))))

Fig. 3-43 Leakage flow rate graph (supply pressure=50 kgFig. 3-43 Leakage flow rate graph (supply pressure=50 kgFig. 3-43 Leakage flow rate graph (supply pressure=50 kgFig. 3-43 Leakage flow rate graph (supply pressure=50 kgffff/cm/cm/cm/cm2222))))

- 167 -

나 공나 공나 공나 공급급급급 압력압력압력압력. 100 kg. 100 kg. 100 kg. 100 kgffff/cm/cm/cm/cm2222에서의 마에서의 마에서의 마에서의 마찰찰찰찰특성특성특성특성

는 공급 압력Fig. 3-44 100 kgf/cm2에서의 마찰토크를 나타낸다. 50kgf/cm

2일

때와 마찬가지로 부균형인 DR1이 높은 값을 나타내며, DR2가 동력손실 최소화 개

념으로 설계되어 가장 작은 값을 나타낸다. DR2와 DR3은 구동 회전수에 증가해도

일정하게 유지되고 있다.

는 와 비교하여 공급 압력이Fig, 3-45 Fig. 3-44 100 kgf/cm2으로 증가함에 따라

누설유량도 높아짐을 알 수 있으며 포켓의 크기에 따라 누설유량이 많아지며 회전, ,

수 변화는 누설량에 영향을 미치지 않는다는 것을 알 수 있다.

Fig. 3-44 Friction torque graph (supply pressure=100 kgFig. 3-44 Friction torque graph (supply pressure=100 kgFig. 3-44 Friction torque graph (supply pressure=100 kgFig. 3-44 Friction torque graph (supply pressure=100 kgffff/cm/cm/cm/cm2222))))

- 168 -

Fig. 3-45 Leakage flow rate graph (supply pressure=100 kgFig. 3-45 Leakage flow rate graph (supply pressure=100 kgFig. 3-45 Leakage flow rate graph (supply pressure=100 kgFig. 3-45 Leakage flow rate graph (supply pressure=100 kgffff/cm/cm/cm/cm2222))))

다 공다 공다 공다 공급급급급 압력 에서의 마압력 에서의 마압력 에서의 마압력 에서의 마찰찰찰찰특성특성특성특성. 150 kgt/cm2. 150 kgt/cm2. 150 kgt/cm2. 150 kgt/cm2

에서 보는 바와 같이Fig. 3-46 DR2가 가장 낮은 마찰토크 값을 가지며, DR1과

DR3 또한 마찰토크 값이 감소하였다 이는 공급 압력이 저압일 때보다 고압 고속. ,

회전시 정압베어링의 효과가 더욱 커지고 있음을 알 수가 있다.

그리고 에서 나타난 바와 같이 누설유량은 회전Fig. 3-43, Fig. 3-45 Fig. 3-47

수의 변화에 따라서는 큰 변화가 없으며 공급 압력에 따라 크게 변화한다, .

- 169 -

Fig. 3-46 Friction torque graph (supply pressure=150 kgFig. 3-46 Friction torque graph (supply pressure=150 kgFig. 3-46 Friction torque graph (supply pressure=150 kgFig. 3-46 Friction torque graph (supply pressure=150 kgffff/cm/cm/cm/cm2222))))

Fig. 3-47 Leakage flow rate graph (supplyFig. 3-47 Leakage flow rate graph (supplyFig. 3-47 Leakage flow rate graph (supplyFig. 3-47 Leakage flow rate graph (supply PPPPressure=150 kgressure=150 kgressure=150 kgressure=150 kgffff/cm/cm/cm/cm2222))))

- 170 -

마마마마찰찰찰찰토크토크토크토크측측측측정 실험결과 검토정 실험결과 검토정 실험결과 검토정 실험결과 검토5.1.45.1.45.1.45.1.4

구면 조인트부에 정압베어링을 적용하기 위해 정압베어링에서 소비되는 동력손실을

최소로 하는 최적설계이론을 바탕으로 구면 정압베어링을 설계하였고 이를 실험을,

통해 구면부와 포켓 사이에 작용하는 순수 마찰토크와 누설유량을 측정하였으며,

실험 결과 그래프에서 보는바와 같이 마찰토크는 공급압력이 증가함에 따라 점차,

감소하였고 누설유량은 선형적으로 증가하였다 최적이론에 의해 설계한 모델. DR2

정균형 설계 가 다른 모델( ) DR1 부균형 설계( ), DR3 과균형 설계 에 비해 마찰토크( )

는 물론 누설유량도 가장 낮음을 확인하였고 마찰과 누설에 의한 동력 손실을 최,

소로 하는 구면 정압베어링 설계의 타당성을 확인하였다.

위의 설계 이론과 실헝을 통해 얻은 결과를 본 논문의 연구대상인 로드형 피스톤의

구면 조인트부의 구면 정압베어링에 전용함으로써 동력손실을 최소로 하는 로드형

피스톤을 적용할 수 있었다.

유압 모터 성능시험유압 모터 성능시험유압 모터 성능시험유압 모터 성능시험3.3.3.3.

가가가가 무무무무부하 운전실험 결과부하 운전실험 결과부하 운전실험 결과부하 운전실험 결과....

은 무부하 조건에서 트라이포드 조인트를 적용시킨 실험대상 모터에 대Fig 3-48

하여 공급유량 QS 공급압력, PS 모터 회전수 누설유량, N, Q leakage 과의 관계를 나

타내고 있다 유압 모터 입구측 압력조절 릴리프밸브를 조절하여 공급압력을 증가시

키게 되면 공급되는 유량 또한 증가되어 유압 모터 출력회전수가 증가하게된다 이.

결과로부터 시험대상 유압 모터를 으로 회전시키기 위해서는 공급유량이500rpm

공급되었고 이때의 누설유량은 정도임을 확인하였다 역으로81 1/min 0.38 1/min .

각각의 회전수를 출력하기 위해 증가된 공급압력은 유압 모터 자체의 내부저항을

나타낸다고 할 수 있다 여기서. , Q leakage 는 무부하 실험조건에서 외부 드레인 포트

를 통해 누설되는 유량을 나타내고 그래프에서 보는 바와 같이 공급압력, 14

kgf/cm2까지는 거의 없다가 그 이상에서 약간 증가하였으나 약 20kgf/cm

2정도일

때 정도로 무부하 상태에서는 외부 누설유량이 매우 작다는 것을 확인0.38 1/min

할 수 있다.

- 171 -

Fig. 3-48 The result of no load test (Fig. 3-48 The result of no load test (Fig. 3-48 The result of no load test (Fig. 3-48 The result of no load test (NNNN----PPPPSSSS,,,, QQQQSSSS curve)curve)curve)curve)

은 실험대상 모터를 정 역으로 회전방향을 바꿔가며 공급압력Fig. 3-48 Pㆍ s 와

공급유량 QS 모터 회전수 과의 관계를 나타내는 그래프이다 여기서, N . Fig. 3-49

는 공급압력에 대한 모터 회전수를 는 공급압력에 대한 공급유량을 각각 나(a) , (b)

타내 있다 그래프에서 알 수 있듯이 모두 공급압력이 초기 에서 약. (a), (b) 0 1.5

~ 2 kgf/cm2

정도까지는 회전이나 유량이 발생 되지 않고 그 이후 약, 8kgf/cm2정

도까지는 다소 불안전한 거동을 보이다가 그 이상의 공급압력에서는 정방향 역방,

향 모두 모터 회전수와 공급유량이 비례적으로 증가함을 알 수 있다.

- 172 -

(a) Variation of(a) Variation of(a) Variation of(a) Variation of PPPPSSSS andandandand NNNN on the positive/negative rotationon the positive/negative rotationon the positive/negative rotationon the positive/negative rotation

(b) (a) Vanation of(b) (a) Vanation of(b) (a) Vanation of(b) (a) Vanation of PPPPSSSS andandandand QQQQSSSS on the positive/negative rotationon the positive/negative rotationon the positive/negative rotationon the positive/negative rotation

Fig. 3-49 Characteristics ofFig. 3-49 Characteristics ofFig. 3-49 Characteristics ofFig. 3-49 Characteristics of PPPPSSSS ,,,, NNNN andandandand QQQQSSSS on the pesitive/negativeon the pesitive/negativeon the pesitive/negativeon the pesitive/negative

rotation of test motorrotation of test motorrotation of test motorrotation of test motor

- 173 -

나 내부 토크저나 내부 토크저나 내부 토크저나 내부 토크저항항항항 실험결과실험결과실험결과실험결과....

은 실험 대상 유압 모터의 입력 회전수를 으로 가변시키면Fig. 3-50 50~200 rpm

서 구동하였을 때 부하압력과 발생토크와의 관계를 나타낸 것이다.

입력 회전수가 증가됨에 따라 내부저항에 의한 발생 토크와 부하압력은 모두 증가

하는 경향을 나타내고 있다 입력 회전수가 약 일 때 내부저항에 의한 발. 200 rpm

생 토크는 약 3.7 kgf 정도이고 부하압력은 약-m , 1.3kgf/cm2

정도로 작은 값을 보

였다.

Fig. 3-50 The result of internal resistance torque testFig. 3-50 The result of internal resistance torque testFig. 3-50 The result of internal resistance torque testFig. 3-50 The result of internal resistance torque test

레귤레이터 성능시험 결과레귤레이터 성능시험 결과레귤레이터 성능시험 결과레귤레이터 성능시험 결과3.3.3.3.

가 스가 스가 스가 스텝 응답텝 응답텝 응답텝 응답 시험시험시험시험. (Step response test). (Step response test). (Step response test). (Step response test)

파일럿 압력의 공급방향과 크기를 조절할 수 있는 전자비례 감압밸브에 입력되는

전압은 를 통해 와 포트에 각각 로 입력하였다 전압 입력은 신호 초기PC A B 2~4V .

초 후에 로 보내는 전압크기로 초 동안 입력신호가 들어간 후 다시 초간3 PC 5 3

를 획득했다 은Data . Fig. 3-51 LabVIEWⓇ소프트웨어를 이용한 프로그램을 통해

서 를 획득한 그림이다Data .

- 174 -

서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스텝 응답텝 응답텝 응답텝 응답 시험시험시험시험Fig. 3-51Fig. 3-51Fig. 3-51Fig. 3-51

는 전자비례 감압밸브에 의 전압 신호를 주었을 때의 스텝 응답 시험Fig. 3-52 2V

결과 그래프이다 전자비례 감압밸브에 입력되는 전압의 방향에 의해 파일럿 압력.

은 포트 포트에 작용하게 되는데 앞서 언급한 바와 같이 포트에 파일럿 압력A , B A

이 가해지면 방향으로 사판이 경사지게 되며 포트는 방향으로 사판이 경사(+) , B (-)

지게 된다 스텝 형태로 입력되는 전압신호는 포트 모두 오버슈트. A. B (Overshoot)

현상을 나타냈으며 최대 오버슈트 값은 거의 배 정도로, (Maximum overshoot) 2

큰 값을 보였다 또한 지연시간 은 포트 포트 정도. (Delay time) A 0.5sec, B 0.4sec

였으며 포트는 약 의 정착시간 을 가진 반면 포트는 주어진, A 2.8sec (settle time) , B

초 이내에 정착하지 못했다 한편 전자비례 감압밸브에 입력된 의 전압에 대한5 . 2V

서보 피스톤의 변위량을 알아보면 포트에 가해지는 경우는 포트에 가A 12.1mm, B

해지는 경우는 정도로 방향으로 사판이 더 경사짐을 알 수 있었다 또13.5mm (-) .

한 양 포트 모두 전자비례 감압밸브가 중립으로 되돌아가도 서보 피스톤 즉 피드,

백 레버가 중립위치로 되돌아오지 못해 포트의 경우 포트의 경우A 2.7mm, B

의 변위량을 나타냈다 이는 파일럿 스풀과 파일럿 슬리브가 제로 오버랩3.2mm .

이 형성되지 않아 서보 피스톤이 중립으로 귀환하지 못했기 때문이(zero overlap)

다.

- 175 -

(a)(a)(a)(a) AAAA portportportport

(b)(b)(b)(b) BBBB portportportport

서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스텝 응답텝 응답텝 응답텝 응답시험 결과시험 결과시험 결과시험 결과 그래그래그래그래프프프프Fig. 3-52 (2V)Fig. 3-52 (2V)Fig. 3-52 (2V)Fig. 3-52 (2V)

- 176 -

은 전자비례 감압밸브에 의 전압신호로 스텝 응답시험에 대한 결과Fig. 3-53 3V

그래프이다 역시 전압신호는 포트 모두 오버슈트 현상을 나타내. A. B (Overshoot)

며 최대 오버슈트 값은 포트는 약 포트는 약, (Maximum overshoot) A 0.38, B 0.48

정도를 나타내었다 지연시간 은 포트 포트 정도였으. (Delay time) A 0.5sec, B 0.4sec

며 포트 모두 진동이 크게 발생하였으며 특히 포트의 경우 입력시간 내에, A, B , B

정착하지 못했다 전자비례 감압밸브에 입력된 의 전압에 대한 서보 피스톤의 변. 3V

위량은 포트에 가해지는 경우는 포트는 정도이며 약 의 사, A 25.7mm,B 26.6mm 15˚

판 경사각에 해당된다.

는 입력 전압 에 대한 스텝 응답시험에 대한 결과 그래프이며 전압신Fig. 3-54 4V ,

호 초기에 불안한 거동을 보이며 오버슈트 현상을 나타내었다 전자비(Overshoot) .

례 감압밸브에 입력된 의 전압에 대해 서보 피스톤은 최대 변위가 발생하였으며4V ,

최대변위로 도달시간은 포트에 가해지는 경우는 포트는 정도A 25.7mm, B 26.6mm

이며 약 의 사판 경사각에 해당된다15 .˚

(a)(a)(a)(a) AAAA portportportport

- 177 -

(b)(b)(b)(b) BBBB portportportport

서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스텝 응답텝 응답텝 응답텝 응답시험 결과시험 결과시험 결과시험 결과 그래그래그래그래프프프프Fig. 3-54 (3V)Fig. 3-54 (3V)Fig. 3-54 (3V)Fig. 3-54 (3V)

(a)(a)(a)(a) AAAA portportportport

- 178 -

(b)(b)(b)(b) BBBB portportportport

서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스서보 레귤레이터 스텝 응답텝 응답텝 응답텝 응답시험 결과시험 결과시험 결과시험 결과 그래그래그래그래프프프프Fig. 3-55 (4V)Fig. 3-55 (4V)Fig. 3-55 (4V)Fig. 3-55 (4V)

나나나나 히히히히스스스스테테테테리시스 시험리시스 시험리시스 시험리시스 시험. (. (. (. (HHHHysteresis test)ysteresis test)ysteresis test)ysteresis test)

히스테리시스 시험은 유압식 서보 레귤레이터가 동적이 영향을 받지 않는 늦은 속

도로 전자비례 감압밸브의 조작을 통해 얻어진 변위 특성은 나타내는 것으로 시험

조건은 전자비례 감압밸브에 입력되는 전압을 를 통해 와 포트에 로PC A B Max. 4V

설정하여 입력 초기 에서 최대전압까지 도달한 후 다시 로 되돌아가는 시간을0V 0V

초로 설정하였다 은20 . Fig. 3-56 LabVIEWⓇ 소프트웨어를 이용한 프로그램을 통

해서 를 획득한 그림이다Data .

은 입력되는 전압신호를 보여주며 은 서보 피스톤의 변위를red line , magenta line

나타내고 있다 서보 피스톤 변위를 나타내는 라인의 평평한 부분은 임의의 입력전.

압에서 서보 피스톤의 최대 변위가 발생되고 최고값에 다다르기 까지는 전압이 증,

가해도 변위는 증가하지 않으며 입력전압이 최고값을 지나 감소하기 시작하지만,

어느 전압까지는 변위가 감소하지 않고 있음을 나타낸다 이는 서보 피스톤의 귀환.

이 있어 대경부에 작용하던 유압유가 드레인 포트로 빠져나가며 동작되는 특성상

서보 피스톤의 자체 질량과 마찰력의 영향으로 판단된다.

- 179 -

서보 레귤레이터서보 레귤레이터서보 레귤레이터서보 레귤레이터 히히히히스스스스테테테테리시스리시스리시스리시스 테테테테스트스트스트스트Fig. 3-56Fig. 3-56Fig. 3-56Fig. 3-56

은 서보 레귤레이터의 히스테리시스 시험결과 그래프이다 공급되는 파Fig. 3-57 .

일럿 압력과 서보 피스톤의 변위량의 관계뿐만 아니라 사판각의 가변에 따른 정특

성을 나타내고 있다 포트에 파일럿 압력이 작용할 때 서보 피스톤의 변위량은. A, B

거의 일정하게 발생되어지나 중립에서 최고 변위를 발생 후 다시 원래 위치 중립( )

으로 되돌아오는 시간의 지연이 발생하여 스레솔드 현상이 나타나는 등 그 특성이

달라짐을 알 수 있다 히스테리시스는 아래의 식에 의해 구할 수 있다. .

에서 알 수 있듯이 파일럿 압력과 서보 피스톤의 변위에 대한 히스테리시Fig. 3-57

스는 약 정도의 특성을 나타냈다20% .

- 180 -

서보 레귤레이터서보 레귤레이터서보 레귤레이터서보 레귤레이터 히히히히스스스스테테테테리시스 시험결과리시스 시험결과리시스 시험결과리시스 시험결과Fig. 3-57Fig. 3-57Fig. 3-57Fig. 3-57

유압 펌프 성능시험 결과유압 펌프 성능시험 결과유압 펌프 성능시험 결과유압 펌프 성능시험 결과4.4.4.4.

무부하 입력속도 시험결과를 에 나타내었다Fig. 3-58~Fig. 3-59 .

은 레귤레이터 포트에Fig. 3-58 A 20kgf/cm2

의 파일럿 압력을 공급한 경우 즉,

사판 경사각 약 로 회전당 토출량이 약 인 경우에 대하여 시험펌프9 ° 1 70cc/rev

의 입력속도를 으로 가변 시켰을 때 토출되는 유량의 변화를 나타낸100~1800 rpm

것이다.

그래프에서 알 수 있듯이 회전속도 증가에 따라 토출유량은 비례적으로 증가하며,

펌프 회전속도가 증가할 때마다 펌프의 토출유량이 약 정도씩 증100 rpm 6 l/min

가하여 에서 약 에서는 약 가 토출됨을 알1000 rpm 66 l/min, 1800 rpm 122 l/min

수 있다.

- 181 -

입력속도 변화에 따른 토출유입력속도 변화에 따른 토출유입력속도 변화에 따른 토출유입력속도 변화에 따른 토출유량량량량 변화변화변화변화Fig. 3-58Fig. 3-58Fig. 3-58Fig. 3-58

입력속도 변화에 따른 토출입력속도 변화에 따른 토출입력속도 변화에 따른 토출입력속도 변화에 따른 토출측측측측 압력변화압력변화압력변화압력변화Fig. 3-59Fig. 3-59Fig. 3-59Fig. 3-59

- 182 -

은 시험펌프의 입력속도가 변하는 동안 시험펌프 토출측의 압력 변화를Fig. 3-58

나타낸 것으로서 입력속도가 증가할수록 압력이 일정한 크기로 증가 하는 경향을,

보였다 이것은 토출유량이 증가됨에 따른 시험펌프의 내부저항 및 흡 토출라인에. ㆍ

설치되어있는 유량조절 밸브 시험시 개방 가 압력을 증가시키는 저항요소로 작용한( )

것으로 생각된다.

- 183 -

제 장 결 론제 장 결 론제 장 결 론제 장 결 론4444

급 이하 소형 선박의 추진장치를 기계식 대신에 유압식으로 대체 적용할 수300HP

있도록 본 연구에서는 소형선박 추진용 유압식 회전동력 구동Closed Circuit Type

장치를 개발하기 위해 차년도에는 고정용량 유압 모터 차년도에는 정 역 가변, 1 , 2 ㆍ

유압 펌프 및 가변제어 레귤레이터를 개발하였으며 연구내용과 연구결과는 다음과,

같다.

구동용 고정용구동용 고정용구동용 고정용구동용 고정용량량량량형 유압모터 개발형 유압모터 개발형 유압모터 개발형 유압모터 개발(1)(1)(1)(1) PPPPropellerropellerropellerropeller

기존의 사판식 유압 모터에 사용되고 있는 플런져형 피스톤의 측력 구동에 의한 마

찰력 증가문제와 고출력 밀도화를 달성하기 위해 사판의 경사각을 더욱 증대시킬,

때 플런져형 피스톤에 연결된 슈우의 요동운동시 피스톤의 목 부위가 가늘어지는

문제를 해결할 목적으로 피스톤 로드의 양끝단에 구면 정압베어링을 적용한 로드형

피스톤의 적용을 제안하였다 이와 아울러 로드형 피스톤이 적용됨에 따라 유압 모.

터 출력축에 회전력을 전달하기 위해 경사져서 회전되는 슈우 홀더와 출력축 사이

에 트라이포드 조인트 기구를 적용하여 사축식의 큰 경사각으로 인한 단위중량 당

고출력을 내는 장점과 사판식의 직선원통형 구조로 인한 작은 설치공간이 필요한

장점을 조화시킨 새로운 구조의 유압 모터를 제안하였으며 이를 실험하기 위해 유, ,

압 모터 회전부에 대한 기본설계 이론으로부터 상대운동부 중에서 습동 운동하는

부분에 대한 정압베어링의 적용과 힘 평형 해석으로 정압베어링 설계 기준을 설정

하고 설계된 구면 정압베어링의 마찰토크를 측정할 수 있는 실험장치와 기존의 플,

런져형 피스톤과 로드형 피스톤 적용에 따른 구동저항력 측정장치를 설계 및 제작

하여 비교 측정하였다 또한 새롭게 제안된 트라이포드 조인트 기구의 변위와 속도. ,

해석을 통해 기구부를 설계하고 트라이포드 조인트가 적용된 시제품 유압모터의 기

본적인 운전 특성을 실험함으로써 로드형 피스톤과 트라이포드 조인트로 구동되는

사판식 액셜 피스톤 유압 모터의 구동 특성을 확인하였으며 이들로부터 다음과 같,

은 결론을 얻을 수 있었다.

- 184 -

가 사판식 유압 모터에서 사용되고 있는 플런져형 피스톤이 가지고 있는 구조적( )

인 약점에 대한 대안으로 로드형 피스톤을 적용하였으며 구동축에 회전력을 전달,

하기 위해 세 개의 사각베어링을 가지는 트라이포드 조인트 기구를 새로운 회전동

력 전달 메카니즘으로 제안하였다.

나 로드형 피스톤의 피스톤과 로드 로드와 슈우 결합 부에 구면 정압베어링을 적( ) ,

용시키기 위해 소비동력을 최소로 하는 관점에서 구면 정압베어링의 포켓 직경을

최적 설계하였으며 이 설계에 의한 구면 정압베어링에서의 순수한 마찰토크를 측,

정하기 위한 비회전형 토크센서 와 다른 마찰손실 없이 부하토크를(reaction type)

전달하기 위해 볼을 이용한 새로운 마찰토크 측정장치를 설계 제작하였다 최적.ㆍ

설계에 대한 검증방안으로 최적설계의 정균형 모델과 부균형 과균형 모델을 결정,

하여 이론적인 검토를 실시하였고 각각의 모델에 대한 구면 정압베어링 세트를 제,

작하여 실험한 결과 최적 설계이론에 의한 모델이 가장 작은 마찰토크를 나타내어,

최소동력손실 조건의 설계이론이 타당함을 알 수 있었다.

다 유압 모터가 운전될 때 플런져형 피스톤 또는 로드형 피스톤의 왕복 운동 시( )

에 작용하는 힘과 마찰력을 이론적으로 해석하였으며 실험적으로 이러한 경향을,

확인하기 위해 구동저항 실험장치를 설계 제작하여 두 가지 형식의 피스톤에 대하ㆍ

여 운동 저항력을 측정하였다 사판각이 일 때는 두 피스톤의 저항력은 큰 차이. 0˚

를 나타내지 않았으나 사판 경사각이 이고 부하압력이 일 때 로드형 피, 20 100bar˚

스톤이 플런져형 피스톤보다 약 정도의 마찰력 감소효과가 있음을 확인하였29%

다.

- 185 -

라 사판식 액셜 피스톤 모터에 로드형 피스톤을 적용하는 경우 구동력 전달을 위( ) ,

해 새로운 도입된 트라이포드 조인트 기구의 운동해석이 선행되어야함에 따라 고,

정좌표계와 회전좌표계를 사용하여 모터의 출력 축과 슈우 홀더 사이의 회전운동에

따른 변위와 속도해석을 수행하였다 이론 해석을 통해 모터 축과 슈우 홀더의 각.

변위는 회전에 회씩 주기적으로 최대 약 의 위상차가 존재하고 출력축1 2 ±1.7 1˚

회전 에 대해 정도로 작은 양이지만 사판 경사각이 증가하면 그 각 변위(360 ) 0.5%˚

와 각속도 변위가 증가하게 된다 또한 트라이포드 조인트가 적용됨에 따라 사각베. ,

어링 개와 슈우 홀더 사이의 상대 미끄럼 변위가 발생하게 되는데 전진 행정 중3 ,

에 측력을 발생하면서 미끄럼운동 하는 플런져형 피스톤 개 미끄럼 량과 비교하9

면 사각베어링의 경우 면 접촉 미끄럼이므로 마찰력이 작을 뿐만 아니라 플런져형,

피스톤의 측력 작용하의 미끄럼 행정 변위에 비해 정도로 적은 값이지만33.2%

사판의 경사각 증가에 따라 사각베어링의 미끄럼 변위도 증가함을 확인하였다 아.

울러 트라이포드 조인트가 슈우 홀드와 출력축간에 주기적으로 미소한 회전각 및

각속도 변동을 보인다든지 사각 베어링면과 슈우 홀더간에 미끄럼 마찰이 존재하,

는 것에 대한 대안으로 등속조인트의 일종인 버어필드 조인트 의 적용(birfield joint)

가능성을 제안하였다.

마 위의 이론적인 설계를 토대로 설계한 로드형 피스톤과 트라이 포드 조인트 기( )

구를 적용한 시작품 모터를 대상으로 하여 무부하 운전실험과 내부저항 토크측정실

험을 수행한 결과 유압모터가 회전함에 있어 작은 내부 저항이 측정되었고 해석적, ,

으로 분석한 트라이포드 조인트 기구로 피스톤 슈우의 회전 동력을 경사진 슈우 홀

더를 통해 유압모터 출력 축에 전달할 수 있는 기구임을 확인하였다.

- 186 -

이상으로 유압 모터의 동작에 있어 윤활 조건 기동시 발생되는 제반 현상에 대한,

학술적 접근이 대부분인 기존의 연구에서 벗어나 최근 높아지고 있는 다양한 적용

분야 확대 요구에 부합될 수 있는 소형 고출력의 우수한 성능을 가진 유압 모터ㆍ

개발을 위해 기존의 사판식 액셜 피스톤 유압모터에 사축식의 장점을 접목한 새로

운 구조의 유압 모터를 제시하였으며 새롭게 적용하고자 하는 메카니즘에 대한 이,

론과 실험을 통해 콤팩트하면서도 큰 기동토크로 인해 높은 출력밀도를 가지며 기,

존의 구조적 한계에서 벗어나 사축식과 같이 이상의 큰 경사각으로 운전이 가40˚

능한 새로운 구조의 사판식 액셜 피스톤 유압모터 개발에 대한 가능성을 확인하였

다.

폐회로형 정 역 가변 유압펌프 개발폐회로형 정 역 가변 유압펌프 개발폐회로형 정 역 가변 유압펌프 개발폐회로형 정 역 가변 유압펌프 개발(2)(2)(2)(2) ㆍㆍㆍㆍ

소형 선박의 엔진과 직결되어 기계적인 회전력을 전달받아 유압 동력을 발생시키는

정 역 가변 유압 펌프의 주요 부품은 정 역 가변용량 구조로써 폐회로로 적용될,ㆍ ㆍ

경우 동일 방향의 입력회전에 대해 흡입과 토출이 즉각적으로 변화됨으로써 전진과

후진의 구동이 용이하게 된다.

유압 펌프를 구성하는 실린더블록과 피스톤 밸브 플레이트는 유압 모터와 호환성,

을 고려하여 동일하게 설계하였고 입력축으로부터 회전 경사 캠으로 동력을 전달,

하기 위해 유니버셜 조인트의 일종으로 를 적용하였다cross-over pin joint .

또한 사판의 정 역 경사 절환을 위해 트러니언 축을 이용하여 베어링으, (trunion)ㆍ

로 지지하는 구조로 설계되었다 펌프의 하우징 구조는 정 역 토출과 폐회로 적용. ㆍ

이 가능하도록 입출구 포트를 동일하게 형성하였고 가변 제어 레귤레이터와 사판,

이 연결될 수 있는 취부자리를 제공할 수 있게 하였다 이렇게 설계된 폐회로형 펌.

프의 특성을 실험하기 위해 펌프의 흡입 토출 배관을 폐회로로 연결하여 누설유/ fid

을 보충할 수 있는 보조펌프로 구성된 실험장치를 통해 유압 펌프의 성능시험을 임

의의 사판각 약 에서 무부하시 펌프 입력속도에 따른 토출유량을 측정한 결과( 9 ) ,˚

펌프 입력속도 증가에 비례하여 토출유량이 증가하였으며 배제용적 으로, 70cc/rev

조정된 경우 구동시 약 정도의 유량을 토출함을 알 수 있었다1000 rpm 66 l/min .

- 187 -

정 역 가변 서보 제어 레귤레이터 개발정 역 가변 서보 제어 레귤레이터 개발정 역 가변 서보 제어 레귤레이터 개발정 역 가변 서보 제어 레귤레이터 개발(3)(3)(3)(3) ㆍㆍㆍㆍ

유압 펌프의 사판각을 정 역방향으로 가변하기 위한 서보 제어 레귤레이터 개발에ㆍ

따른 연구내용으로 기계 유압식 서보 제어기구를 설계하여 시제품을 제작하였다, - .

수동조작 또는 전자비례 감압밸브의 조작에 의해 별도의 파일럿 유닛으로부터 공급

되는 파일럿 압력을 이용하여 서보 피스톤을 작동시키고 그 변위에 따라 일정한,

거리를 다시 피드백 시켜서 원하는 사판각을 얻는 구조이다 을 이용하여. AMESim

이론적인 특성해석을 수행하고 성능평가를 위해 별도의 실험장치를 제작하여 파일,

럿 압력에 따른 서보 피스톤의 변위 및 응답 특성을 확인하였다 그 결과 포트로. ,

공급되는 파일럿 압력에 비례하여 서보 피스톤 변위 즉 사판각이 증가함을 알 수,

있었고 스텝 응답 실험 결과 초기 입력전압에 대한 서보 피스톤의 반응시간은 약, ,

정도 소요됨을 알 수 있었다 또한 정 역 가변에 대한 히스테리시스 실험0.5sec . , ㆍ

결과 약 정도의 히스테리시스를 나타내었다20% .

본 과제의 수행결과를 종합하면 유압 모터 유압 펌프 사판각 제어용 레귤레이터, , ,

등의 시제품을 제작은 물론 각 시제품의 성능을 평가하기 위한 실험장치를 제작하

였다 컴팩트하면서 경사각을 크게 하기 위해 트라이포드 조인트 메카니즘을 제안.

하고 기존 측력에 의해 전달되는 플런져형 피스톤 대신에 동력 손실을 최소로 설,

계된 구면 정압베어링이 적용된 로드형 피스톤을 사용하였다 또한 원하는 사판각.

토출량 을 얻기 위한 정 역 가변형 서보 제어 레귤레이터 구조 및 피드백 메카니( ) ㆍ

즘을 새롭게 고안하여 제작하였고 유압 펌프 성능시험기를 구성하여 제작하였다, .

각 시제품에 대한 성능평가 실험을 수행한 결과 목표에 적합한 성능을 나타내었다, .

- 188 -

본 과제의 수행을 통해 소형 경량화 큰 출력밀도가 이루어진 폐회로형 유압동력,ㆍ

구동장치 개발에 대한 기술 확보는 물론 유압 펌프 모터의 독자모델에 대한 설계, ㆍ

및 제작 기술 및 정 역 가변용 서보 제어 레귤레이터 설계 및 정밀가공 기술을 확ㆍ

보할 수 있었으며 앞으로 성능향상 및 개선을 위한 특성실험으로 상품화 연구를,

수행하여 소형선박뿐 아니라 건설중장비 특장차 중대형 상용차량 시내버스 등의, , ,

회전동력 구동장치에 적용성을 확대해 나가야 할 것이다.

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