Wear Analysis at the Interface of Connecting-Rod Small-End Bushing and Piston-Pin Boss with a Floating Piston-Pin at Constant Angular Velocity during Engine Firing

엔진 파이어링동안 일정 축 각속도에서 비고정식 피스톤-핀과 연결봉-소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스의 접촉면 마모해석

Abstract

In recently designed diesel engines, the running conditions for piston-pin bearings have become severe because of the higher combustion pressure and increased temperature. Moreover, the metal removal from the bushing material has strongly reduced the ability of the antifriction material to accept asperity contacts. Therefore, it is necessary to find ways of reducing wear scar on the connecting-rod small-end bushing and piston-pin boss bearing related to the higher combustion pressure on the power cell of an engine. In this work, the position and level of material removal from the surfaces of the bushing and bearing under such severe operating conditions - for example, maximum power and torque conditions of a passenger car diesel engine - are estimated for several combinations of surface roughness. First, piston-pin rotating motion is investigated by calculating the friction coefficient at piston-pin bearings, the oil film thickness, and the frictional torques induced by hydrodynamic shear stress. Subsequently, the wear scarring on the surfaces of a connecting-rod small-end bushing and two piston-pin boss bearings related to piston-pin rotational motion is numerically calculated under the maximum power and torque operating conditions. This work is helpful to determine the reasonable surface roughness of the bushing and bearing for reducing wear volume occurring at the interface between a bearing and a shaft.

1. 서론

최근 십수년 동안 유럽의 배기가스 규제로 인한 디젤 엔진 연소 개선으로 자동차 터보 디젤 엔진의 연소 압력이 매우 가혹한 운전조건을 낳았으며, 따라서 연결봉 소단부에서 피스톤-핀에 가해지는 압력이 증가하였다. 이는 대부분의 디젤엔진의 연료시스템이 예연소실을 갖는 간접분사 대신 커먼레일을 부착한 직접분사 시스템으로 전환되었기 때문이며, 나아가 이러한 압력 증가는 가변 터보챠져 적용에 의해 낮은 엔진회전속도에서도 일어나게 되었고, 앞으로도 더욱 증가할 것으로 예상된다.

유럽승용차디젤배기가스규제 EURO IV (2005년 1월 적용) 상태에서는 최고 연소압력이 약 165bar 정도까지면 배기가스 규제를 만족할 수 있지만, 2014년 9월부터 적용된 EURO VI 배기가스 규제를 만족시키기 위해서는 연소압력이 200bar 이상까지도 요구된다. 이로 인해 피스톤-핀과 피스톤-핀 보스 베어링 또는 연결봉 소단부 부싱에 작용하는 부하가 증가하게 되었으며, 이런 고 하중과 비고정식 피스톤-핀의 회전운동에 의한 마모의 발생도 증가하게 되었다.

피스톤-핀, 피스톤-핀 보스 베어링 및 연결봉 소단부 부싱 윤활에 관련한 연구를 살펴보면 다음과 같다.

논문[1]에서는 비고정식 피스톤-핀의 회전운동은 피스톤-핀 보스와 연결봉 소단부의 윤활조건의 개선이 예측되므로, 이러한 피스톤-핀의 회전운동에 대한 특성 연구가 실험에 의해 이루어졌다. 엔진속도가 증가함에 따라, 핀 회전운동은 저 하중조건에서는 나타나지 않았지만, 고하중조건에서는 빠른 회전이 관찰되었다. 그리고 이러한 핀 회전운동은 연소행정에서의 소단부 마찰의 증가에 의해 초래되었다는 것을 밝혔다. 

최근 비고정식 피스톤-핀에 대해 이제까지 경계윤활이나 혼합윤활 상태로 운전된다고 알려진 바와는 달리 피스톤-핀 베어링은 본질적으로 유체윤활 상태에서 운전되나 간혹 혼합윤활 모드로 운전되는 특성이 있다는 것을 보였으며, 간단한 일차원 유체윤활 이론을 적용한 프로그램에 접촉모델을 추가하여 피스톤-핀의 거동을 기술하였다. 또한 피스톤-핀의 회전은 연결봉의 요동운동 패턴과는 다르다는 것을 이론적으로 보였다. 또한 압력-점도계수가 피스톤-핀 속도와 관계된 주요 매개변수라는 것을 밝혔다[2]. 또한 승용 1.8 L디젤엔진과 고연소압을 받는 2.0 L디젤엔진의 비고정식 피스톤-핀 보스의 윤활해석을 바탕으로 비고정식 피스톤-핀 회전운동을 연구하였다[3-4].

한편 저어널베어링의 마모와 관련된 선행 연구들의 주요 내용은 다음과 같다. 첫 번째로 모터링 상태의 시동 및 시동 정지 시의 잘 정렬된 축에서의 저어널베어링 마모 연구는 Chun 등[5]이 수행하였다. 그들은 시동 시와 시동정지 시 동안 측정한 저어널베어링의 축에 대한 각 속도[11]와 계산한 베어링 하중을 이용하여 모빌리티(mobility) 방법[12-14]에 의해서 베어링 편심율의 변화를 계산하였다. 또한 두 대면하는 표면이 혼합윤활영역에 있는 지를 판단하기 위하여 저어널베어링 축에 대한 리프트-오프(lift-off) 속도[15]를 구하였다. 나아가 저어널베어링의 일반적인 유막두께 형상[16-17]을 기초로 하여 마모 자국을 고려한 수정 유막두께를 계산하기 위해 개발한 방정식[5]을 사용하였다. 또한 Ligterink 등[18]이 제안한 그래프로 제시된 저어널베어링의 실험적 마모율(k)을 Chun 등[5]이 그 적용 범위를 확장한 수정 그래프를 제시하였다.

두 번째로 경사진 상태에서 모터링 시동 시와 시동정지 시의 마모를 규명하는 연구도 Chun[6-7]에 의해 실행되었다.

세 번째로 파이어링 상태에서 일정 축 각속도인 경우의 고 하중이 발생할 경우의 마모 발생 부위를 알아내는 연구[8-9]도 진행되었다. 이 연구에서는 일정 각속도의 엔진 파이어링 상태에서 고 하중을 받는 크랭크-트레인에 관련된 전체 저어널베어링들에 대해서 각 저어널베어링이 받는 하중을 계산하고, 모빌리티 방법을 사용하여 편심율을 계산하고, 한 사이클 동안 매 크랭크 각도에서 발생하는 최소유막두께와 그 위치 및 마모발생지역을 알아 내는 연구가 진행되었다.

이때 고 회전 고 변동하중이 작용하는 경우는, 일정한 적용하중조건을 고려한 리프트-오프 속도는 혼합윤활상태를 판단하기 위해 사용하기 어렵다는 것을 보였으며[8], 유막두께가 마모유발가능상태에 있는 지를 판단하기위해서 중심선평균 표면거칠기(centerline average surface roughness, cla = Ra) 개념을 바탕으로 구한 마모유발최대 유막두께(MOFTSW: most oil film thickness scarring wear)를 사용하였다[8-9]. 즉 마모발생 가능영역은 매 크랭크 각도에서 유막두께가 MOFTSW보다 작은 순간에 나타나는 것으로 보았다.

네 번째로 가솔린엔진의 실 파이어링 시동시, 축 변동 각속도 및 시동 연소압이 작용하는 엔진베어링에 대한 시뮬레이션 마모 연구[10]가 실행되었다. 여기서는 파이어링 시동 시작 시, 초기에 발생한 연소압력이 반복되는 것이 아니라, 첫 번째 연소압력보다 큰 두 번째 연소압력이 나타나는 CA(크랭크 각도, crank angle) 720º 근처 이후부터 가속페달을 밟기 전까지 엔진 아이들(idle) 회전속도가 안정된 상태에서, 연소압력의 패턴도 안정이 되어 반복되어 나타나므로, 1 사이클 (2회전, CA 720º)이 지난 1.25 사이클 (2.5회전, CA 900º)까지 마모해석을 하였다. 해석 결과로부터 차량이 신호등 앞에서 혹은 교통정체로 잠시 정지할 경우, 시동이 꺼진 후 재출발 시, 자동시동 장치를 장착한 차량은 오일온도가 높은 상태에서 연결봉 대단부베어링에서 마모가 일어날 가능성이 크다는 것을 보였다. 이와 같이 지금까지 크랭크 트레인의 메인베어링과 연결봉 대단부베어링에 대한 마모 시뮬레이션 연구는 지속적으로 실행되어 왔다.

그러나 근래 엔진 내 증가된 연소 압력으로 인해 파워 셀(power cell) 부위의 피스톤-핀과 피스톤-핀 부싱 베어링 또는 연결봉 소단부 부싱 간의 접촉면에 주기적인 하중이 증가하여서, 고압을 받는 피스톤-핀과 보스 베어링 및 소단부 부싱 접촉면에 과다 마모가 발생할 위험이 증가하고 있다. 따라서 아직까지 마모 시뮬레이션 연구가 진행되지 않고 있는 고 연소압력 상태에서의 파워 셀과 관련된 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스 베어링의 마모시뮬레이션 연구로부터 마모를 줄이는 방안을 찾아야 한다고 본다.

나아가 혼합탄성유체윤활 상태에서의 저어널베어링 마모에 관련된 이론; 즉 ZMC (Zhao-Maietta-Chang) 탄성-소성 압력모델[19,20], 표면 정점들의 표준편차와 이들정점들의 평균선과의 거리에 관한 계산방법[21], 돌기접촉표면에 흡수된 윤활유 분자들을 고려한 부분유막결손계수[22-23], 건-미끄럼 마찰조건에서의 아챠드-홀름 마모이론[24-25], KE(Kogut-Etsion) 통계적 미시-돌기 접촉모델[26-27]에 기초하여 유도된 선접촉-건마찰조건에서의 최대접촉압력인 중심선 접촉압력방정식[28]을 구하는 연구들이 수행되었다.

이러한 연구들을 바탕으로 하여, 파이어링 시 최대 200bar의 고연소압을 갖는 4행정 4기통 2.0 L 승용디젤엔진의 최대마력 및 최대토크 운전조건에서 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스 베어링의 마모발생에 대한 연구를 하고자 한다.

2. 이론

2-1. 일반 거동

피스톤-핀의 거동을 조사하기 위한 피스톤-연결봉 시스템은 Fig. 1과 같다.

Fig. 1. Diagram of a piston-pin and connecting rod system.

Figure 1에서 점 A는 피스톤-핀 축을 나타내며, B는 피스톤-핀의 외경에 위치한 점이다. 점 M은 크랭크-핀 중심이며, N은 크랭크-핀 외경에 위치한 점이고, 점 O는 메인 저어널의 중심이다. 각 α, β와 ψ의 양의 방향은 Fig.1에서 나타난 + 방향이다. 여기서 α는 크랭크 회전각이고, β는 커낵팅로드 회전각 그리고 ψ는 피스톤-핀의 회전각이다. 한편 연결봉의 각 가속도는 다음과 같이 표현될 수 있다

\(\ddot{\beta}=\frac{\sin \alpha\left(\lambda^{2}-1\right)}{\left(\lambda^{2}-(\sin \alpha)^{2}\right)^{3 / 2}} \dot{\alpha}^{2}-\frac{\cos \alpha}{\sqrt{\lambda^{2}-(\sin \alpha)^{2}}} \ddot{\alpha}\)      (1)

여기서 λ = L_cr / R_cp이고 L_cr =​ \(\overline{\mathrm{AM}}\) 이다.​​​​​​

2-2. 연결봉 소단부의 마찰계수

마찰 토크 T_fse를 갖는 연결봉 소단부의 부싱에서의 마찰력은 피스톤-핀과 연결부 소단부 부싱 사이에 적용되어 미끄럼 없이 피스톤-핀을 회전하게 한다고 가정하면, 다음과 같은 관계를 얻는다[2].

\(\mathrm{T}_{\mathrm{fse}}-\mathrm{T}_{\mathrm{fpb}} \geq\left|\mathrm{I}_{\mathrm{p}} \ddot{\beta}\right|\)       (2)

여기서 T_fpb는 두 곳의 피스톤-핀 보스에서의 마찰토크이고, I_p는 피스톤-핀의 극관성 모멘트이다.

부가적으로 순간 마찰 토크[2]는 다음의 표현식으로 간략화되어 질 수 있다.

\(\mathrm{T}_{\mathrm{fse}}=\left|\mathrm{F}_{\mathrm{pc}}(\mathrm{t})\right| \times \mathrm{f}(\mathrm{t}) \mathrm{xD}_{\mathrm{pp}}\)       (3a)

\(\mathrm{T}_{\mathrm{fpb}}=\left|\mathrm{F}_{\mathrm{pc}}(\mathrm{t})\right| \times 0.01 \mathrm{xD}_{\mathrm{pp}}\)       (3b)

여기서 F_pc(t)는 연결봉 위에 작용하는 피스톤-핀 하중이며, D_pp는 피스톤-핀의 외경, f(t)는 피스톤-핀과 연결봉 소단부 사이의 마찰계수이다.

피스톤-핀 보스에서의 마찰계수는 임의로 혼합윤활의 중간값 정도인 0.01이라고 가정하자. 이러한 가정은 피스톤-핀의 회전에 대한 앞으로의 결론에 거의 영향을 미치지 않는다. 방정식(2)은 다음과 같이 다른 방법으로 재표현할 수 있다[2].

\(\mathrm{f}(\mathrm{t}) \geq \frac{\left|\mathrm{I}_{\mathrm{p}} \ddot{\beta}\right|}{\mathrm{F}_{\mathrm{pc}}(\mathrm{t})}+0.01\)       (4)

한편 피스톤-핀에 작용하는 하중 F_pc(t)는 연소압력으로부터 계산된다.

2-3. 피스톤-핀 마찰토그 및 회전

피스톤-핀의 각도 위치는 Fig. 1의 좌표 시스템 의 각도 ψ에 의해 표시된다. 피스톤-핀의 동력학적 평형은 다음과 같이 된다 [2].

\(\mathrm{I}_{\mathrm{p}} \ddot{\psi}=\mathrm{t}_{\mathrm{fsc}}(\alpha)(\dot{\beta}-\dot{\psi})-\mathrm{t}_{\mathrm{fpb}}(\alpha) \dot{\psi}\)       (5)

여기서 두 가지 형태의 t_fx(α)는 유체역학적(hydrodynamic) 전단응력(shear stress)으로부터 계산된 단위 각속도당 순간 마찰토크(instantaneous friction torques)이다[2].

즉 다음과 같이 표시할 수 있다.

\(\mathrm{t}_{\mathrm{fse}}(\alpha)=\int_{0}^{\pi} \frac{\mu \mathrm{D}_{\mathrm{p}}^{3} L_{\mathrm{sb}}}{4 \mathrm{~h}(\alpha, \theta)} \mathrm{d} \theta\)       (6a)

\(\mathrm{t}_{\mathrm{fpb}}(\alpha)=\int_{0}^{\pi} \frac{\mu \mathrm{D}_{\mathrm{pp}}^{3}\left(2 \mathrm{~L}_{\mathrm{bb}}\right)}{4 \mathrm{~h}(\alpha, \theta)} \mathrm{d} \theta\)       (6b)

여기서 µ는 엔진오일 점도이고, L_ab는 연결봉 소단부 부싱의 폭이며, L_bb는 피스톤-핀 보스의 한쪽 폭이다. h(α,θ)는 매 그랭크 각도에서의 유막두께를 적용하였다. 따라서 피스톤-핀 보스와 연결봉 소단부에서의 토크는 각각 \(\mathrm{t}_{\mathrm{fse}}(\alpha)(\dot{\beta}-\dot{\psi})\)와 \(\mathrm{t}_{\mathrm{fpb}}(\alpha)(\dot{\psi})\)로 로 나타낼 수 있으며, 피스톤-핀의 속도는 방정식 (5)로부터 \(\dot{\psi}\)를 구하여 얻을 수 있다.

대기압에서의 밀도와 점도는 다음의 식들을 사용하였다[29].

\(\rho_{0}=999.248\left(\mathrm{~A}-0.000354 \mathrm{~T}_{\mathrm{F}}\right)\left(\frac{\mathrm{kg}}{\mathrm{m}^{3}}\right)\)       (7)

\(\mu_{\mathrm{o}}=10^{10\left(\mathrm{~B}-\mathrm{Clog} \mathrm{T}_{\mathrm{R}}\right)}(\mathrm{c} \mathrm{S})\)       (8)

여기서 T_R는 랭킨온도이고, T_F는 화씨온도이다. 그리고 A, B, C는 오일의 종류에 따른 상수값이다. 여기서는 SAE 5W40의 디젤승용엔진오일을 사용하였다.

또한 본 연구에서는 엔진오일의 압력-밀도 및 압력-점도 의존도에 대해서 Dowson and Higginson의 밀도-압력 관계식[30]과 Roelands 점도-압력 관계식[30]을 적용하였으며, 이 식들로부터 엔진의 오일의 밀도와 점도를 계산하였다.

Dowson and Higginson의 밀도-압력 관계식[30]은 다음과 같다.

\(\rho=\rho_{o}(1 .+0.6 \mathrm{p}) /(1 .+1.7 \mathrm{p})\)       (9)

여기서 ρ_o는 주입 시 오일 밀도(kg/m³), p는 오일의 압력이다. 여기서는 매 크랭크 각도에서 밀도 ρ를 구하기 위해 베어링 내 분포된 압력의 평균 값을 적용하였다.

Roelands 점도-압력 관계식 [30]은 다음과 같다.

\(\bar{\mu}=\frac{\mu}{\mu_{\mathrm{o}}}=10^{-\left(1.2+\log \mu_{0}\right)\left[1-\left(1+\frac{\mathrm{p}}{2000}\right)^{2 p}\right]}\)       (10)

여기서 여기서 μ_o는 주입 시 오일 점도 (cP)이고, p는 kg_f/cm²이며, z_p는 무차원 압력-점도 지수 (dimensionless pressure-viscosity index)이며, 다음과 같이 계산된다[30].

\(\mathrm{z}_{\mathrm{p}}=\alpha_{\mathrm{p}} /\left(5.1 \times 10^{-9} \times\left(\ln \left(\mu_{\mathrm{o}}\right)\right)+9.67\right)\)       (11)

여기서 μ_o의 단위는 Pa.sec이다. 본 연구에 사용한 엔진오일의 압력-점도 계수(pressure-viscosity coefficient)α_p는 1.035 × 10^-8 (m²/N)로 일정하다고 보았다.

한편 엔진베어링 하중 및 유막압력 계산식, 유막매개변수 [31]를 고려한 혼합윤활과 유체윤활의 분기점을 나타내는 저어널베어링의 리프트-오프 속도 계산식, 중심선평균(centerline average, cla) 표면거칠기(R_a)[32]를 기초로하여, 베어링 및 저어널(축)의 두 표면의 간극 사이에서 각 돌기들이 만날 수 있는 최대로 가능한 높이를 구하여, 이를 제곱근평균(rms) 표면거칠기로 환산하여 표현된 마모유발 최대유막두께(MOFTSW) 계산식, 혼합탄성윤활상태에서 마모를 고려한 수정 베어링 유막 두께 계산식 그리고 저어널베어링의 마모 시뮬레이션을 위한 혼합탄성유체윤활에 관계되는 마모관련 이론 등은 본 저자의 최근 발표된 논문[8-10]에 이미 기술되었으므로, 본 논문에서는 생략하고자 한다.

3. 마모 시뮬레이션 절차 요약

본 절에서는 파이어링 시동 시 엔진 저어널베어링에서 유발되는 마모를 계산하는 절차를 간략히 기술하였다.

본 논문에서는 우선 디젤엔진 피스톤-연결봉 거동을 이론적으로 파악한 후 피스톤-핀에 걸리는 하중을 매 크랭크 각도에서 계산한 후, 모빌리티 방법을 사용하여 최소유막두께와 관계된 크랭크 각도 별 편심율을 계산한다. 이로부터 저어널베어링의 유체윤활이론과 밀도-압력 및 점도-압력 관계식을 함께 적용하여 피스톤-핀과 보스 및 피스톤-핀과 연결봉 소단부의 순간마찰계수 및 순간마찰토크를 계산한 후 비고정식 피스톤-핀의 회전속도를 계산하고자 한다.

다음으로 마모발생지역 판단하기 위한 구체적인 절차는 다음과 같이 세 단계 절차로 진행하였다. 첫째, 매 크랭크 각도에서 발생하는 최소유막두께가 MOFTSW 보다 작은 크랭크 각도(CA) 구역을 찾는다. 둘째, 앞에서 선택된 CA 지역 내에서 유막두께가 MOFTSW 보다 작은 베어링 각도(BA) 구역을 찾는다. 마지막으로 현 접촉점(BA)에서 1회 접촉 마모각도(λ₁)만큼 좌우로 확장한 범위(2λ₁) 내로 들어오는 베어링 각도(BA)를 찾는다. 즉 각 접촉 부위에서 마모각도(λ₁)만큼 좌우로 확장한 범위를 마모발생지역으로 보았다. 그 후 마모가 발생한 2λ₁범위에서 베어링 틈새를 수정한다. 이 때 마모깊이(d1)는 MOFTSW 보다 작은 유막두께가 나타나는 2λ₁의 중심에 위치한다.

아울러 초기 비마모율, k를 적절한 값으로 가정하여 선정하고, 주어진 상대반경틈새, \(\zeta(=\mathrm{c} / \mathrm{R})\) 을 구한다. 그리고 p_bkN을 한 축으로 갖는 실험적인 그래프 [5]로부터 다른 축에 있는 상대마모깊이 δ를 구한다. 그 다음은 α와 λ를 구한다. 이들 마모각을 이용하여 방정식 (34)로부터 새로운 p_bkN을 구하고, 연이어 새로운 k를 구한다. 여기서 k값은 회전수 N = 10⁶에 대한 것이다. 만약 새로운 k와 이전 k의 차이가 오차 범위 내로 충분히 작다면, 마지막 새로운 k가 얻어진다.

이 최종 k로부터 수정 비마모율(k_a = Ψk/γ₂)을 얻기 위하여, 부분유막결손계수Ψ를 구하고, 돌기하중분담비율 γ₂를 p_a(h_c)_ZMC = P_a(γ₂)_c로 취한 방정식[5]을 사용하여 구한다. 1회 접촉에 대한 각 크랭크 각에서의 마모체적을 얻기 위하여, 1회 접촉에서의 상대마모깊이 δ₁을 구한다. 그리고 1회 접촉에서의 마모각 α₁와 γ₁을 구한다. 마지막으로 1회 접촉에서의 마모체적 V_w1 을 구한다. 이들 1회 접촉에서 각 크랭크 각에서 구한 이들 값들은 1사이클 동안의 전체 마모체적을 구하기 위해 사용된다. 이 때 각 크랭크 각에서의 1회 접촉당 마모체적 계산을 마친 후 새로운 유막두께를 계산한다. 이 절차는 1 사이클(1회전, 720 CA degree) 동안 반복적으로 각 베어링에 적용한다.

이때 1회전 동안 발생하는 상대마모깊이를 구하는 것이 아니라 한번 접촉할 때마다 발생하는 상대마모깊이 (δ = d₁/R_pp)를 계산하기 위하여, 1사이클 동안의 마모유발지역의 마모범위비율을 곱한 상대마모깊이를 한번 접촉 시 발생하는 상대마모깊이로 보았다. 이로부터 한번 접촉 시 마모 각들을 구하고, 마모체적을 구해, 이들을 합산해서 전체 마모체적을 계산한다.

4. 가정 및 입력 데이터

4-1. 마모 시뮬레이션을 위해 적용한 가정

본 시뮬레이션 연구에서 적용한 가정은 다음과 같다.

1) 피스톤의 왕복운동으로 인한 마찰력이 피스톤-핀 보스 베어링 및 연결봉 소단부 부싱 하중에 미치는 영향은 고려하지 않았다.

2) 피스톤-핀은 탄성변형 및 휘어짐 현상은 없는 것으로 보았다.

3) 피스톤-핀은 운전 중에 수평을 유지한다고 가정하였다

4) 피스톤-핀 보스, 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀의 단면은 원형이라고 보았다.

5) 엔진은 정지상태로부터 바로 일정 회전수로 회전한다고 보았다. 연결봉 소단부 부싱, 피스톤-핀 부싱 및 피스톤-핀의 초기 상태는 정지해 있으며, 각각의 위치는 Fig. 5와 같다고 보았다.

Fig. 5. Friction coefficient and torque at connectingrod small-end bushing and piston-pin boss under maximum power operating condition.

6) 마모 발생에 따른 마찰계수의 변화, 마찰토크의 변화 및 피스톤-핀 회전속도 변화에 미치는 영향은 없다고 가정하였다.

한편 본 연구의 마모해석을 위해 적용한 가정은 참고문헌[5]에서의 가정과 같다.

4-2. 엔진 부품 및 베어링 접촉면 제원

본 연구를 위해 적용한 입력 데이터는 Table 1, 2에 도시되었다. Table 1에서는 고려한 엔진 부품 및 파워셀의 제원을 정리하여 기록하였다. 

Table 1. The parameters of engine, bearings and physical properties related with engine oil

Table 1. Continued

Table 2. The material properties of contact surfaces

주요 제원으로 행정길이(2S_h)는 92 mm, 크랭크 암의 길이 R_ca은 46 mm, 연결봉 길이 L_cr은 145.8 mm, 엔진회전수 N_R은4000(@ 최대동력)과 2200(@ 최대토크) rev/min (rpm)을 고려하였고, 피스톤-핀 질양 m_p와 극관성모멘트 I_p는 핀 치수와 비중으로부터 계산하였으며, 오일 종류는 SAE 5W40이다. 엔진은 2.0 L 승용디젤엔진이며, 연소실 가스 압력은 최대 압력이 4000 rpm (최대파워 운전조건)에서는 200 bar, 2200 rpm (최대토그 운전조건)에서는 165 bar이다.

또한 접촉면의 표면거칠기 및 재료 성분은 Table 2와 같다. 본 마모 시뮬레이션에 적용한 접촉면의 제곱근평균 (rms) 표면거칠기는 피스톤-핀은 0.125 μm 한 가지만 고려하였고, 피스톤-핀 보스 베어링과 연결봉 소단부 부싱에 대해서 각각 4가지 조합이며, 그 값은 0.25/0.19, 0.38/0.31, 0.50/0.44 그리고 0.69/0.63 (μm/μm)이다.

5. 결과

본 연구결과에서 적용한 제곱근평균 (rms) 등가표면거칠기는 피스톤-핀의 표면거칠기와 짝을 이룬 피스톤-핀보스 베어링의 경우는 0.28/0.40/0.52/0.70 μm이며, 연결봉 소단부 부싱의 경우는 0.23/0.34/0.46/0.64 μm이다. 이들 값들은 각각 순서대로 짝을 이루어 엔진에 조립되어 운전되었다고 보고 시뮬레이션을 진행하였다. 5.6절 이후 각 절의 결과 해석은, 피스톤-핀 보스 베어링에서는 마모가 발생한 0.52/0.70 μm의 경우에 대해서만 각 절 결과에 대한 해석을 진행하였다. 연결봉 소단부 부싱의 경우, 제일 적은 등가표면거칠기 (0.23 μm)일 때는 표에서만 정리하였고, 총 마모량 결과는 그래프로도 도시하였다. 이는 등가표면거칠기 0.34 μm로부터 얻은 결과들과 그 패턴이 유사하기 때문이다. 

5-1. 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스 베어링에서의 베어링 각도 (BA) 기준

계산 결과를 도시하기 위한 피스톤-핀 보스 베어링 및 연결봉 소단부 부싱의 베어링 각도(BA)의 원주방향 좌표는 Fig. 3에 도시된 것과 같다. 즉, 피스톤이 TDC (Top Dead Center, 상사점) 위치에서 정지한 상태를 기준으로 할 때(Fig. 2 참조), 피스톤-핀 보스 베어링에서 베어링 각도의 절대좌표는 위쪽에서 시작하며, 연결봉 소단부 부싱에서 베어링 각도의 절대좌표는 아래쪽에서 시작한다.

Fig. 2. Schematic drawing of crank train and clearances of con-rod small-end bushing and piston-pin boss bearing at starting point; A1: piston, A2~A3: pistonpin boss, C: connecting rod, C1: con-rod small-end bushing, C2: con-rod big-end bearing, D1: crank-pin, D2~D3: crank-arm, D4~D5: crank-journal, E1~E4: main bearing housing.

Fig. 3. The starting point at each circumferential coordinate of bearing angle (BA) for piston-pin boss bearing and connecting-rod small-end bushing.

5-2. 피스톤-핀 하중과 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스 베어링에서의 마찰 토크 및 마찰계수

최대동력 및 최대토크 운전조건에서 피스톤-핀 및 연결봉 소단부와 피스톤-핀 보스에서의 연소압의 영향으로 인한 베어링 하중은 Fig. 4에 도시되었으며, 연결봉 소단부 및 피스톤-핀 보스에서 나타난 베어링 하중의 특징으로는, CA 27º~CA163º에서 최고토크 운전조건의 베어링 하중은 최고동력 운전조건에서 보다 크게 나타났으며, 최대편차는 7375 N (연결봉 대단부 부싱)과 3688 N(피스톤-핀 보스 베어링)만큼 크게 나타났다.

Fig. 4. Bearing load at connecting-rod small-end bushing and piston-pin boss bearing under both operating conditions of maximum power and maximum torque.

최고동력 및 최고토크 운전조건에서 피스톤-핀과 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀과 보스 베어링사이에서 일어나는 마찰토크는 마찰계수와 함께 Fig. 5와 Fig. 6에 도시하였다. 두 운전조건 모두 예상대로 피스톤-핀 보스 베어링보다는 연결봉 소단부 부싱에서 마찰 토크가 크게 나타났다. 즉, 최고동력 운전조건에서는, 피스톤-핀 보스 베어링에서 음방향의 토크로 −2.64 × 10^-5N-m (CA 98º) ~ −5.57 × 10-⁵ N-m (CA 242º) 사이의 토크 값이 나타났으며, 연결봉 소단부 부싱에서는 첫번째 피크 값과 관련된 마찰토크의 범위는 2.04 × 10^-3 N-m (CA 24º) ~ −2.69 × 10^-3 N-m (CA 162º)이었으며, 두번째 피크 값과 관련된 토크 범위는 7.11 × 10^-4 N-m (CA 375º)~−8.40 × 10^-4 N-m (CA 537º)이었다. 한편 최고토크 운전조건에서는, 피스톤-핀 보스 베어링에서도 음방향의 토크로 −3.71×10^-5 N-m (CA 98º) ~ −1.15 × 10^-4 N-m (CA 242º) 사이의 토크 값이 나타났으며, 연결봉 소단부 부싱에서는 첫번째 피크 값과 관련된 마찰 토크의 범위는 1.57 × 10^-3 N-m (CA 31º)~−1.79 × 10^-3N-m (CA 178º)이었으며, 두번째 피크 값과 관련된 토크 범위는 4.31 × 10^-4 N-m (CA 328º)~ −4.24 × 10^-4 N-m (CA 539º)이었다.

Fig. 6. Friction coefficient and torque at connectingrod small-end bushing and piston-pin boss under maximum torque operating condition.

5-3. 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스 베어링에서의 피스톤-핀 상대 각속도 및 절대 각속도

대단부 소단부 부싱과 피스톤-핀 보스 베어링의 마찰토크의 차이로 인하여 나타나는 피스톤-핀의 속도는 Fig.7과 Fig. 8에 도시되었다. 피스톤-핀의 절대속도는 모든 크랭크 각에서 음의 방향(반시계 방향)으로 회전하였다.

Fig. 7. Angular velocity of piston-pin and connectingrod under maximum power operating condition.

Fig. 8 .Angular velocity of piston-pin and connectingrod under maximum torque operating condition.

연결봉 각속도에 비해 피스톤-핀의 각속도는 2 자리수(order of magnitude) 만큼 매우 작게 (1/100배) 나타났다. 연결봉의 각속도에 대한 피스톤-핀의 상대 각속도는 피스톤-핀 절대각속도에서 연결봉 각속도를 뺀 값이다. 피스톤-핀의 평균 각속도는 최고동력 및 최고토크 운전조건에서 각각 음의 방향으로 2.11 rad/sec 및 2.55 rad/sec로, 최고토크 운전조건에서 0.44 radian/sec 만큼 더 빨리 회전했다.

5-4. 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스 베어링의 피스톤-핀 중심의 편심율 변화

피스톤-핀 중심의 편심율 변화는 Fig. 9에 도시되었으며, 이로부터 최소유막두께 위치의 변화를 알 수 있다. 연결봉 소단부 부싱에서의 편심율은 최대동력 운전조건 (135℃)에서 최대 0.989였으며, 최대토크 운전조건(125℃)에서는 최대 0.993으로 최대토크 운전조건에서 크게 나타났다. 이러한 현상은 CA 307º부터 낮아졌으며, 사이클 말미 CA 694º에서 다시 높아졌다. 피스톤-핀 보스 베어링 편심율은 최대동력 운전조건 (135℃)에서 최대 CA 0.709º, 최대토크 운전조건 (125℃)에서는 최대 0.669º로 CA 653º 에서 낮아진 후 CA 710º에서 다시 높아졌다. 이는 베어링 하중이 CA 27º~CA 163º에서 최대동력 운전조건보다 최대토크 운전조건에서 크게 나타난 것과, 오일온도가 최대동력 운전조건 (135℃)보다 최대토크 운전조건 (125℃)에서 10℃ 낮은 것이 주요 원인이다.

Fig. 9. The traces of eccentricity ratio of connectingrod small-end bushing and piston-pin boss bearing under operating conditions of maximum power and maximum torque.

5-5. 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스의 마모유발 최대유막두께(MOFTSW)와 마모예상지역

본 절에서는 최대동력과 최대토크 운전조건에 대해 MOFTSW을 기준으로 예측한 마모예상지역에 대한 결과를 도시하였다. 두 운전조건에 대해 피스톤-핀의 표면거칠기와 짝을 이룬 피스톤-핀 보스 베어링의 제곱근평균 등가표면거칠기가 0.40/0.52/0.70 μm인 경우와, 연결봉 소단부 부싱의 0.34//0.46/0.64 μm 경우에 대해서 그 결과를 Fig. 10~Fig. 11에 도시하였다. 피스톤-핀 보스 베어링의 0.28 μm과 연결봉 소단부 부싱의 0.23 μm의 경우는, 각각 0.40/0.34 μm인 경우와 마모예상지역의 패턴이 유사하였기 때문에 생략하였다

Fig. 10. Expected wear scar region, minimum oil film thickness and MOFTSW of connecting-rod small-end bushing and piston-pin boss bearing under maximum power operating condition.

Fig. 11. Expected wear scar region, minimum oil film thickness and MOFTSW of connecting-rod small-end bushing and piston-pin boss bearing under maximum torque operating condition.

최대동력 운전조건에서 피스톤-핀 보스 베어링의 마모예상지역은 Fig. 10(a)~(c)에 도시된 바와 같이 나타나지 않았다.

그러나 연결봉 소단부 부싱 경우는, 등가표면거칠기가 0.34 μm일 때의 마모예상지역은 Fig. 10(a)에 도시된 바와 같이 CA 0~213º와 CA 685~720º에서 마모예상지역이 나타났다. 또한 등가표면거칠기가 각각 0.46 μm일 경우는, Fig. 10(b)에 도시된 바와 같이 마모예상지역이 CA 0~236º, CA344~554º와 CA 670~720º에서 나타났다. 한편 등가표면거칠기 0.64 μm일 때는 Fig. 10(c)에 도시된 바와 같이 마모예상지역이 전지역에서 나타났다. 이와 같이 표면거칠기가 클수록 마모예상지역은 더 넓게 나타났다.

최대토크 운전조건에서 피스톤-핀 보스 베어링의 마모예상지역은 Fig. 11(a)~(c)에 도시된 바와 같이 등가표면거칠기가 0.40 μm인 경우는 나타나지 않았으며, 0.52 μm인 경우는 CA60~330º에서 나타났다. 또한 0.70 μm인 경우에는 CA 28~376º에서 나타나났다. 이 두 경우 마모예상지역은 모두 사이클의 전반부(크랭크 각도의 전반부)에서 나타났다.

그러나 연결봉 소단부 부싱 경우는, 등가표면거칠기가 0.34 μm일 때의 마모예상지역은 Fig. 11(a)에 도시된 바와 같이 CA 0~242º와 CA 688~720º에서 마모예상지역이 나타났다. 또한 등가표면거칠기가 각각 0.46 μm일 경우는, Fig. 11(b)에 도시된 바와 같이 마모예상지역이 CA 0~286º와 CA 682~720º에서 나타났다. 한편 등가표면거칠기 0.64 일 때는 Fig. 11(c)에 도시된 바와 같이 마모예상지역이 CA 0~330º와 CA 673~720º에서 나타났다. 역시 표면거칠기가 클수록 마모예상지역은 더 넓게 나타났다.

5-6. 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스 베어링의 마모 예상지역을 표시한 베어링 하중 및 편심율 궤적

본 절에서는 예측한 마모예상지역이 어떤 조건의 하중과 편심율을 가지는 지역에 존재하는지 시각적으로 파악하기 위하여, 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스베어링의 하중과 축 중심의 편심율 궤적에 마모예상지역을 Fig. 12~Fig. 15에서와 같이 도시하였다.

Fig. 12. Bearing load trace maked the expected wear scar region of connecting-rod small-end bushing under maximum power operating condition.

Fig. 13. Eccentricity ratio trace maked the expected wear scar region of connecting-rod small-end bushing under maximum power operating condition.

Fig. 14. Bearing load track maked the expected wear scar region of connecting-rod small-end bushing and pistonpin boss bearing under maximum torque operating condition.

Fig. 15. Eccentricity ratio trace maked the expected wear scar region of connecting-rod small-end bushing and piston-pin boss bearing under maximum torque operating condition.

최대동력 운전조건 경우는 연결봉 소단부에서만 마모예상지역이 나타났으므로, Fig. 12에서는 연결봉 소단부의 등가표면거칠기가 0.34 μm, 0.46 μm 그리고 0.64 μm인 경우에 대해서 베어링 하중궤적 위에 마모예상지역을 표시하였으며, Fig. 13에는 같은 등가표면거칠기에서 축 중심의 편심율 궤적 위에 마모예상지역을 표시하였다. 즉두 그래프에서 등가표면거칠기가 0.34 μm인 경우는 CA0~213º와 CA685~720º 범위에 표시되었으며, 0.46 μm인 경우는 CA0~344º, CA60~330º와 CA670~720º 범위에 표시되었다. 또한 0.64 μm인 경우에는 CA 0~720º 범위에 표시되었다.

최대토크 운전조건의 경우는, Fig. 14(a)~(c)에서는 연결봉 소단부의 등가표면거칠기가 0.40, 0.52, 0.70 μm인 경우에 대해서 베어링 하중궤적 위에 마모예상지역을 표시하였으며, Fig. 15(a)~(c)에는 같은 등가표면거칠기에서 편심율 궤적 위에 마모예상지역을 도시하였다. 즉, 두 그래프에서 등가표면거칠기가 0.40 μm인 경우는 CA0~242º과 CA688~720º 범위에 표시되었으며, 0.52 μm인 경우는 CA0~286º와 CA682~720º 범위에 표시되었고, 0.70 μm인 경우에는 CA 0~330º 과 CA673~720º범위에 표시되었다.

한편, 피스톤-핀 보스 부싱의 등가표면거칠기가 0.52 μm와 0.70 μm인 경우에 대해서도 각각 CA60~330º와 CA28~376º에서 마모예상지역이 베어링 하중 그래프 Fig.14(d)~(e)와 편심율 그래프 Fig. 15(d)~(e)에 표시되었다.

5-7. 리프트-오프 기준과 마모유발최대유막두께 (MOFTSW) 기준의 마모예상지역 비교

Table 3에는 리프트-오프 속도 및 MOFTSW에 기준하여 예측한 마모예상지역을 도표로 비교하였다. 리프트오프 속도에 의한 평가는 피스톤-핀 보스 베어링 및 연결봉 소단부 부싱에 대해 두 가지 운전조건에서 모든 경우에 대해 마모예상지역이, 한 사이클이 시작되는 크랭크각도 (CA)의 앞전(leading edge)과 끝나는 뒷전(trailing edge)은 연결된 지역으로 볼 때, 네 지역으로 광범위하게 예측되어, 엔진운전 중 실지 나타나는 전형적인 마모지역로 보기에는 너무 넓게 예측되는 경향을 보였다.

Table 3. The expected wear scar regions based on lift-off speed and MOFTSW

한편 MOFTSW를 기준으로 예측한 경우에는 베어링 종류와 운전조건에 따라 마모 예상지역이 전혀 나타나지 않거나, 한 두 지역에서 마모 발생이 예측되는 것으로 나타났으며, 주로 크랭크 각도 (CA)의 앞전(leading edge)과 뒷전(trailing edge)의 연결된 지역에서 나타났다. 이 지역은 연소압으로 인한 베어링 하중이 큰 지역으로 좀 더 실질적인 마모예상지역으로 볼 수 있다. 따라서 본 연구에서는 마모예상지역을 예측하는데 MOFTSW를 기준으로 적용하였다.

5-8. 마모예상지역 및 마모출현지역 비교

최대동력 운전조건에서 최소유막두께의 위치 궤적과 함께 마모예상지역의 크랭크 각도(CA) 변화에 따른 베어링 각도(BA)의 위치는 Fig. 16에 도시하였고, 마모출 현지역은 Fig. 17에 도시하였다. 여기서 베어링 각도 (BA)는 Fig. 3의 두 가지 베어링에서의 각각의 시작 점의 위치를 기준으로 정한 것이다.

Fig. 16. Bearing angle of minimum oil film thickness maked the expected wear scar region of connecting-rod small-end bushing under maximum power operating condition.

Fig. 17. Bearing angle of minimum oil film thickness maked the appeared wear scar region of connectingrod small-end bushing under maximum power operating condition.

연결봉 소단부 부싱에서 등가표면거칠기가 0.34 μm일때, 마모예상지역은 Fig. 16(a)에 도시되었으며, CA 0~213º와 BA 141.5º~187.0º 그리고 CA 685~720º와 BA 162.5º~189.0º에서 마모가 예상되었다. 등가표면거칠기가 0.46 μm일 때, Fig. 16(b)에 도시하였고, CA 0~236º와 BA 134.5º ~189.0º, CA 344~554º와 BA 138.5º~167.5º 그리고 CA 670~720º와 BA 160.0º~192.0º에서 마모가 예상되었다. 등가표면거칠기가 0.64 μm일 때, Fig. 16(c)에 도시되었으며, CA 0~720º와 BA 136.0º~195.0º에서 마모가 예상되었다.

연결봉 소단부 부싱에서 마모출현지역은 마모예측지역보다는 규모가 작아졌으며, 이는 마모가 진행되면서 베어링 틈새 간극이 부분적으로 연속하여 변하기 때문이다. 등가표면거칠기가 0.34 μm일 때, 마모출현지역은 Fig.17(a)에도시되었으며, CA 0~65º와 BA 162.5º 그리고 CA 115~173º 와 BA 169.5º ~171.0º 에서 마모가 나타났다. 등가표면거칠기가 0.46 μm일 때, Fig. 17(b)에 도시하였고, CA 0~55º와 BA 155.0º~189.5º, CA 113~174º와 BA 171.5º~173.5º 그리고 CA 670~720º와 BA 174.0º~181.5º에서 마모가 나타났다. 등가표면거칠기가 0.64 μm일 때, Fig. 17(c)에 도시되었으며, CA 0~61º와 BA 155.5º~192.5º 그리고 CA 115~180º와 BA 174.5º~177.0º 에서 마모가 나타났다.

최대동력 운전조건에서의 마모예상지역 및 마모출현지역의 베어링 각도 (BA)의 위치에 따른 무차원 유막두께 변화를 Fig. 18에 도시하였다.

Fig. 18. Non-dimeninal oil film thickness maked the appeared/expected wear scar region of connecting-rod small-end bushing under maximum power operating condition.

연결봉 소단부 부싱에서 등가표면거칠기가 0.34 μm일 때, 마모예상지역은 Fig. 18(a)의 아래쪽에 도시되었으며, BA 141.5º~187.0º (CA 0~213º) 그리고 BA 162.5º~189.0º (CA 685~720º)에서 마모가 예상되었고, 이지역의 무차원 유막두께는 무차원 마모유발최대유막두께(MOFTSW/c)의 값인 3.446 × 10^-2 이하로 형성된다. 이때 무차원 최소유막두께는 5.781 × 10^-3으로 BA 161.5º (CA 44º)에 존재한다. 마모출현지역도 Fig. 18(a)의 위쪽에 도시되었고, BA 162.5º~187.0º (CA 0~65º) 그리고 BA 169.5º ~171.0º (CA 115~173º)에서 마모가 나타났으며, 마모발생 이후의 이 지역의 무차원 최소유막두께 2.433 × 10^-2은 무차원 MOFTSW 보다 작은 값으로 BA 172.0º (CA 0º)인 지점에서 발생했다. 따라서 마모발생 이후에도 소수의 지점들은 무차원 MOFTSW 값 아래에 존재하여 다음 사이클에서 마모가 발생할 가능성이 존재하는 부분으로 남았으며, 도시된 바와 같이 대부분은 MOFTSW 값 위에 존재했다.

연결봉 소단부 부싱에서 등가표면거칠기가 0.46 μm일때, 마모예상지역은 Fig. 18(b)의 아래쪽에 도시하였고, BA 134.5º~189.0º (CA 0~236º), BA 138.5º~167.5º (CA 344~554º) 그리고 BA 160.0º~192.0º (CA 670~720º)에서 마모가 예상되었으며, 이 지역의 무차원 유막두께는 무차원 MOFTSW의 값인 4.431 × 10^-2 이하로 형성된다. 이때 무차원 최소유막두께는 5.781 × 10^-3으로 BA 161.5º (CA 44º)에 존재한다. 마모출현지역도 Fig. 18(b)의 위쪽에 도시하였고, BA 155.0º~189.5º (CA 0~55º), BA 171.5º~173.5º (CA 113~174º) 그리고 BA 174.0º~181.5º(CA 670~720º)에서 마모가 나타났으며, 마모발생 이후의 이 지역의 무차원 최소유막두께 3.505 × 10^-2은 무차원 MOFTSW보다 작은 값으로 BA 176.5º(CA 0º)인 지점에서 발생했다. 따라서 마모발생 이후에도 소수의 지점들은 무차원 MOFTSW 값 아래에 존재하여 다음 사이클에서 마모가 발생할 가능성이 존재하는 부분으로 남았으며, 도시된 바와 같이 대부분은 MOFTSW 값 위에 존재했다.

연결봉 소단부 부싱에서 등가표면거칠기가 0.64 μm일때, 마모예상지역은 Fig. 21(c)의 아래쪽에 도시되었으며, BA 136.0º~195.0º(CA 0~720º)에서 마모가 예상되었고, 이 지역의 무차원 유막두께는 무차원 MOFTSW의 값인 5.908 × 10^-2 이하로 형성된다. 이때 무차원 최소유막두께는 5.781 × 10^-3으로 BA 161.5º(CA 44º)에 존재한다. 마모출현지역도 Fig. 21(c)의 위쪽에 도시되었으며, BA 155.5º~192.5º(CA 0~61º) 그리고 BA 174.5º~177.0º(CA 115~180º)에서 마모가 나타났으며, 마모발생 이후의 이 지역의 무차원 최소유막두께 5.588 × 10^-2은 무차원 MOFTSW 보다 작은 값으로 BA 166.5º(CA 0º)인 지점에서 발생했다. 따라서 마모발생 이후에도 소수의 지점들은 무차원 MOFTSW 값 아래에 존재하여 다음 사이클에서 마모가 발생할 가능성이 존재하는 부분으로 남았으며, 도시된 바와 같이 대부분은 MOFTSW 값 위에 존재했다.

Fig. 21. Non-dimentional oil film thickness maked the expected wear scar region of connecting-rod small-end bushing and piston-pin boss bearing under maximum torque operating condition.

최대토크 운전조건에서 최소유막두께의 위치 궤적과 함께 마모예상지역의 크랭크 각도(CA) 변화에 따른 베어링 각도(BA)의 위치를 Fig. 19에 도시하였고, 마모출현지역은 Fig. 20에 도시하였다.

Fig. 19. Bearing angle of minimum oil film thickness maked the expected wear scar region of connectingrod small-end bushing and piston-pin boss bearing under maximum torque operating condition.

Fig. 20. Bearing angle of minimum oil film thickness maked the appeared wear scar region of connectingrod small-end bushing and piston-pin boss bearing under maximum torque operating condition.

연결봉 소단부 부싱에서 등가표면거칠기가 0.34 μm일때, 마모예상지역은 Fig. 19(a)에 도시되었으며, CA 0~242º와 BA 142.0º~189.5º 그리고 CA 688~720º와 BA 163.0º~191.5º에서 마모가 예상되었다. 등가표면거칠기가 0.46 μm일 때는 Fig. 19(b)에 도시하였고, CA 0~286º와 BA 140.0º ~192.0º 그리고 CA 682~720º와 BA 161.0º~194.5º에서 마모가 예상되었다. 등가표면거칠기가 0.64 μm 일 때, Fig. 19(c)에 도시되었으며, CA 0~330º와 BA 137.5º ~194.5º 그리고 CA 673~720º와 BA 158.0º ~198.0º에서 마모가 예상되었다.

한편 피스톤-핀 보스 베어링에서 등가표면거칠기가 0.52 μm일 때, 마모예상지역은 Fig. 19(d)에 도시되었으며, CA 60~330º와 BA 158.5º ~171.0º에서 마모가 예상되었다. 등가표면거칠기가 0.70 μm일 때, Fig. 19(e)에 도시되었으며, CA 28~376º와 BA 145.0º~176.5º에서 마모가 예상되었다.

연결봉 소단부 부싱에서 마모출현지역은 마모예측지역보다는 규모가 작아졌으며, 이는 마모가 진행되면서 베어링 틈새 간격이 부분적으로 연속적으로 변하기 때문이다. 등가표면거칠기가 0.34 μm일 때, 마모출현지역은 Fig. 20(a)에 도시되었으며, CA 0~45º와 BA 163.0º~189.5º 그리고 CA 114~203º와 BA 172.5º~176.0º에서 마모가 나타났다. 등가표면거칠기가 0.46 μm일 때, Fig. 20(b)에 도시하였고, CA 0~59º와 BA 159.5º ~192.0º 그리고 CA 118~204º와 BA 162.5º~178.5º에서 마모가 나타났다. 등가표면거칠기가 0.64 μm일 때, Fig. 20(c)에 도시되었으며, CA 0~49º와 BA 155.5º~194.5º 그리고 CA 115~ 203º와 BA 165.5º~181.5º에서 마모가 나타났다.

피스톤-핀 보스 베어링에서 마모출현지역은 마모예측지역보다는 규모가 작아졌으며, 이는 마모가 진행되면서 베어링 틈새 간격이 부분적으로 연속하여 변하기 때문이다. 등가표면거칠기가 0.52 μm일 때, 마모출현지역은 Fig. 20(d)에 도시되었으며, CA 169~315º (세분화: ① CA 169~243 & ② CA 287~315)와 BA 164.5º~171.0º(세분화: ① BA 168.0~171.0 & ② BA 164.5~170.0)에서 마모가 나타났다. 등가표면거칠기가 0.70 μm일 때, Fig.20(e)에 도시되었으며, CA 144~337º와 BA 163.0º ~176.0º에서 마모가 나타났다.

최대토크 운전조건에서의 마모예상지역 및 마모출현지역의 베어링 각도(BA)의 위치에 따른 무차원 유막두께 변화를 Fig. 21에 도시하였다.

연결봉 소단부 부싱에서 등가표면거칠기가 0.34 μm일때, 마모예상지역은 Fig. 21(a)의 아래쪽에 도시되었으며, BA 142.0º~189.5º(CA 0~242º) 그리고 BA 163.0º~191.5º(CA 688~720º)에서 마모가 예상되었고, 이 지역의 무차원 유막두께는 무차원 MOFTSW의 값인 3.446 × 10^-2이하로 형성된다. 이때 무차원 최소유막두께는 3.104×10^-3으로 BA 163.0º(CA 43º)에 존재한다. 마모출현지역도 Fig. 21(a)의 위쪽에 도시되었고, BA 163.0º~189.5º(CA 0~45º) 그리고 BA 172.5º~176.0º(CA 114~203º)에서 마모가 나타났으며, 마모발생 이후의 이 지역의 무차원 최소유막두께 2.032 × 10^-2은 무차원 MOFTSW 보다 작은 값으로 BA 175.5º(CA 0º)인 지점에서 발생했다. 따라서 마모발생 이후에도 소수의 지점들은 무차원 MOFTSW 값 아래에 존재하여 다음 사이클에서 마모가 발생할 가능성이 존재하는 부분으로 남았으며, 도시된 바와 같이 대부분은 MOFTSW 값 위에 존재했다.

연결봉 소단부 부싱에서 등가표면거칠기가 0.46 μm일때, 마모예상지역은 Fig. 21(b)의 아래쪽에 도시하였고, BA 140.0º~192.0º(CA 0~286º) 그리고 BA 161.0º~194.5º(CA 682~720º)에서 마모가 예상되었고, 이 지역의 무차원 유막두께는 무차원 MOFTSW의 값인 4.431 × 10^-2이하로 형성된다. 이때 무차원 최소유막두께는 3.104 × 10^-3으로 BA 163.0º(CA 43º)에 존재한다. 마모출현지역도 Fig.21(b)의 위쪽에 도시하였고, BA 159.5º~192.0º(CA 0~ 59º) 그리고 BA 162.5º~178.5º(CA 118~204º)에서 마모가 나타났으며, 마모발생 이후의 이 지역의 무차원 최소유막두께 3.309 × 10^-2은 무차원 MOFTSW 보다 작은 값으로 BA 174.5º(CA 0º)인 지점에서 발생했다. 따라서 마모발생 이후에도 소수의 지점들은 무차원 MOFTSW 값 아래에 존재하여 다음 사이클에서 마모가 발생할 가능성이 존재하는 부분으로 남았으며, 도시된 바와 같이 대부분은 MOFTSW 값 위에 존재했다.

연결봉 소단부 부싱에서 등가표면거칠기가 0.64 μm일때, 마모예상지역은 Fig. 21(c)의 아래쪽에 도시되었으며, BA 137.5º~195.5º(CA 0~330º) 그리고 BA 158.0º~198.0º(CA 673~720º)에서 마모가 예상되었고, 이 지역의 무차원 유막두께는 무차원 MOFTSW의 값인 5.908 × 10^-2이하로 형성된다. 이때 무차원 최소유막두께는 3.104×10^-3으로 BA 163.0º(CA 43º)에 존재한다. 마모출현지역도 Fig. 21(c)의 위쪽에 도시되었으며, BA 155.5º~194.5º (CA 0~49º) 그리고 BA 165.5º~181.5º(CA 115~203º)에서 마모가 나타났으며, 마모발생 이후의 이 지역의 무차원 최소유막두께 2.500 × 10^-2은 무차원 MOFTSW 보다 작은 값으로 BA 177.0º(CA 0º)인 지점에서 발생했다. 따라서 마모발생 이후에도 소수의 지점들은 무차원 MOFTSW 값 아래에 존재하여 다음 사이클에서 마모가 발생할 가능성이 존재하는 부분으로 남았으며, 도시된 바와 같이 대부분은 MOFTSW 값 위에 존재했다.

피스톤-핀 보스 베어링에서 등가표면거칠기가 0.52 μm일 때, 마모예상지역은 Fig. 21(d)의 아래쪽에 도시되었으며, BA 158.5º~171.0º(CA 60~330º)에서 마모가 예상되었고, 이 지역의 무차원 유막두께는 무차원 MOFTSW의 값인 1.391 × 10^-1이하로 형성된다. 이때 무차원 최소유막두께는 1.209 × 10^-1으로 BA 164.5º(CA 175º)에 존재한다.

마모출현지역도 Fig. 21(d)의 위쪽에 도시되었으며, BA 164.5º~171.0º(CA 169~315º)에서 마모가 나타났으며, 마모발생 이후의 이 지역의 무차원 최소유막두께1.368 × 10^-1은 무차원 MOFTSW 보다 작은 값으로 BA 169.5º (CA 216º)인 지점에서 발생했다. 따라서 마모발생이후에도 소수의 지점들은 무차원 MOFTSW 값 아래에 존재하여 다음 사이클에서 마모가 발생할 가능성이 존재하는 부분으로 남았으며, 도시된 바와 같이 대부분은 MOFTSW 값 위에 존재했다.

피스톤-핀 보스 베어링에서 등가표면거칠기가 0.70 μm 일 때, 마모예상지역은 Fig. 24(e)의 아래쪽에 도시되었으며, BA 145.0º~176.5º(CA 28~376º)에서 마모가 예상되었고, 이 지역의 무차원 유막두께는 무차원 MOFTSW의 값인 1.809 × 10^-1 이하로 형성된다. 이때 무차원 최소유막두께는 1.209 × 10^-1으로 BA 164.5º (CA 175º)에 존재한다. 마모출현지역도 Fig. 21(e)의 위쪽에 도시되었으며, BA 163.0º~176.0º(CA 144~337º)에서 마모가 나타났으며, 마모발생 이후의 이 지역의 무차원 최소유막두께 1.433 × 10^-1은 무차원 MOFTSW 보다 작은 값으로 BA 169.5º (CA 221º)인 지점에서 발생했다. 따라서 마모발생 이후에도 소수의 지점들은 무차원 MOFTSW 값 아래에 존재하여 다음 사이클에서 마모가 발생할 가능성이 존재하는 부분으로 남았으며, 도시된 바와 같이 대부분은 MOFTSW 값 위에 존재했다. 

Fig. 24. Total wear volume of connecting-rod small-end bushing and piston-pin boss bearing under maximum power and maximum torque operating condition.

Table 4에서는 MOFTSW을 기준으로 마모발생 전 예측한 마모예상지역과 마모발생 후 나타난 마모출현지역을 두 가지 운전조건 및 피스톤-핀 보스 베어링 및 연결봉 소단부 부싱에 대해 각각 4가지 등가표면거칠기 조합을 시뮬레이션한 결과들을 모두 비교하였다. 이 표에서 나타난 베어링 각도(BA)도 Fig. 3의 각 베어링에서의 시작 점의 위치를 기준으로 정한 것이다.

Table 4. Comparison initially expected wear scar region to finally appeared wear scar region

마모출현지역을 종합적으로 정리하면 연결봉 소단부부싱에서는 최대동력 및 최대토크 운전조건에서 고려한 모든 등가표면거칠기의 경우에 마모가 발생하였으며, 피스톤-핀 보스 베어링에서는 최대토크 운전조건에서 등가표면거칠기가 큰 두 가지 값에서 마모가 나타났다. 마모출현지역은 마모예측지역보다는 크랭크 각도(CA) 및 베어링 각도(BA)에서의 출현 범위가 작게 나타났다. 이는 마모가 진행됨에 따라 베어링 틈새 간극이 부분적으로 변하여 피스톤-핀의 중심 위치가 변동하기 때문이다.

5-9. 마모량 비교

최대동력과 최대토크 운전조건에서 표면거칠기 조합에 대한 연결봉 소단부 부싱에서 일어난 각 경우의 마모량은 Fig. 22 도시하였고, 최대토크 운전조건에서 표면거칠기 조합에 대한 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스 베어링에서 발생한 각 경우의 마모량은 Fig. 23에서 도시되었다. 연결봉 소단부 부싱에서는 CA0º→CA1º 지역에서는 다수의 BA 각도에서 마모가 발생했다. 결과 분석에 대해서는 각 제곱근평균 등가표면거칠기 경우에 대해 초기 마모량과 그 밖에 마모량이 크게 나타난 부위에 대해서만 언급하고자 한다.

Fig. 22. Wear volume of connecting-rod small-end bushing under maximum power operating condition.

Fig. 23. Wear volume of connecting-rod small-end bushing and piston-pin boss bearing under maximum torque operating condition.

Fig. 23. Continued.

최대동력 운전조건의 연결봉 소단부 부싱에서 제곱근 평균 등가표면거칠기가 0.23 μm인 경우는 Fig. 22(a1)~(a2)에 도시되었고, CA0º→CA1º에서는 1.545 × 10^-24(m³)이고, CA112º→CA113º에서는 2.262 × 10^-25(m³)이었다. 등가표면거칠기가 0.34 μm인 경우는 Fig. 22(b1)~(b2)에 도시되었고, CA0º→CA1º에서는 2.840 × 10^-24(m³)이고, CA1º→CA2º에서는 3.838 × 10^-25(m³)이며, CA115º →CA116º에서는 3.284 × 10^-25(m³)이었다.

등가표면거칠기가 0.46 μm인 경우는 Fig. 22(c1)~(c2)에 도시되었고, CA0º→CA1º에서는 1.221 × 10^-23(m³)이고, CA1º→CA2º에서는 5.286 × 10^-25(m³)이며, CA113º→CA114º에서는 1.459 × 10^-24(m³)이었다.

등가표면거칠기가 0.64 μm인 경우는 Fig. 22(d1)~(d2)에 도시되었고, CA0º→CA1º에서는 3.566 × 10^-23(m³)이고, CA1º→CA2º에서는 2.016 × 10^-23(m³)이며, CA61º→CA62º에서는 2.801 × 10^-24(m³)이며, CA115º→CA116º에서는 2.699 × 10^-24(m³)이었다.

한편 최대토크 운전조건의 연결봉 소단부 부싱에서 제곱근평균값 등가표면거칠기가 0.23인 경우는 Fig. 23(a1)~(a2)에 도시되었고, CA0º→CA1º에서는 4.803 × 10^-24(m³)이고, CA1º→CA2º에서는 6.045×10^-25(m³)이며, CA86→CA87에서는 4.741 × 10^-25(m³)이었다.

등가표면거칠기가 0.34 μm인 경우는 Fig. 23(b1)~(b2)에 도시되었고, CA0º→CA1º에서는 1.253 × 10^-23(m³)이고, CA1º→CA2º에서는 1.555 × 10^-24(m³)이며, CA114→CA115에서는 1.1756 × 10^-24(m³)이고, CA119→CA120에서는 1.1757 × 10^-24(m³)이었다.

등가표면거칠기가 0.46 μm인 경우는 Fig. 23(c1)~(c2)에 도시되었고, CA0º→CA1º에서는 2.731 × 10^-23(m³)이고, CA1º→CA2º에서는 6.093 × 10^-24(m³)이며, CA59º→CA60º에서는 1.227 × 10^-24(m³)이고, CA118º→CA119º에서도 1.424 × 10^-24(m³)이었다.

등가표면거칠기가 0.64 μm인 경우는 Fig. 23(d1)~(d2)에 도시되었고, CA0º→CA1º에서는 3.065 × 10^-23(m³)이고, CA1º→CA2º에서는 4.903 × 10^-24(m³)이며, CA118º→CA119º에서는 2.248 × 10^-24(m³)이고, CA120º→CA121º에서는 2.047 × 10^-24(m³)이었다.

또한 피스톤-핀 보스 베어링에서 제곱근평균 등가표면거칠기가 0.52 μm인 경우는 Fig. 23(e)에 도시되었고, 초기 CA169º→CA170º에서는 2.630 × 10^-23(m³)이며, CA171º→CA172º에서는 2.967 × 10^-23(m³)이고, CA234º→CA235º에서는 2.377 × 10^-25(m³)이었다. CA 217º, 219º, 222º , 227º, 228º 그리고 229º에서는 2~4개의 BA 각도에서 마모가 나타났으며, CA216º→CA217º에서 최고의 마모량 7.372 × 10^-23(m³)이 발생했다.

등가표면거칠기가 0.70 μm인 경우는 Fig. 23(f)에 도시되었고, 초기 CA144º→CA145º에서는 2.568 × 10^-23(m³)이고, CA148º→CA149º에서는 3.397 × 10^-23(m³)이며, CA179º→CA180º 에서는 4.001×10^-23 (m³)이었으며, CA193º~CA309º (CA306º 제외) 구간에서는 두 개 이상의 BA각도에서 마모가 나타났고, 이 구간의 CA237º→CA238º에서 최고 마모량 2.239 × 10^-22(m³)이 나타났다.

종합적으로 보면 연결봉 소단부 부싱에서는 초기(CA0º→CA1º)에 큰 마모가 일어났으며, 두 번째 크게 나타난 부분은 CA110º~CA200º이다. 피스톤-핀 보스 베어링에서는 등가표면거칠기가 52 μm일 때 CA 217º (마모출현구간: CA 169~CA 315), 70 μm일 때 CA 238º (마모출현구간: CA 144~CA 337)에서 최대마모가 나타났다.

최대동력과 최대토크 운전조건에서 전체 표면거칠기조합에 대한 연결봉 소단부 부싱에서 일어난 각 등가표면거칠기 경우의 총 마모량을 Fig. 24(a)에서 비교하였다. 제곱근평균 등가표면거칠기가 0.23(0.1875/0.125)μm인 경우는 각각 3.770 × 10^-24/ 1.345 × 10^-23 (m3)이었으며,등가표면거칠기가 0.34(0.3125/0.125)μm인 경우는 각각7.024 × 10^-24/3.112 × 10^-23(m³)이었고, 등가표면거칠기가0.46(0.4375/0.125)μm인 경우는 각각 2.758 × 10^-23/5.796×10^-23(m³)이었고, 등가표면거칠기가 0.64(0.625/0.125)μm인 경우는 각각 7.453 × 10^-23/8.364 × 10^-23(m³)이었다. 요약하면 연결봉 소단부 부싱에서는 최대토크 운전조건에서의 마모량이 최대동력 운전조건에서 보다 많이 발생하였으며, 최대동력 운전조건에서는 등가표면거칠기가 0.40 μm 이하일 때 마모가 작게 발생하였다.

한편 최대토크 운전조건의 피스톤-핀 보스 베어링에서 두 가지 제곱근평균 등가표면거칠기에 대한 총 마모량 비교는 Fig. 24(b)와 같다. 등가표면거칠기 0.52(0.5/0.125) μm인 경우는 1.269 × 10^-21(m³)이었고, 등가표면거칠기 0.70(0.6875/0.125) μm인 경우는 각각 1.843 × 10^-21(m³)이었다. 결론적으로 피스톤-핀 보스 베어링에서는 최대토크 운전조건에서 등가표면거칠기가 작은 경우(0.40 μm 이하)에서는 마모가 발생하지 않았다.

6. 결론

승용디젤엔진의 최대동력 및 최대토크 운전조건에서 연소압력에 의해 하중을 받는 연결봉 소단부 부싱 및 피스톤-핀 보스 베어링에서 피스톤-핀의 회전을 고려한 마모 시뮬레이션에 의해 계산된 베어링 마모량으로부터 다음의 결론을 얻었다.

1. 연결봉 소단부 부싱에서의 마모량은 고려한 모든 등가표면거칠기에서 최대동력 운전조건보다 최대토크 운전조건에서 더 많이 나타났다.

2. 피스톤-핀 보스 베어링의 마모는 최대토크 운전조건에서 제곱근평균 등가표면거칠기로 0.52 μm 이상에서 나타났으며, 0.40 μm 이하에서는 나타나지 않았다.

3. 연결봉 소단부 부싱에서도 제곱근평균 등가표면거칠기로 0.40 μm 이하에서는 마모부위 및 마모량이 크게 감소되었다.