클러치 해제 시 대류열전달계수

전체 대류열전달계수인 h는 hfric.r과 hdrag의 합으로 표현되지만, hdrag의 냉각 에너지는 식 5.9에 의해 드래그 토크로 인해 발생하는 손실에너지와 정확하게 일치하므로 미끄럼 마찰에 의해 상승한 마찰면 온도를 낮추는 냉각 효과에 무관하다. 따라서 hfric.r는 클러 치 해제 시 나타나는 마찰면의 실제 냉각효과에 대한 특성으로 간주할 수 있다. 실제

계측된 hfric.r은 그림 5.31과 같이 클러치 해제 이후 점차 감쇠하는 형태로 나타나며 이

를 속도에 따라 나타내면 그림 5.37, 5.38과 같다.

Fig. 5.37 Heat convection coefficient in cooling stage for speeds (No.2, Parallel, 70℃, 9 LPM)

Fig. 5.38 Heat convection coefficient in cooling stage for speeds (No.2, Parallel, 70℃, 3 LPM)

hfric.r은 유량이 9 LPM 일 때 회전속도가 증가할수록 상승하였으나, 유량이 3 LPM 일

때는 그 효과가 크지 않고 1000 rpm 이상에서는 속도가 상승해도 큰 차이가 없었다.

또한 hfric.r은 그림 5.39와 같이 고정된 회전속도에서 유량이 상승할 경우 초기 대류열전

달계수가 커지고 나타나고 낮은 유량일 때보다 빠르게 감쇠하는 특성을 보였으나, 그림 5.40과 같이 500 rpm 에서는 유량에 따른 변화가 거의 없었다. 이러한 특성들은 미끄럼 마찰의 경우와 마찬가지로 유체 속도에 의해 hfric.r이 제한되는 현상으로 판단된다.

Fig. 5.39 Heat convection coefficient in cooling stage for flow rate (No.2, Parallel, 40℃, 2000 rpm)

Fig. 5.40 Heat convection coefficient in cooling stage for flow rate (No.2, Parallel, 40℃, 500 rpm)

hfric.r은 그림 5.41과 같이 홈의 형태에 관계없이 속도, 유량, 온도의 변화에도 거의 차

이 없이 동일한 형태로 나타났다. 따라서 홈에 차이가 hfric.r에 미치는 영향은 매우 작다 고 판단하였다. 클러치 사양이 No.2, No.3 일 경우에도 hfric.r은 그림 5.42와 같이 거의 차이가 없었다. 이는 마찰면 외경과 내경의 차이로 표현되는 특성길이 Lc가 동일하고 실제 마찰면 내, 외경의 크기 차이가 모두 10 mm 로 특성이 확연하게 나타날 정도로 크지 않기 때문으로 추정된다. 그림 5.43과 같이 같은 조건에서 온도를 변화시켰을 경

우에 hfric.r은 일반적으로 40℃보다 70℃에서 높았으며, 유량이 증가할수록 그 차이는 더

커지는 경향을 보였다. 그러나 시간에 따라 대류열전달계수가 감쇠하는 기울기는 크게 차이나지 않았다.

< 70℃, 500 rpm > < 70℃, 2000 rpm >

Fig. 5.41 Heat convection coefficient in cooling stage for grooves (No.3 case)

< Parallel, 70℃, 500 rpm > < Parallel, 70℃, 2000 rpm >

Fig. 5.42 Heat convection coefficient in cooling stage for clutch size

< Parallel, 500 rpm > < Parallel, 2000 rpm >

Fig. 5.43 Heat convection coefficient in cooling stage for temperatures (No.3 case)

미끄럼 마찰일 때와 마찬가지로 해제되었을 때도 유사하게 hfric.r을 유도할 수 있다.

유체 속도는 두 한계 속도 중 작은 값과 같으며 식 5.19와 같이 표현된다.

: hydraulic diameter of effective clearance : saturated surface temperature with drag torque

-. a = -1 ∼ 3; b = -1 ∼ 3; c = -1 ∼ 3; d = -1 ∼ 3

-. Cfiric.c = 0.001 ∼ 3, C1 = 0 ∼ 1000, C2 = 0 ∼ 1000, C3 = 0 ∼ 1000 -. γ : 0 ∼ 3

최적화 알고리즘 수행 후 얻어진 목적함수는 그림 5.44과 같다. NSGA-II 수행 후 마 지막 세대에서 목적함수는 파레토 차트 형식으로 나타났으며 최종 선정한 미지수 값은 파레토 차트의 중간 값으로 하였다. 선정된 미지수는 표 5.10과 같다.

< Entire Opt. result > < Opt. result in last generation >

Fig. 5.44 Entire and last generation result of object functions in optimization process

a b c d Cfric.c C1 C2 C3 γ

1.1631 0.932 1.198 -0.386 2.077 498.7 810.7 372.7 3.000 Table 5.10 Selected design variables for heat convection coefficient in cooling stage

선정된 미지수를 통해 예측되는 hfric.c와 총 96개 시험에서 계측된 hfric.c의 평균 차이는 약 69 W/m²K 이었으며, 평균 RMSE는 81 W/m²K, 최대 RMSE는 291 W/m²K, 평균 결 정계수는 0.9643 이었다. 그림 5.45은 예측된 hfric.c와 계측된 hfric.c의 형상을 보여주고 있 으며, 이를 통해 예측된 값이 계측 값을 잘 추종하고 있음을 확인할 수 있다.

< No.2, Parallel, 40℃, 500 rpm > < No.2, Parallel, 70℃, 500 rpm >

< No.2, Parallel, 40℃, 2000 rpm > < No.2, Parallel, 70℃, 2000 rpm >

Fig. 5.45 Comparison of simulated and measured heat convection coefficient in cooling stage

식 5.20은 T ≥ Ti 인 경우에만 적용 가능하다. T < Ti 인 경우의 대류열전달계수를 구 하기 위해서는 마찰면의 온도가 드래그 토크에 의해 Toil.in부터 Ti 까지 상승할 때까지의 드래그 토크와 마찰면 온도에 대한 시험결과가 필요하다. 그러나 본 연구에서는 개발된 시험장치의 한계로 인해 열특성 시험 시 드래그 토크를 계측하지 못하였기 때문에 이 때의 대류열전달계수는 100 W/m²K 으로 가정하여 해석을 수행하였다.

제 6 장 해석 모델 검증 및 활용

Table 6.1 Summary of geometric parameters for experiments and simulations