싱크로나이저 설계 변수

싱크로나이저 동기화 시간을 예측하기 위해서는 스프링 등 구성 부품에 대한 설계 변수를 알아야 한다. 다물체 동역학 해석 모델을 개발하기 위하여 해석 모델에 필요한 C형 스프링 상수와 코일 스프링 상수 등 설계 변수를 시험적으로 결정하였다.

(A) Test in removing coil spring (B) Test method of spring constant Fig 4.5 Test method of spring constant for synchronizer.

4.2.3.1 C형 스프링 상수 결정

전/후진 및 주변속만 조립된 파워시프트 변속기에서 싱크로나이저의 C형 스프링의 특성(스프링 상수, 초기 힘 등)을 파악하기 위하여 기어, C형 스프링 및 3개의 키가 설 치된 싱크로나이저 세트, 변속 포크와 변속 레일이 조립된 상태에서 변속 시험을 수행 하였다. 이때 엔진은 정지된 상태이며, 변속기 오일과 자체 잠김 장치인 스틸 볼 및 코 일 스프링은 제거하였다. 변속 엑추에이터 출력축과 연결된 DC모터를 제거한 후 별도 로 제작된 레버를 연결하여 천천히 전진-중립-후진으로 완전히 변속이 이루어 질 때까 지 이동(변속)하였다. –26°~+26°로 총 15회 변속 시험을 수행하였다. 주변속 4단-5단 시 험에 대해서도 동일한 방법으로 총 15회 반복 시험을 수행하였다. 그림 4.6은 C형 스프 링만 설치된 상태에서 시험한 결과 중 하나를 나타낸 것이다. C형 스프링의 압축력에 의해 키를 슬리브의 홈으로 밀어 올려 슬리브가 축 방향으로 이동 시 발생하는 변속 엑추에이터 출력 축의 토크값을 측정하였다. 측정된 전/후진과 4단-5단 변속 토크 이 외에 변속 레버의 조작력이 과도하여 엔드 스톱(end stop)에 기인한 토크가 추가로 측 정되었다. 싱크로나이저에 사용된 C형 스프링은 주변속과 공용품으로 전/후진 변속과 시험 조건은 동일하다. 각각 15번 수행한 전/후진 및 4단-5단 변속 시험의 최대 크기에 대한 평균값은 각각 약 2.59 Nm와 2.75 Nm로 유사한 수준이었다.

(a) Test result of F/R synchronizer (b) Test result of 4/5 synchronizer Fig 4.6 Test result of C-spring torque of synchronizer.

(a) C-spring of synchronizer (b) Coil spring for simulation Fig 4.7 Spring of MBDS modeling for synchronizer.

시험을 통하여 측정된 토크를 이용하여 C형 스프링 상수를 추정하였다. 싱크로나이 저에 대하여 실물과 유사한 다물체 동역학 모델을 생성하였으며, C형 스프링의 경우 그림 4.7과 같이 코일 스프링으로 대체하여 모델링을 수행하였다. 스프링 상수와 초기 변위를 변경해 가며 전/후진 및 4단-5단 변속 해석을 수행하였다. 해석에서 얻어진 변 속 엑추에이터 출력축에서 최대 토크값을 시험값과 비교하는 방법으로 스프링 상수를 유추하였다. 그림 4.8은 C형 스프링만 적용한 상태에서 해석 결과를 보여준다. 변속 해 석 시 시험과 동일한 원리로 작동되며, C형 스프링 대신 적용한 코일 스프링의 압축력 에 의해 키를 슬리브의 홈에 밀어 올려 슬리브가 축 방향으로 이동 시 발생하는 변속 엑추에이터 출력축의 토크를 얻을 수 있었다. 전/후진 및 4단-5단 변속 해석 조건은 동 일하며, 변속 엑추에이터 출력축의 최대 토크는 각각 약 2.63 Nm와 2.64 Nm로 최대

토크에 대한 시험 결과와의 오차는 각각 1.69%, 3.58%이었다. 그러나 동역학 해석에서 는 엔드 스톱에 기인한 토크가 나타나지 않았다. 이는 변속 해석 시 이상적으로 변속거 리를 설정하여 엔드 스톱과 접촉하지 않도록 모델링을 수행했기 때문이다.

(a) Validation of F/R C-spring (b) Validation of 4/5 C-spring Fig 4.8 MBD simulation result of C-spring of synchronizer.

4.2.3.2 코일 스프링 상수 결정

C형 스프링 상수 결정과 동일한 방법으로 스틸 볼과 코일 스프링, 변속 레일의 홈으 로 구성된 그림 2.18의 자체 잠김 장치에 사용된 코일 스프링 상수 결정을 위한 시험을 수행하였다. 앞에서 C형 스프링 특성(스프링 상수 및 스프링 변형량)을 결정했기 때문 에 C형 스프링이 설치된 상태에서 추가적으로 자체 잠김 장치에 사용된 코일 스프링을 적용 후 시험하였다. 앞에서 결정된 C형 스프링 상수가 적용된 상태에서 코일 스프링 상수와 변형량을 변경해가며 다물체 동역학 해석을 수행하였으며, 변속 엑추에이터 출 력축의 토크를 시험 결과와 비교하여 스프링의 특성을 파악하였다. 그림 4.9는 C형 스 프링과 코일 스프링 등 싱크로나이저의 모든 부품이 설치된 상태에서의 시험 결과를 보여준다. 스프링의 초기 압축력에 의해 스틸 볼을 변속 레일의 홈으로 밀어 내리고 있 으며, 변속을 위해 슬리브를 축 방향으로 이동 시 스틸 볼은 변속 레일의 경사면을 따 라 스프링을 더 압축시킨다. 따라서 압축된 코일 스프링은 변속 엑추에이터 출력축에서 더 큰 토크를 발생시킨다. 전/후진 변속 시험에서는 엔드 스톱 토크가 발생하지 않았으 며, 4단-5단 변속 시험에서는 큰 엔드 스톱 토크가 발견되었다. 싱크로나이저의 C형 스 프링과 자체 잠김 장치의 코일 스프링은 각 위치에 따라 순차적으로 출력축 토크에 영 향을 준다. 코일 스프링은 공용품으로 4-5단 변속 시험과 전/후진 변속 시험의 조건은 동일하다. 각각 15번 수행한 전/후진과 4-5단 변속 시험의 최대 토크 크기에 대한 평균

값은 각각 5.47 Nm와 5.99 Nm 이었다.

(a) Springs torque test of F/R synchronizer (b) Springs torque test of 4/5 synchronizer Fig 4.9 Test result of spring/C-spring torque of F/R & 4/5 synchronizer.

스프링 상수와 초기 변위를 변경해 가며 전/후진 및 4/5단 변속 해석을 수행하였다.

해석에서 얻어진 변속 엑추에이터 출력축의 최대 토크를 시험값과 비교하는 방법으로 스프링 상수를 유추하였다. 그림 4.10은 C형 스프링을 포함하여 모든 부품을 적용한 상 태에서 해석한 결과를 나타낸 것이다. 전/후진과 4/5단 변속 해석 조건은 동일하며, 변 속 엑추에이터 출력축의 최대 토크는 각각 5.70 Nm와 5.72 Nm로 최대 토크에 대한 시 험 결과와의 오차는 각각 4.12%, 4.43%이다. 다물체 동역학 해석에서 엔드 스톱에 기인 한 토크가 나타나지 않았으며, 이는 변속 해석 시 이상적으로 변속거리를 설정하여 엔 드 스톱과 접촉하지 않았기 때문이다.

(a) Validation of F/R C-spring & spring (b) Validation of 4/5 C-spring & spring Fig 4.10 Simulation result of C-spring & spring of synchronizer.