기술자료

열적 안정을 고려한 주축 설계

dansseam 2007. 3. 18. 07:33
1.주축계의 열적 특성
회전축수를 사용하는 공작기계 주축계에 있어서는, 주축수를 끼워서 절삭력 등의 부하가 전달되고 주축계의 구조 및 주축수의 정·동강성에 의해서 가공점의 변이가 결정되었다.
게다가 열적부하가 가하면 주축의 열변이 뿐만 아니라 주축계의 정 ·동강성의 변화에 의한 운동오차도 생기게 된다.
즉 주축수의 예압상태 및 강성에 따라서 주축의 발열이 생기고, 그 열이 주축수의 요소 및 주변구조체의 열변형을 일어나게 하고, 주축계의 강성이 변화하게 된다.
이것은 또 축수발열상태의 변화를 초래해서 같은 변화를 반복하고, 주축의 도금 또는 주축의 열변위의 변동 및 운동오차를 생겨나게 한다.


그림 1은 가공정도에 영향을 주는 주축계의 에네르기흐름과 그 거동을 모델화 시킨 것이다.
그림에 나타난 것처럼, 주축계에 공급된 에네르기는 정·동적 부하 및 열 적 부하에 변환되고, 각각 역학적 에네르기계와 열적 에네르기계의 연쇄를 경유해서 전달되어 소산되어 가지만, 이들 열적 에네르기계의 역학적 에네르기계의 연쇄는 서로 영향을 주고받으면서, 주축의 운동오차 및 열변위의 시간적 변화를 일으킨다.
그 결과 공작물의 기하오차는 정적변위, 동적운동오차, 정적열변위 및 동적열변위의 종합으로 나타나게 된다.
한편, 공작기계의 구조설계를 할 때, 오래전부터 써온 힘의 흐름의 개념은 구조물의 역학적 강성을 설명하기 위한 유효한 수단이고, 그 개념에 의한 역학적 폐루프는 공작물 및 공구를 포함한 공작기계구조의 정강성 향상을 위한 지침이 되고 있다.
그러나 주축계에 있어서 각 요소의 열변위형은 이 힘의 흐름경로의 정·동강성에도 큰 영향을 주게 된다. 이러한 현상은 고속주축의 경우, 특히 현저히 나타나게 될 것이 예상되고, 또 주축계에 신소재 등을 채용하는 경우에 있어서도 같은 문제가 된다.
따라서 어떤 조건하에서 회전하는 주축계를 열변형, 열원 및 열적정계 조건이 서로 영향을 주면서 변동하는 열적 폐루프시스템(그림2)으로 파악하고, 이것을 고려한 열변형 억제대책이 검토되어, 주축계의 강성과 열적 안정성을 해치지 않는 종합적인 열변형 대책을 강구해야 한다.
이러한 관점에서 본 논문은 회전축수를 사용하는 공작기계주축계를 열적 시스템으로 거론,여러 조건하에 있어서 공작기계주축계 및 주축구동계의 동적열특성을 예측한다는 명제 위에서 유효한 시뮬레이션방법을 확립학기 위해, 우선 주축계의 열적 페루프시스템 존재를 확인하고, 그 열 특성에 커다란 영향을 준다고 여겨지는 주축수주변구조체의 영향에 대해 검토한다.
구체적으로 축수하우징, 퀼, 및 고속주축이 아탑타워 열적특성을 열적 폐루시스템에 기초하여 실험적으로 검토를 함과 동시에 동적 시뮬레이션 모델을 제안한다.
그 모델에 기초하여 복잡한 운전조건 및 주변환경의 변화에 대한 주축계의 동적 열특성에 대한 수치시뮬레이션을 행하여 그 타당성을 확인하고 있다.

2. 주축계 구조의 열변형억제효과인 열적 폐루프개념에 대한 해명
본 장에서는 우선 열적폐루프개념의 타당성을 주축, 축수의 내·외륜, 전동체 및 축수하우징에서 구성된 주축계 모델을 써서 실험적으로 명확하게 파악하게 하고 있다.
이어서 개념의 유효성을 명확히 하기 위해 종래 써 온 축수하우징 및 퀼구조의 열적특성을 주축수주변구조체의 냉각효과 시점에서 명확히 파악하기 위해, 주축계에 있어서 경우 하나의 열변형 억제대책을 제시하고 있다.
또 고속주축아답타의 열적 특성을 검토하고, 그 촌법, 형상의 영향 및 열변형 완화효과 등에 대해 고찰하고 있다.

2.1축수하우징의 및 퀼구조의 열적 특성
축수집도록, 전동체, 주축, 축수하우징 및 퀼의 열변형에 따른 축수의 발열변동을 중심으로 주축계에 있어서 열적 특성의 동적 특성을 검토하기 위해, 그림3에 보이는 실험장치를 써 실험을 했다.
장치는 주축모델(외경 65mm, 내경 22mm, 축수 간격 400mm) a, 주축수 e, f 및 b, 또는 축수 하우징 c에서 구성된 주축계에 치차 g를 끼워서 구동하는 것이다.
실험에서는 축수내륜 및 주축의 온도는 슬립링크 k를 끼워서 측정하는 이외에 주축이 축방향 및 반겨반향변위를 와전유형비접촉변위계 1을 써서 측정하고 있다.
또 실험대상이외의 부발생열의 영향에 의한 측정오차를 저감시키는 것을 목적으로, 각 부분에 단열재 j를 설치해 둔다. 더욱, 대표적인 축수주변 구조체로서 선정한 퀼, 또는 하우징 내에 한 쌍의 7213C형 앙귤러옥축수, 또는 HR30213형 원뿔굴림 대축술를 배면조합방식으로 장치하고, 그리이스윤활을 하고 있다.
이때 축수의 초기 축방향하중(예압)은 주축칼라에 붙인 왜게이지의 출력을 기본으로 설정하고 있다.
게다가 그림 4에 보이듯 세 방향보다 주축대 전 후면, 주축 및 퀼 같은 주축주변 구조체로 공기 송풍팬을 써서 통풍냉각을 하고 그들 냉각효과에 대해서도 검토하고 있다. 이하는 그 실험결과이다.
그림 5에는 앙귤러옥축수를 쓴 주축계에 있어서 축수예압을 변화시킨 경우 앞부분 축수위 온도 및 열류 속 경시변화를 나타내고 있다. 그림에 보이는 것처럼, 퀼구종의 경우, 축수에서 방산된 열이 퀼 내에 가득 차기 때문에 축수의 온도상승이 높다.
게다가 예압이 높아짐에 따라 축수발열이 커지기 때문에, 퀼구조와 축수하우징구조와의 온도차는 운전시간과 함께 커지게 된다. 예를 들면, 고예압조건인 2.4kN의 경우에는 퀼구조와 축수하우징구조를 비교해서 약 2배의 온도상승을 보인다.


이때 축수의 초기 축방향하중(예압)은 주축칼라에 붙인 왜게이지의 출력을 기본으로 설정하고 있다.
이것은 그림 5b에 나타난 축수외륜의 열류속에서 볼 수 있듯이, 퀼구조에서는 축수외륜에 의한 열류속의 자은 것에서도 충분히 뒷받침된다.
게다가 축수, 수축 및 축수주변구조체 열변형에 따라 축수빈틈, 그리고 축수구조력이 변화하고, 그 결과 그림에 나타난 것처럼 축수발열은 미세한 변동, 이른바 스틱슬립현상을 보이고 있다.
그리고 이 현상은 퀼구조보다 축수하우징에서 현저하다. 이것은 퀼구조의 경우, 축수주변구조체의 촌법이 크기 때문에 스틱현상이 다소 완화되어 나타나기 때문이라고 여겨진다.
역시, 축수예압이 높아짐에 따라서 축수발열 및 축수계의 구속력이 증대되고, 그들 변동이 보다 단주기가 되는 것도 확인되었다.
이들 결과는 전장에서 지적한 열적페루프의 개념이 주축계에 넓게 적용될 수 있다는 것, 또 축수주변구조체 방열특성이 좋을수록 현저하게 나타난다는 것을 시사하고 있다.
그림 6에는 고예압을 부하했을 때 전·후부 주축수의 온동 변동치를 비교해서 보여주고 있다.
그림에서 퀼구조의 경우에는 축수하우징구조에 비해서 시정수가 대라는 것을 알 수 있다. 이것은 발생한 열이 퀼 내에 축열되기 쉽고 축수 방열이 지장받기 때문이라고 여겨진다. 그리고 이것보다 축수 방열특성의 관점에서 열적조화상태에 도달하기 쉬운 것은 축수 하우징구조라고 말할 수 잇다.
게다가 매우 흥미로운 것은 퀼구조의 경우 전·후축수의 온도변동이 거의 일대일 대응으로 연동하여 생기는 것에 대해, 축수하우징구조의 경우는 운전시간 경과에 따라 각부의 온도변동은 각각 독립한 거동을 보이고 있다.
이것은 축수하우징구조의 경우, 축수주변구조체의 촌법이 작고, 게다가 번 후부가 분할되어 있기 때문에 각 부분의 열변형 차이에 의해 서로 독립적인 열적 페루프가 형성되기 쉽기 때문이라고 생각된다.
그림 7에는 주축의 회전수를 변화시킨 경우 주축의 회전 진회의 경시변화를 나타낸 것이다.
퀼구조는 주축의 회전 진회의 변동분이 작고, 동시에 운동정도가 좋은 것에 반해, 축수하우징구조는 불안정한 운동상태를 나타내고 있다. 이것은 냉각효과가 복잡한 거동을 보이는 것에 의한다고 여겨지며, 축수하우징구조의 양호한 냉각효과를 안정한 상태로 사용하기 위해서는 구조개선이 필요하다는 것을 시사하고 있다.
여기서 그림 8에는 그림 4에서 설명한 것과 같은 방법으로 냉각했을 때 전후부분 주축수의 온도변화를 나타내고 있고, 퀼구조의 경우에는 주축대후면을 냉각하면 앞부에서 전열에 의한 냉각효과가 나타내기가 어렵고, 뒷부 축수가 보다 복잡한 발열거동을 보이게 된다.
특히 퀼을 생각하면 그림 8(a)에서 보이듯이, 뒷부 축수계의 접촉상태의 변화에 따라 규칙적인 스틱슬립현상이 생기고, 시간경과와 함께 열적 역학적불안정에 의한 이상발열로 이행하는 경향이 현저하게 나타난다.




한편, 축수하우징구조의 경우는 주축 및 축수주변구조체가 냉각되어 축수요소의 열변형이 구속되기 때문에 그림 8에서 나타난 것처럼 축수발열이 무냉각시와 비교해서 증대, 이상발열을 동반한 비선형적 발열거동이 생기기 쉽게 된다.
이러한 일들은 주축계에 안이한 냉각을 했을 경우, 주축계의 열적 시스템을 불안정 화시키는 가능성이 크게 되는 것을 명시하고 있고, 열변형 억제대책을 실시할 때에는 사전에 충분한 시뮬레이션을 행하는 것도 필요하다는 것을 시사하고 있다.

2.2고속주축 아답타의 열변형 완화효과
이상과 같은 주축계의 고속주축 아답타를 장착한 경우의 열적 특성을 조사하는 것을 목적으로 그림 9에서 보이는 방법으로 그림 10에 나타난 것 같은 형상의 고속주축 아답타를 장착해서 같은 실험을 했다.
여기서 랜드 A부는 압입대(반경) 15㎛이고, 접촉 폭은 14mm로 일정하고, 랜드 B의 빈틈을 15㎛, 35㎛ 및 45㎛로 설정하고 있다.
그림 11에는 정압 및 정위치 예압시의 축방향 하중변화에 의한 아답타 장착 효과를 비장착시와 비교해서 보여주고 있다.



그림에서 어느 경우나 아답타 장착에 의한 축수 발열억제효과가 크다는 것이 확인되었다.
그러나 축방향하중의 증가에 따라 스틱슬립현상이 현저하게 나타나고, 아답타 비장착시보다 큰 오도변동폭을 보이고 있다.
특히 정압 예압법의 경우는 다른 주축계요소의 열변형이 작고, 축수의 반경방향구속만이 반복되기 때문에. 정위치예압법의 경우에 비해서, 보다 큰 첨두치로 변동을 반복하면서 평균 발열량을 약 25%감소시키고 있다.
한편, 정위치예압의 경우는 주축의 열변형효과가 부가되고, 축수구속력이 보다 장시간에 걸쳐 지속되기 때문에 차분한 온도변동특성을 보이는 것이라고 여겨진다.
한편 아답타의 반경방향빈틈을 변화시키면, 그림 12에 나타난 것처럼 축수의 초기 발열은 거의 같지만 시간 경고와 함께 온도변화에 차이가 나타나고, 그것은 랜드빈틈이 45㎛인 경우에 가장 안정한 경향을 보이고 있다.
이러한 차이는 아답타를 장착한 경우, 주축계의 열적평형상태근방에 있어서 스틱슬립현상이 생겨나기 쉽고, 게다가 온도변동폭은 아답타와 축수하우징과의 접촉상태의 큰 영향을 받기 때문이라고 여겨진다.
더욱 랜드부의 접촉폭은 박육원간 구조인 아답타의 반경방향강성에 커다란 영향을 주기 위해, 그 반경 방향을 보여주고, 그림 12에서도 밝힌 것처럼, 정상온도부근에서는 폭 21mm의 경우가 보다 안정되고 있다.
또 이와 같은 경향은 그림 중에 보이는 주축반경방향의 온도오차에서도 확인된다.
이들 결과에서 아답타 랜드부의 반경방향빈틈은 정상온도부근에서의 발열변동에, 또 그 접축폭은 아답타의 강성 및 초기 축수발열량의 영향을 주는 중요한 인자라는 것을 알 수 있다.