A Study on the Characteristics of Vibration Due to the Forces of Drive Shaft

Technical Papers

승용차량 구동축의 작용력에 따른 진동특성 연구 사종성^a*, 강태원^b

A Study on the Characteristics of Vibration Due to the Forces of Drive Shaft

Jongsung Sa^a*, Taewon Kang^b

a

Seoil College, Department of Automobile, 28, Yongmasan-ro 90, Jungnang-gu, Seoul, Republic of Korea

b

Kangwon National Univ., College of Eng., Division of Mechanical & Biomedical Engineering, Republic of Korea

ARTICLE INFO ABSTRACT

Article history: This study aims to understand the applied forces and related vibrational characteristics of a tripod joint (TJ), which is mostly used in front-drive-type middle-sized sedans in South Korea. The plunging force (PF) and generated axial force (GAF) are the most influential quantities related to the vibrational characteristics of a driveshaft. To obtain meaningful data, specially designed tests were performed usingMTS test sets. The results of direct measurements reveal that higher PF and GAF values appear to worsen the vibrational characteristics of the vehicle. On the other hand, the measured apparent mass is useful for calculating the applied forces for a short driveshaft that has no dynamic vibration absorber. Among diversely controlled samples, it shows thatthe viscosity and tight fit are very sensitive to shudder vibrations of the vehicle. Therefore, these are good design factors for quality controls in the production line of constant-velocity joints.

Received 25 February 2013

Revised 17 June 2013

Accepted 18 July 2013 Keywords:

Constant velocity joint Offset

Shudder Apparent mass

* Corresponding author. Tel.: +82-2-490-7420 Fax: +82-2-490-7806 E-mail address: [email protected] (Jongsung Sa).

1. 서 론

최근의 승용차량 개발동향은 동일한 차체에 다양한 배기량의 가 솔린 엔진뿐만 아니라, 연비향상을 위한 디젤 엔진 및 구동모터를 이용한 하이브리드 방식까지 사양(옵션)별로 적용되는 추세라 할 수 있다. 더불어서 자동변속기의 채택이 주를 이루면서 동력기관의 구동력을 바퀴까지 전달하는 구동축(drive shaft)의 동특성이 차량 의 승차감에 끼치는 영향력은 점차 증대되고 있다. 그 중에서도 전 륜구동용 구동축의 동력전달과정에서 발생하는 작용력은 차량의 공회전 진동특성뿐만 아니라 급격한 출발이나 가속과정에서 발생 하는 차량 좌우방향의 셔더(shudder) 진동현상의 주요 원인이 되 고 있다

. 이러한 복합적인 진동현상을 저감하면서도 차량의 원활

한 주행과 조향작업을 수행하는 핵심부품이 구동축 내부의 등속조 인트(constant velocity joint, 이하 CVJ)라 할 수 있다.

구동축과 등속조인트에 대한 연구로는 Double Offset Joint (DOJ) 내부 부품 간의 접촉력 해석

을 비롯하여 등속조인트의 축력과 셔 더현상에 대한 이론 및 수치해석

, 트라이포드 조인트(tripod joint, 이하 TJ)에 대한 해석수식유도

등이 있다. 또한 구동축의 강성 증대를 위한 중공(中空)축 및 강도설계에 대한 연구

와 등속조인 트 방식 및 내부 부품인 스파이더(spider) 위치에 따른 공회전 진동 특성에 대한 연구

가 진행된 바 있다.

이러한 연구들은 등속조인트 내부 부품의 설계인자나 접촉응력

등의 해석을 통해 구동축의 작용력을 해석적으로 도출하였을 뿐,

공회전 진동특성에 대한 실험적인 연구

를 제외하고는 특정 등

Fig. 1 Schematic diagram of constant velocity joint and drive

shaft Fig. 2 Kinematic model of the constant velocity joint

속조인트의 구동축 특성에 따른 단품상태의 작용력이 실제 차량의 공회전 진동 및 셔더 진동 현상에 끼치는 영향을 집중적으로 분석 한 연구는 미진하였다고 볼 수 있다. 따라서 본 연구에서는 국내차 량에 채택되는 등속조인트의 여러 종류 중에서 가장 많이 사용되는 트라이포드 조인트(TJ)를 중심으로 구동축의 동력전달과정에서 발 생할 수 있는 작용력의 발생 원인을 검토하고, 이를 단품상태에서 의 측정 및 주행시험 과정을 통해서 작용력과 진동특성과의 관계를 검토하고자 한다.

2. 구동축의 운동특성과 작용력 측정

2.1 등속조인트의 기구학적 운동특성

본 연구에서 고려한 구동축은 4기통 가솔린 엔진과 자동변속기 가 적용된 국내 중형 승용차량 중에서 전륜구동 방식에 가장 많이 장착되는 TJ 방식의 등속조인트를 선정하였다. 전륜구동방식의 대 상차량은 Fig. 1과 같이 좌우 구동축의 길이가 상이한 방식이며, 차량 진행방향을 기준으로 좌측(이하 LH) 구동축이 단축(short shaft), 우측(이하 RH)이 장축(long shaft)이며 구동축의 중간부위 에 동흡진기(dynamic vibration absorber)가 부착되어 있다.

구동축은 변속기의 출력축 중심과 구동바퀴 중심 간의 높이차이 로 인하여 장착시점부터 특정한 장착각도를 갖게 된다. 또한 차량 주행 시 노면조건에 의한 구동바퀴의 상하운동에 따른 축방향의 길이변화와 함께 조향에 따른 다양한 각도변화에도 대응해야 한다.

등속조인트는 이러한 요구조건을 만족시키는 구동축의 핵심부품으 로 Fig. 1과 같이 120

간격을 갖는 3개의 스파이더(spider)와 그 끝에 롤러(roller)가 각각 장착되는 기본구조를 갖는다

.

Fig. 1 과 같은 구동축과 등속조인트의 구조는 Fig. 2와 같이 모델 링할 수 있다

. 여기서 BJ는 구동바퀴가 체결되는 너클(knuckle) 부위의 등속조인트인 Birfield joint (또는 Rzeppa joint라고도 한 다)이며 각도변화에만 대응할 뿐, 축방향의 길이변화는 변속기 쪽 의 등속조인트가 담당한다.

여기서 x, y, z는 BJ를 기준으로 각각 차량의 진행방향, 좌우방 향 및 상하방향의 좌표축을 의미한다.  는 구동축의 장착각도, L은 구동축의 길이, r은 튜립(tullip)의 반경, d는 등속조인트 간의 높이 차이,  는 튜립의 회전각,  는 구동축의 회전각을 각각 나타낸다.

각 스파이더의 롤러와 튜립 간의 접촉지점을 R

∼ R

로 나타냈으 며, 구동력의 전달과정에서    인 조건이 달성될 때 등속조인트 의 역할이 완성된다고 할 수 있다.

하지만, 등속조인트의 운동과정에서는 구동축의 장착각도와 함 께 스파이더의 위치(회전각도)에 따라 튜립(tullip)의 중심축과 스 파이더의 중심이 일치하지 않는 경우가 발생한다. 이를 오프셋 (offset) 이라 하며, Fig. 3(a)과 같이 스파이더의 위치가 ‘Y자 형태’

와 ‘역 Y자 형태’가 대표적인 경우라 할 수 있다.

여기서 

과 

는 각각 스파이더 위치에 따른 구동축의 최소 및

최대 장착각도를 나타내며, 

과 

는 최소 및 최대 장착각도에 따

른 스파이더의 중심을 각각 나타낸다. Fig. 3(b)는 스파이더의 대

표적인 위치(역 Y 자 형태와 Y 자 형태)에 따른 구동축의 장착각

도 및 스파이더 중심의 변화상태를 비교한 것이다. 구동축의 회전

에 따라서 오프셋의 변화와 함께 구동축의 장착각도 및 스파이더

중심이 민감하게 변화되고 있음을 확인할 수 있다. 오프셋은 식 (1)

과 같이 정의되며 여기서 e는 오프셋 값을,  는 구동축의 대표적인

장착각도를 각각 나타낸다

.

(a) Offset of the typical spider positions

(b) Comparison of the joint angle and typical spider positions Fig. 3 Schematic diagram of the offset and joint angle

Table 1 Specification of drive shaft and constant velocity joint

sample

Length (mm) Weight (kgf)

LH RH LH RH

A

543

5 834

5

6.48 8.92

B

C 6.19 8.59

D

Fig. 4 Photograph of measuring PF and GAF

     cos   (1)

구동축의 동력전달과정에서 발생하는 작용력은 등속조인트 내부 에서 유발되는 오프셋과 스파이더의 회전에 따른 롤러들의 축방향 이동이 주요 원인이 된다. 특히 공회전 진동현상에 있어서는 스파 이더의 위치에 따른 차체의 진동특성에 영향을 끼칠 수 있다

.

2.2 구동축의 작용력 측정

구동축에서 발생하는 작용력의 특성은 구동축이 회전하지 않는 공회전 상태와 구동축이 회전하면서 구동력을 전달하는 경우로 구 분할 수 있다. 특히 차량 정지상태에서 자동변속기 D위치의 공회 전인 경우에는 구동축이 회전하지는 않지만 동력기관의 구동토크 가 작용하게 된다. 이때 동력기관의 진동현상이 구동축을 통해서 차체로 전달되는 작용력을 PF (plunging force)라 하며, 공회전 진동특성을 악화시키는데 관여하는 것으로 알려져 있다. 한편, 동 력기관의 구동력을 바퀴로 전달하기 위한 구동축의 회전과정에서

발생하는 축방향의 작용력을 GAF (generated axial force)라 하 며, 이는 차량진행의 좌우방향으로 차체진동(shudder vibration) 을 유발시키게 된다

.

본 연구에서 고려한 구동축은 국내에서 등속조인트 분야의 선두 주자인 두 회사에서 생산하여 동일한 차종에 적용되고 있는 대표적 인 제품들이다. 샘플 A는 첫 번째 제조회사에서 만든 양산 사양 제품이나, 샘플 B는 인위적으로 등속조인트 내부 그리스(grease) 의 점도를 높인 제품이다. 또한 샘플 C, D도 두 번째 회사에서 제 조하여 동일 차종에 적용하는 제품이나, 샘플 C와 달리 샘플 D는 등속조인트의 조립과정에서 끼워맞춤을 인위적으로 조절한 제품이 다. 각 샘플의 제원은 Table 1과 같다.

구동축에서 발생되는 작용력은 등속조인트 내부의 스파이더 위

치가 변화하면서 야기시키는 오프셋 값에 종속되는 것으로 예상할

수 있다. 식 (1)에서 보여주는 바와 같이 장착각도가 오프셋 값과

비선형적인 연관성을 가지기 때문에, Fig. 4와 같이 구동축 단품

(a) Short shaft (LH)

(b) Long shaft (RH)

Fig. 5 Comparison of plunging force with constant velocity joints

(a) Short shaft (LH)

(b) Long shaft (RH)

Fig. 6 Comparison of generated axial force (GAF) with constant velocity joints

전용시험기(MTS, 4 square simulator)를 이용하여 장착각도에 따 른 작용력을 측정하였다.

Fig. 5 는 공회전 진동과 관련되는 PF (plunging force)를 측정 한 결과로, 단축(LH)의 구동축은 2.5

, 5.0

, 7.5

를, 장축(RH)은 1.5

, 3.0

, 4.5

를 기준으로 측정하였다. 구동축의 장착각도가 증 가함에 따라서 단축과 장축 모두 비례적으로 PF값도 같이 증가함 을 볼 수 있다. 정상적인 구동축인 샘플 A와 C는 제조회사와 상관 없이 매우 유사한 경향을 나타내면서 낮은 PF값을 가지나, 등속조 인트에 인위적인 변화를 준 샘플 C와 D는 구동축의 장착각도가 증가할수록 PF값이 변화되고 있음을 알 수 있다. 이는 식 (1)에서 확인한 바와 같이, 오프셋 값이 장착각도가 증가함에 따라서 커지 며, PF 역시 오프셋 값과 관계됨을 고려한다면 샘플 C와 D제품에 적용된 설계인자 변화는 단품에 대한 품질관리(quality control) 기 준으로 활용할 수 있다.

Fig. 6 은 차량의 주행과정(특히 급가속 시)에서 발생할 수 있는 셔더진동과 관련된 GAF (generated axial force)를 측정한 결과 로, 단축(LH)은 2

에서 14

까지, 장축(RH)은 1

에서 9

까지 장착 각도를 변화시키면서 작용력을 비교하였다. 공차중량의 정차상태 에서 대상차량의 구동축 장착각도는 단축의 경우 5

내외, 장축은 3

내외의 값을 가진다. 따라서 이에 해당하는 장착각도를 기준할

때에는 GAF 값은 각 샘플별로 조금씩 차이가 나지만, 장착각도가 증대될수록 크게 증가함을 알 수 있다. 또한, 회사별 제품을 비교하 면, 샘플 B와 D는 정상적인 제품인 샘플 A와 C에 강제적인 변화 를 적용한 제품으로서, 전반적으로 샘플 A에 비하여 PF 뿐만 아니 라 GAF 역시 샘플 B가 높은 것으로 측정되었으며, 이러한 경향은 샘플 C와 D의 조합에서도 확인되었다.

특히 급격한 가속이 이루어질 경우에는 차량 앞쪽이 들리는 스쿼

트(squat) 현상으로 인하여 단축의 경우에는 10

내외, 장축은 7

내

외까지 증대될 수 있다. 이럴 경우 단축에서는 샘플 D ≻ C ≻ B ≻

A 의 순서로, 장축에서는 B ≻ D ≻ C ≻ A 의 경향으로 GAF 값이

급격히 증가되고 있다. 이는 동일 샘플의 구동축이라도 차량의 좌

우에 장착되는 단축과 장축의 GAF 특성이 상반될 수 있으므로,

(a) Measuring points of drive shaft

(b) Schematic diagram of the spider position

Fig. 7 Idle vibration measuring points and spider position

(a) x direction

(b) y direction

(c) z direction

Fig. 8 Comparison of vibration level with measuring points for sample C at idle condition

차량의 가속 시 발생하는 셔더 진동현상에 상호작용할 수 있음을 시사한다.

3. 실차적용 및 평가

구동축의 작용력에 따른 승용차량의 진동특성을 파악하기 위해 서 네 가지 샘플의 구동축을 각각 동일차량에 장착하여 공회전 진 동 및 주행시험을 진행하였다.

3.1 공회전 진동특성

각 샘플의 구동축을 실차에 장착한 후, 자동변속기 D 위치의 정 차상태에서 공회전 진동특성을 확인하였다. 측정부위는 Fig. 7(a) 와 같이 동력기관의 출력부위라 할 수 있는 차동(differential)기어 와 구동바퀴가 체결되는 너클(knuckle)부위 및 구동축 자체의 진 동특성을 측정하였다. 단축과 장축의 번호는 각각의 측정위치를 뜻 한다.

Fig. 7(b) 는 공회전 진동시험에서 스파이더의 위치(장착각도)를 변경한 내용을 설명하는 그림이다. 등속조인트의 기구학적 운동특 성에서 확인한 바와 같이 구동축의 장착각도뿐만 아니라, 스파이더 의 다양한 위치에 따라서 오프셋의 변화가 발생하기 때문이다. Fig.

7(b) 와 같이 스파이더의 각도를 45

간격으로 설정한 이유는 스파 이더의 구조인 120

의 대칭을 피할 수 있으며, 총 8번의 측정을 통해서 15

간격에 해당하는 24개의 스파이더 위치에 따른 공회전 진동특성을 얻을 수 있기 때문이다. 여기서 얻은 실험결과는 추후 에 언급되는 겉보기질량(apparent mass)의 계산에 유용한 데이터 로 활용된다.

Fig. 8 은 샘플 C의 장축(RH)에 대한 각 측정지점의 진동레벨을 좌표축을 기준으로 비교한 데이터이다. x, z축 방향은 차동기어에

서 너클쪽으로 진행할수록 진동레벨의 감소가 순차적으로 이루어 지고 있음을 알 수 있다. 하지만, y축 방향은 측정지점과 거의 무관 하게 일관된 진동특성을 보이고 있다. 이는 선행연구

에서도 확인 한 바와 같이, 공회전 진동특성에 있어서 구동축의 작용력이 y축 방향으로 영향을 끼치고 있음을 시사한다.

Fig. 9 는 각 샘플의 단축(LH)에 대해 동력기관의 차동기어와 너 클 부위에서 y축 방향의 진동레벨을 비교한 데이터이다. 공회전 진 동현상과 연관되는 구동축의 PF 작용력 측정결과에서 예측한 것과 같이 너클 부위의 진동특성은 샘플 간의 차이점이 크게 나타나지 않았다. 이는 동일 방식의 동속조인트에 대한 인위적인 변경은 공 회전 진동현상에 별다른 영향을 주지 않는 것을 알 수 있다.

또한 스파이더 위치에 따른 공회전 진동특성은 부분적으로 미세

한 변화가 존재하는데, Fig. 10은 대표적인 스파이더 위치에 따른

특성을 보여준다.

(a) sample A and B

(b) sample C and D

Fig. 9 Comparison of vibration level with sample at idle condition

Fig. 10 Comparison of vibration level with spider position at idle condition

Fig. 11 Schematic diagram of the calculating procedure by the apparent mass

Table 2 Apparent mass of drive shaft (unit : kg) shaft

point

Sample A Sample C

LH RH LH RH

1 2.73 2.47 2.34 2.25

2 0.78 0.83 0.69 0.71

3 0.88 1.98 0.83 1.38

4 2.12 0.67 1.98 0.72

5 - 2.35 - 2.28

Total 6.51 8.35 5.84 7.34

Real Mass 6.48 8.92 6.19 8.59

3.2 겉보기 질량(Apparent mass)

TJ 방식의 등속조인트가 적용된 구동축의 공회전 진동시험 결과 를 활용하여 구동축에서 발생하는 작용력을 계산하고자 한다. 전용 시험기를 통하지 않고서 구동축의 작용력을 산출하기 위해서 겉보 기 질량(apparent mass)의 개념을 활용하였다. 겉보기 질량이란 주파수 응답함수(frequency response function, 이하 FRF)에서 힘 과 가속도의 관계로부터 유도된다

. 즉, 공회전 진동특성에서 얻 을 수 있는 각 측정부위의 가속도 및 구동축 단품에 대한 충격시험 (impact test) 에서 얻는 FRF의 질량 라인(mass line)에서 구할 수 있는 질량(이를 겉보기 질량이라 한다)을 이용한다. 결국 겉보기 질량에 공회전 진동특성에서 얻는 가속도를 곱하면, 구동축의 작용 력을 간접적으로 산출하게 되는 셈이다. 전용시험기에서는 축방향 (y 축 방향)의 작용력만 측정할 수 있지만, 본 연구에서 제시하는

겉보기 질량에 의한 방법은 x, y, z축 방향의 모든 힘을 구할 수 있다는 장점을 가진다. Fig. 11은 겉보기 질량에 의한 구동축의 작 용력 산출개념을 보여준다.

정상적인 등속조인트가 장착된 샘플 A와 C에 대한 충격시험에 서 구한 겉보기 질량은 Table 2와 같다. 실제 구동축의 질량과 비 교할 때 단축(LH)의 경우에는 ± 0.5 ～6% 내외, 장축(RH)은 ± 6 ～15% 내외의 오차를 갖는다. 이러한 오차는 자유지지(Free-Free) 에서의 충격시험 조건과 실제 차량에 장착되어 동력기관의 구동력 이 작용된 공회전 시험조건과의 차이에서 발생하는 것으로 사료된 다. 특히 구동축에 동흡진기가 장착된 경우에는 충격시험에 의한 FRF 측정과정에서 동흡진기의 영향으로 인하여 겉보기 질량의 오 차가 크게 발생하는 것으로 추정된다.

스파이더의 각도변화에 따른 각각의 공회전 진동시험에서 얻은 구동축의 가속도는 5 ∼ 30 Hz 진동수 범위의 RMS 값을 적용하였 다. Table 3은 대표적으로 샘플 A의 단축(LH)에서 y축 방향에 대 한 각 측정지점의 가속도와 겉보기 질량으로 계산된 작용력을 나타 낸다. Table 4에서 계산된 작용력 평균값들의 합(37.11 N)은 전용 시험기로 측정한 Fig. 5(a)에서 장착각도 5

에서의 PF 값(38 N)과 비교할 때 약 2% 내외의 오차를 가질 정도이다.

또한 샘플 A와 C에 대한 작용력 계산결과는 Table 4와 같다.

단축의 경우 Fig. 5(a)의 장착각도 5

에 대한 작용력 계산값과 전용

시험기에 의한 측정값(PF) 간의 오차는 2～7% 내외로 신뢰할만한

Fig. 13 Photograph of pick up point

Table 5 Driving test result of drive shaft Measured Point

Sample Knuckle (LH) Seat Rail

Sample A 110.15 108.09

Sample B 112.63 109.72

Sample C 104.96 100.76

Sample D 115.67 113.41

Table 3 Accelation and acting force of Sample A (LH) Point

Angle

Acceleration (m/s

) Acting Force (N)

2 3 4 2 3 4

0° 10.06 9.75 9.82 7.85 8.58 20.83

45° 9.44 9.51 9.87 7.36 8.37 20.93

90° 10.09 9.57 9.90 7.87 8.42 20.99

135° 9.74 9.73 9.90 7.60 8.57 20.98

180° 9.95 9.49 9.92 7.76 8.35 21.03

225° 9.97 9.66 9.90 7.78 8.50 20.98

270° 10.19 9.79 9.85 7.95 8.61 20.88

315° 9.49 9.71 9.79 7.40 8.55 20.76

Avg. 9.87 9.65 9.87 7.70 8.49 20.92

Table 4 Calculated acting force of Sample A and C (unit : N) shaft

point

Sample A Sample C

LH RH LH RH

2 7.70 8.00 8.29 8.02

3 8.49 18.58 8.69 19.34

4 20.92 6.34 21.54 6.32

5 - 24.27 - 22.96

Total 37.11 57.19 38.52 56.64

PF 38 22 36 23

Fig. 12 Acting force graph of sample A LH and RH 수준이다. 그러나 장축의 경우에는 Fig. 5(b)의 장착각도 3

에 대 한 계산값과 측정값(PF) 간의 오차는 100%를 넘는 수준이다. 이 러한 원인은 앞에서 언급한 바와 같이, 장축에 부착된 동흡진기의 영향으로 겉보기 질량의 산출과 가속도 측정과정에서 오차가 크게 누적된 때문이라 판단된다. 따라서 본 연구에서 제시한 겉보기 질 량에 의한 구동축의 작용력 계산은 단축에 있어서 신뢰성을 가질 수 있다. 이는 유효적절한 구동축 선정에 있어서 장축보다는 단축 의 평가가 유리함을 시사한다. Fig. 12는 겉보기 질량에 의해 계산 된 샘플 A 구동축의 작용력을 스파이더의 위치(각도)를 기준하여

방사형으로 표현한 그래프이다.

3.3 주행시험

구동축의 작용력에 의한 차체의 셔더 진동특성을 파악하기 위한 주행시험을 실시하였다. 각 샘플의 구동축을 차량에 장착하여 자동 변속기 1단 고정으로 정지상태에서 엔진 회전수 6,000 rpm 영역 까지 급가속 주행하였다. 주요 측정위치는 BJ 장착부위인 너클, 스 티어링 휠, 운전석 레일(seat rail) 등이다. Fig. 13은 주요 측정위 치를 보여주며, Table 5는 주행시험에서 측정된 좌측(LH) 너클 (knuckle) 과 운전석 seat rail의 진동레벨값을 나타낸다. 주행시험 에서 구동축은 동력기관의 1단 감속비와 최종 감속비에 의해서 회 전하기 때문에 엔진 회전수의 0.2차(order) 성분에 해당되는 진동 레벨값의 피크(peak)값을 비교하였다.

측정결과인 Table 5를 살펴보면 정상적인 등속조인트가 적용된

샘플 A와 C에서 낮은 진동레벨값을 확인할 수 있다. 이는 GAF

측정결과인 Fig. 6의 결과에서 예측한 바와 같이 단축과 장축의

GAF 값이 비교적 적은 수준을 가졌던 샘플 A와 C의 결과와 일치

한다. 특히 샘플 C의 구동축에서 진동레벨값이 적게 나온 이유는

(a) sample A (b) sample B

(c) sample C (d) sample D

Fig. 14 Color map at driver's seat rail of the driving test

구동축의 유효한 장착각도(단축 5

～10

, 장축 3

～7

) 에서 GAF 값이 상대적으로 적었기 때문이라 판단된다. 하지만 등속조인트 내 부 그리스의 점도변화를 준 샘플 B와, 끼워맞춤의 변화를 준 샘플 D 의 경우에는 너클과 운전석 시트레일의 진동레벨값이 비교적 크 게 나타나고 있음을 알 수 있다. 구동축의 작용력에 의한 너클 부위 의 진동이 차체로 전달되면서 2～4 dB 내외로 저감되는 것을 알 수 있다. 셔더진동현상과 연관되는 Fig. 14는 운전석 레일의 Color map 을 보여주며, Fig. 14(d)와 같이 낮은 회전수영역(원 표시)에 서 샘플 D의 경우 뚜렷한 셔더 진동현상을 확인할 수 있다.

4. 결 론

전륜구동용 승용차량의 구동축에서 발생하는 작용력에 의한 차 체의 진동특성을 파악한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.

(1) 전륜구동용 승용차량에서 가장 많이 사용되는 TJ 방식 등속조 인트의 단품 테스트를 통하여 구동축에 작용하는 힘을 전용시 험기를 이용하여 측정하고, 이를 실제 차량에 장착하여 진동특 성을 측정한 데이터와 비교한 결과 구동축의 작용력이 커질수

록 차량의 진동특성이 악화됨을 확인하였다.

(2) 실차의 구동축에 작용하는 힘을 간접적인 방법, 즉 겉보기 질 량을 통하여 공회전 진동 시험결과를 활용하는 방법을 본 연구 에서 제시하였다. 그 결과, 동흡진기가 장착되지 않는 단축의 구동축에 작용하는 힘을 예측하는 것이 매우 효과적임을 확인 하였다.

(3) 등속조인트의 설계인자 중에서 진동특성과 관련이 있는 부분 을 파악하기 위하여 정상적인 제품과 함께 등속조인트 내부의 점도 및 끼워맞춤의 변화를 준 샘플의 특성을 비교하였다. 그 결과, 점도와 끼워맞춤 등의 변화는 공회전 진동에는 큰 영향 을 주지 않지만, 주행 시에는 셔더진동의 발생에 크게 기여함 을 단품시험 및 주행시험을 통하여 확인하였으며, 이는 생산공 정라인에서 QC 포인트로 사용할 가능성을 제시하였다.

(4) 본 연구에서는 TJ 방식만을 이용하여 구동축의 작용력이 차체

진동에 미치는 영향을 파악하였으며, 또한 단축의 단품시험 결

과가 실차에서도 유사한 경향을 보인다는 점을 통하여 장축보

다는 단축에 대한 관리가 더 중요하다는 결론을 얻었지만, 다

양한 방식의 등속 조인트에 대한 추가연구가 필요하다고 판단

된다.

후 기

이 연구는 2012년도 서일대학교 학술연구비에 의해 연구되었음.

References

[1] Hayama, Y., 2001, Dynamic Analysis of Forces Generated on Inner Parts of a Double Offset Constant Velocity Universal Joint(DOJ):Non-Friction Analysis, Transmission and driveline systems symposium 2001, 219-224.

[2] Oh, S. T., 1996, Vehicle Shudder Associated with Axial Thrust Force of C. V. Joint for Automobile, Transactions of KSAE, 4:2 198-208.

[3] Oh, S. T., 1997, A Study on the Vehicle Shudder Associated with Axial Force of Tripod Joint for Automobile, Transactions of KSAE, 5:6 53-63.

[4] Oh, S. T., 1999, A Study on the Improvement of the Vehicle Shudder by Optimum Design and the Determination of the Tripod joint Specifications, Transactions of KSAE, 7:1 185-195.

[5] K'nevez, J. Y., Mariot, J. P., Moreau, L., Diaby, M., 2001, Kinematics of Transmissions Consisting of an Outboard Ball Joint

and an Inboard Generalized Tripod Joint, Proc. IMechE. Part k, J. of Multi-body Dynamics, 215:3 119-132.

[6] Mariot, J. P., K'nevez, J. Y., Barbedette, B,. 2004, Tripod and Ball Joint Automotive Transmission Kinetostatic Model Including Friction, Multiboty System Dynamics, 11:2 127-145.

[7] Ko, K. H., Kook, H. S., Lee, J. H., 2002, Development of Tubular Shaft for Reduction of Booming Noise in Vehicle Interior, Transactions of KSAE, 10:1 203-208.

[8] Jeong, C. H., Jung, D. H., Bae, W. R., Kim, J. Y., Im, J. S., 2007, Strength Design of Driveshafts for Passenger Cars, Transactions of KSAE, 15:3 114-123.

[9] Sa, J. S., Shin, Y. H., Kang, T. W., Kim, C. M., 2008, A Study on the Characteristics of Idle Vibration due to the Type of Constant Velocity Joints, Transactions of KSAE, 16:2 183-190.

[10] Sa, J. S., Kang, T. W., Kim, C. M., 2010, Experimental Study of the Characteristics of Idle Vibrations that result from Axial Forces and the Spider Positions of Constant Velocity Joints, International J. of Automotive Technology, 11:3 355-361.

[11] Ewins, D. J., 1984, Modal Testing : Theory and Practice, Research

Studies, England.