2007. 1. 2. 임 병호 ∙ 박 용범 ∙ 신 인수 (지도 교수 : 신 응수) 목차 제 1 장 개요 --------------------------------------------- 1 제 2 장 경주용 차량의 설계조건 ----------------------------2.1 타이어 ---------------------------------------------2.2 현가장치 및 제동장치 ----------------------------------2.3 조향장치 -------------------------------------------2.4 Alignment 및 setting ----------------------------------2.5 엔진흡기계통 ------------------------------------------ 2 2 8 16 18 22 제3장 경주용 차량 해석 및 설계 ----------------------------3.1 현가장치 --------------------------------------------3.2 제동장치 --------------------------------------------3.3 프레임 ----------------------------------------------- 26 26 56 60 3.4 동력전달장치 -----------------------------------------3.5 공기역학 설계 ----------------------------------------3.6 설계 검토 --------------------------------------------- 62 69 71 제4장 경주용 차량 제작 ------------------------------------- 73 4.1 개요 -----------------------------------------------4.2 프레임 및 현가장치 ------------------------------------4.3 차체 ------------------------------------------------4.4 흡배기 계통 ------------------------------------------4.5 너클 암 ----------------------------------------------- 73 74 79 93 96 제5장 결론 ----------------------------------------------- 97 참고문헌 ------------------------------------------------- 98 제1장 개요 최근 들어 국내에서도 자동차 경주에 대한 관심이 높아지면서 전문 운전자가 아닌 아 마추어 운전자를 대상으로 하는 경주 대회가 정기적으로 열리고 있으며 주5일 근무제의 시행에 따라 늘어나는 주말 여가시간을 이용하여 직접 스피드를 즐기려는 레이싱 동호인 들이 갈수록 증가하고 있다. 경주용 차량은 직선과 곡선 주로의 조합으로 구성된 트랙이 허용하는 한도 내에서 최고의 속도를 구현할 수 있어야 하고 동시에 운전자가 차량을 효 과적으로 제어하고 안정성을 확보할 수 있도록 설계되어야 하는데 이러한 제반 조건을 충족하기 위해서 경주용 차량의 가격은 일반 차량과 비교하여 매우 고가이다. 따라서 이러한 문제점을 해결해야만 일반 동호인의 저변을 확대할 수 있고 경주용 자 동차 시장을 활성화시킬 수 있다. 미국, 영국 등 경주용 자동차의 선진국들에서는 몇 년 전부터 가격이 저렴한 경주용 차량을 개발하기 위한 노력을 기울여 왔다. 미국의 경우, 미국 자동차 학회를 중심으로 하여 엔진의 용량을 줄이면서도 경주용 차량에 요구되는 가속 특성을 구현할 수 있는 저가형 자동차의 개발 및 실용화를 지속적으로 추진해오고 있다. 또한 영국에서는 Kit car라는 개념을 도입하여 Kit car업체가 부품을 생산하면 이 들 부품을 일반인들이 구입하여 조립한 후 공용 도로에서 운전을 할 수 있는 제도적 장 치가 이미 마련되어 있다. 따라서 Kit car를 소유한 경우 평소에는 일반 승용차로 사용하 고 주말에는 가까운 경기장을 찾아가 동호인들을 중심으로 한 여러 이벤트에 참가하며 레이싱을 즐기고 있다. 반면 국내의 경우 공용도로가 아닌 오프 로드에서 운행할 수 있는 차량은 이미 시판되 어 레저용으로 사용되고 있으나 도로상에서 운전할 수 있는 자작 자동차에 대한 규정은 아직 없다. 뿐만 아니라 일부 자동차 회사에서 경주용 차량을 출시하고 있으나 Formula-1급의 레이싱 카에 대한 설계 및 제작할 수 있는 수준에는 아직 기술적으로나 경험 측면에서 이르지 못하고 있는 실정이다. 따라서 Formula급의 소형 경주용 차량의 설계 및 제작에 관해서도 국내에서는 거의 시도된 바가 없으며 일부 대학생 연구 그룹을 중심으로 시범적으로 시도된 바 있다. 본 교재는 미국 자동차공학회 (Society of Automobile Engineering, SAE)의 규정에[1] 따라 서 1인승 경주용 차량을 설계하고 제작하는데 필요한 제반 지식과 설계 해석, 제작 방법 등에 관해 실제 사례를 포함하여 정리한 것으로 이 분야에 관심을 가진 초보자 및 유경 험자를 대상으로 쓴 것이다. - 1 - 제2장 경주용 차량의 설계조건 2.1 타이어 2.1.1 타이어 마찰 특성 타이어는 경주용 차량의 성능에 있어 50% 정도를 차지할 정도로 매우 중요한 요소이 다. 차량의 선회나 가속, 감속 등 모든 운동성능이 타이어를 통해 지면으로 전해지기 때 문에 타이어의 특성에 따라 차의 성능은 천차만별의 결과를 가져온다. 타이어의 특성을 알고 현가장치를 설계해야 차량의 성능을 최대한 끌어낼 수 있다. 경주용 차량은 일반 차량들의 주행과 다르게 타이어의 한계 마찰력까지 최대한 이용하여 달려야 한다. 그것 이 서킷을 가장 짧은 시간에 돌 수 있는 방법이 되며 경기에서 우승할 수 있는 기회를 잡게 해준다. Fig. 1과 같이 타이어는 동일한 노면 조건에서 차량의 하중에 따라 마찰계수(μ)가 변 화한다. 타이어의 폭을 넓히게 되면 지면과 닿는 면이 넓어져 타이어 단위 면적당 하중 분포가 작아지게 되는데 이는 타이어의 마찰계수를 증가시키고 곧 cornering force의 증 가로 연결 된다. Fig. 2를 보면 마찰계수가 하중에 따라 변화하기 때문에 타이어에 작용 하는 수직하중에 따른 타이어 접지력(tire force)이 완전히 비례하게 증가하지 않음을 알 수 있다. 타이어를 한계 마찰계수까지 사용하게 되면 타이어의 slip이 일어나게 된다. Slip은 타 이어의 횡방향과 종방향에 대해 각각 설펴보면 횡방향의 slip은 미끄럼각(slip angle, SA)과 관련이 있고 cornering force에 영향을 미치는 반면, 종방향의 slip은 가속과 감 속에 영향을 미친다. Fig. 1 Coefficient of tire friction vs. vertical tire load - 2 - Fig. 2 Tire force vs. vertical load SA는 타이어의 성능을 최대한 끌어내기 위해 알아야 하는 타이어의 중요한 특성인데 선회 시 타이어의 회전방향과 실제 타이어의 진행방향 사이의 각(angle)으로 정의 된다. Fig. 3을 보면 4가지 타이어의 SA와 마찰계수의 관계를 나타내고 있다. 공통적인 특징은 SA가 어느 정도 이상의 각이 형성 되었을 때 마찰계수가 최대가 되고 각이 증가함에 따 라 마찰 계수가 유지 되다 다시 마찰 계수가 떨어지는 현상을 가지고 있다. Fig. 3 Coefficient of tire friction vs. slip angle - 3 - 무리한 선회를 위해 무조건 steer wheel을 돌려 한계 SA를 넘기면 차는 원하는 만큼의 곡선 주로를선회 하지 못하게 된다. 또한 타이어는 camber 값의 변화에 따라 마찰계수 가 달라지는데 Fig. 4를 보면 positive camber에서 negative camber로 갈수록 마찰 계 수가 증가함을 알 수 있다. 이러한 현상은 차량의 rolling시 suspension geometry의 변 화와 맞물려 wheel alignment setting에 중요한 요소가 된다. 타이어는 지면과 맞닿아 있을 때 전후 및 좌우로 동일한 마찰계수를 가지며 이를 최대 한 사용할 수 있어야 서킷에서 좋은 기록을 낼 수 있다. Fig. 5는 우회전시 타이어 접지 력의 방향과 traction circle이며 Fig. 6은 금호타이어 광주연구소에서 제공한 F-125와 F-SAE용 타이어(Power max, S700)의 SA와 마찰 계수와의 관계를 나타낸 자료이다. Fig. 4 Coefficient of tire friction vs. camber Fig. 5 Tire force & traction circle - 4 - Fig. 6 Friction Coefficient of Kumho tire 2.1.2 타이어 하중이동 특성 타이어의 하중 이동(load transfer)은 차량을 이해하는데 있어서 매우 중요한 부분이 다. 하중 이동이 적게 일어날수록 타이어가 가지는 cornering force의 합이 커지고 corner에서 안정적이고 빠를 수 있기 때문이다. 예를 들어 800 lb의 하중이 좌우 타이어 에 균일하게 나뉘어 작용할 경우 각각의 타이어에는 400 lb의 수직하중이 걸리는데 이 때의 타이어 마찰계수는 Fig. 1로부터 1.4가 됨을 알 수 있다. 따라서 마찰력은 다음과 같다. F = 1.4 x 400 x 2 = 1120 lb 그런데 80%의 하중이 바깥쪽 타이어로 이동한다고 가정해보면 바깥쪽 타이어에 걸리는 하중은 아래와 같다. 400 lb + 400 lb x 0.8 = 720 lb 반면 안쪽 타이어에 작용하는 하중은 그만큼 줄어들어 80 lb가 된다. 이 경우 Fig. 2로부 터 바깥쪽 타이어와 안쪽 타이어에는 각각 936 lb와 120 lb의 cornering force가 발생 하며 따라서 cornering force의 합은 1056 lb로 하중 이동이 일어나지 않았을 때에 비 해 cornering force가5.7% 감소한다. 하중 이동과 깊이 연관되어 있는 것이 차의 무게인데 차의 무게가 작을수록 운동성능 은 좋아진다. Engine torque가 380 lb-feet, gear ratio가 6.03 : 1, 동력 전달 효율이 85%, 타이어 반경이 1.1 feet, 그리고 무게가 1900 lb인 차량의 가속력(acceleration thrust)와 가속률(rate of acceleration)은 각각 다음과 같다. - 5 - Acceleration thrust = ( 380 x 6.03 x 0.85 ) / 1.1 = 1770 lb Rate of acceleration = 1770 / 1900 = 0.93 g 가속률을 높이기 위해 가장 손쉬운 방법은 차의 무게를 줄이는 경량화 작업이다. 그 이 유는 차의 cornering 시 원심력에 의해 하중 이동이 안쪽 타이어로부터 바깥쪽 타이어로 일어나게 되는데 위에서 살펴본 바와 같이 하중 이동이 클수록, 즉 차체의 무게가 더 많 이 나갈수록 cornering force의 감소률이 커진다. 따라서 타이어의 조건이 동일할 경우 더 빠르게 corner를 돌기 위해서는 차의 질량, 즉 무게를 낮추는 것이 해결 방법이 되는 것이다. 하중 이동에서 중요한 요인이 또 있는데, 바로 질량 중심(center of gravity, CG), track, wheel base이다. Load transfer = acceleration × weight × CGheight Track or wheelbase width CG는 낮을수록 pitching moment가 적어지며 track 및 wheel base는 넓어질수록 하중 이동이 적어서 cornering 성능이 향상된다. Fig. 7은 이를 잘 보여주고 있다. 연료는 소 모되는 무게로 가변적이기 때문에 하중 이동에 영향을 최소화할 수 있는 곳, 즉 CG 근처 에 연료 탱크를 배치하는 것이 가장 효과적이다. 2.1.3 타이어 공기압 타이어의 공기압이 높으면 타이어가 부풀려져 타이어 가운데에서 고열이 발생하고 접 지력이 저하된다. 반대로 공기압이 낮으면 무른 반응이 나타나고 tread 중앙이 오목하게 되어 접지력이 저하된다. 앞 타이어의 성능이 저하되면 under-steer가 나타나게 되므로 운전 중에 주행 라인을 바꾸어 타이어를 보호해야 하는데 이러한 현상을 방지하기 위해 서 over-steer에 가깝게 setting하는 방법이 있다. 뒤 타이어의 성능이 저하되면 oversteer가 나타나게 되는데 stabilizer를 setting하여 문제를 해결 할 수 있다. - 6 - Fig. 7 Cornering force/power vs. load transfer - 7 - 2.2 현가장치 및 제동장치 2.2.1 현가장치 현가장치(Suspension)는 차체(chassis)와 타이어를 연결해주는 중간 요소로서 차의 운 동성능과 매우 중요한 관련을 가지고 있다. 특히 지금까지 발전되어온 현가장치 중 Fig. 8에 보이는 바와 같은 double wishbone suspension은 차량의 tire가 각각 독립적으로 운동할 수 있고, rolling과 bump등에 의해 일어나는 camber, roll center, track의 변화 에 능동적으로 제어할 수 있어 운동성능을 극대화 하는데 매우 효과적인 것으로 알려져 있다. Fig. 8 Typical suspension with double wishbone 2.2.1.1 Double wishbone suspension의 분류 Double wishbone suspension은 기하학적 구조에 따라 다음과 같이 분류할 수 있다. (1) Equal length and parallel links Fig. 9는 길이가 같고 평행한 링크로 구성된 double wishbone 현가장치로서 track이 동일한 조건에서 Fig. 9(a)는 링크의 길이가 짧은 경우와 Fig. 9(b)는 링크 길이가 긴 경 우에 차량의 정지 상태, bump (또는 droop), rolling, bump & rolling의 경우에 camber, track, roll center의 변화를 표현한 것이다. 두 경우 모두 bump (또는 droop)시 camber의 변화가 없어 가속과 감속에서 좋은 성 능을 보여주지만 roll이 일어나거나 bump & rolling이 동시에 일어날 경우 roll center의 변화가 심하게 일어나는 공통된 특징이 있다. - 8 - (a) Short links (b) Long links Fig. 9 Double wishbone suspension with equal and parallel links 그러나 rolling시 링크 길이가 짧은 경우 camber와 track의 변화가 크게 일어나는 반면 링크 길이가 긴 경우는 상대적으로 변화가 적게 일어남을 알 수 있다. track의 변화는 차 량을 불안정하게 만들며, 하중이 가해지는 타이어의 camber가 (+)로 변할 경우 앞 2.1 절에서 살펴본 바와 같이 타이어의 마찰계수를 떨어뜨리게 되어 바람직하지 않다. 또한 roll center와 CG간의 거리가 멀어져 roll moment가 커지게 되어 안정성을 저하시킨다. (2) Unequal and parallel links Fig. 10(a)는 상하 링크의 길이가 다르고 평행한 double wishbone suspension이 장착된 차량이 정지 상태, bump (또는 droop), rolling, bump & rolling의 경우에 camber, track, roll center의 변화를 표현한 것이다. 이러한 시스템은 track의 변화는 거의 없지 만 bump, droop시 negative camber로의 변화가 있어 가속과 감속에 영향을 준다. roll 이 일어날 경우, 또 roll과 bump가 동시에 일어날 경우 roll center의 변화가 적게 일어 나지만 하중이 가해지는 타이어는 positive camber를, 하중이 감해지는 타이어는 negative camber를 가지기 때문에 전체적인 cornering force가 떨어진다. 또 roll - 9 - center와 CG간의 거리가 멀어 roll moment가 커지게 된다. (3) Unequal and non parallel links Fig. 10(b)는 상하 링크 길이가 다르고 평행하지 않은 double wishbone suspension이 장착된 차량이 정지 상태, bump (또는 droop), rolling, bump & rolling의 경우에 camber, track, roll center의 변화를 나타낸다. Bump나 droop시 negative camber가 나타나며 track의 변화는 다른 시스템보다 큰 편이다. 그러나 roll center의 변화가 적고 roll center가 높아 roll moment가 적으며 bump와 roll이 동시에 일어날 때 하중을 받는 타이어가 negative camber를 가지게 된다. Long link suspension은 선형적인 휠의 움 직임과 적은 camber의 변화를 가져 운동성능에 도움을 준다. Swing arm의 증가는 bump와 droop시 camber의 변화와 CG에 관한 roll center 상하 움직임을 줄여주지만 roll center의 좌우 움직임은 늘린다. (a) Parallel (b) Non-parallel Fig. 10 Double wishbone suspension with unequal links - 10 - 2.2.1.2 Wheel rate Wheel rate는 suspension, spring, bellcrank의 설계에 매우 중요한 요인이다. 특히 shock absorber와 밀접한 관련이 있는데 suspension geometry에 따른 spring의 선정 에 중요하다. Fig. 11은 motion ratio와 wheel rate의 정의를 설명해주고 있다. Motion ratio = wheel travel / spring travel Wheel rate = spring rate / (motion ratio)2 Fig. 12는 spring axis(push-rod)의 위치가 다름에 있어 wheel travel의 증가에 따라 spring travel, wheel rate의 변화를 보여주고 있다. Fig 12(a)에서는 wheel rate가 증 가하지만 Fig. 12(b)에서는 wheel rate가 감소함을 볼 수 있다. 이것은 wheel travel변 화에 따른 spring 사용범위가 점점 커지는지 작아지는지를 판단 할 수 있다. 즉, wheel rate의 증가는 motion ratio가 점점 감소한다는 것인데 wheel travel의 변화에 spring이 민감하게 반응해준다는 의미가 된다. wheel rate는 차의 무게와 마력 당 무게비, tire의 특성, track의 성격, driver의 특성을 고려해야 한다. Fig. 11 Motion ratio and wheel rate - 11 - (a) Increase in wheel rate (b) Decrease in wheel rate Fig. 12 Effect of spring geometry on wheel rate - 12 - 2.2.2 충격흡수기 충격흡수기(Shock absorber)는 chassis와 suspension의 중간에 위치하는 요소로서 지 면에서 가해지는 충격(운동 에너지)을 흡수(열 에너지를 공기중으로 발산)하여 승차감을 좋게 하고 차의 안정성을 유지시켜주는 역할을 한다. 감쇠기(damper)가 없이 스프링만으 로 이루어진 경우 충격흡수기에서 에너지를 흡수해 주지 못하고 차체의 고유진동수에 의 해 요동하며 타이어 성능저하로 이어지게 된다. 반면, oil이나 gas가 든 damper가 있는 경우 스프링으로 전달된 운동 에너지는 차체에 전달되기 전에 감쇠기를 통해 외부로 발 산된다. Fig. 13은 linear type(sports car용)과 degressive type(승용차 용)의 damper에 대한 감쇠력과 저항 하중관계를 보여주고 있다. Damper의 compression은 spring rate보다 약하게, rebound는 spring rate수준으로 강하게 작용하도록 하는 것이 기본 setting이다. 일반 차량에서 linear type damper는 낮은 120mm/s, 68kg 작용하중 이하에서는 제 역 할을 할 수 없기 때문에 작은 충격 하중에 대해서는 포기하고 damper의 감쇠력의 초기 동작값을 hard하게 setting한다. 그래서 linear type은 특성상 soft한 영역을 차단해둔 hard type이 불가피한 현실이다. Fig. 13에서 점선처럼 적은 충격량에서부터 damper가 반응하고 점차 감쇠력과 작용하중이 정비례하는 가상의 suspension setting을 찾는 경우 저속의 승차감과 고속의 안정성을 얻을 수 있다. Fig. 13 Comparison of damping forces - 13 - Shock absorber를 차에 적용할 경우에는 suspension travel과 frame에 고정되는 위 치를 고려해야 하며, suspension travel에 맞게 shock absorber의 stroke를 최대한 활 용 할 수 있어야 한다. 또한 shock absorber는 운동 에너지를 열 에너지로 바꾸어 주기 때문에 냉각이 안 될 경우 oil의 점성 상실과 기포생성을 야기 시킬 수 있으므로 공기가 잘 통해 식혀 줄 수 있어야 한다. 2.2.3 제동장치 레이싱 카의 경우 경주용 트랙 한 바퀴를 도는 동안 10 % 정도는 제동(brake)하는데 소요된다. Brake 시간을 줄이는 것이 lap time을 단축시킬 수 있는 관건이 된다. Brake 는 성능도 중요하지만 driver의 대담함, 일관성, 제어능력 또한 중요하다. Brake는 tire의 감속능력보다 큰 제동력을 가져야 하며, 제동에 거는 힘은 쉽게 lock 이 걸려 cornering시 운동성능이 저해되지 않도록 알맞아야 한다. Pedal은 300lb(140kg)정도의 하중을 견디고 driver의 신체에 맞게 제작되어야 하며 앞뒤 brake 의 balance를 쉽게 조절할 수 있도록 고려해야 한다. Fig. 14에서 보듯이 brake pedal 고정점과 balance bar의 비율은 3:1~5:1 정도로 하며 balance bar의 front, rear의 brake 비율은 차량 전후 무게 배분이 50 : 50에 가까운 경우 5.5 : 4.5 ～ 6 : 4정도로 setting하게 된다. Fig. 15는 balance bar를 이용해 전후 brake balance조절 방법을 보 여주고 있다. Fig. 14 Brake pedal ratio - 14 - Fig. 15 Bias bar mechanism with bias adjustment 차량의 brake system은 유압을 이용하여 발의 힘을 brake disk로 보내 제동한다. 이 러한 점에서 pedal의 고정비, disk size, master cylinder bore, caliper piston bore, brake pad를 고려하여 적용하는 것이 중요하다. 힘 면적, 압력의 관계식 P=F/A에 의해 master cylinder는 bore가 작을수록 큰 압력을 가지게 되며, bore size가 다른 master cylinder의 경우 같은 oil의 양을 이송시키기 위해 작은 bore의 cylinder rod는 큰 bore 의 cylinder rod보다 많이 움직여야 한다. 반대로 caliper piston은 같은 압력을 받았을 때 bore가 커야 큰 힘으로 brake pad를 밀어 큰 제동력을 가질 수 있게 된다. Brake pad는 soft할수록 마찰계수가 높고 낮은 온도에서 성능을 발휘하기 시작하나 마모가 심한점이 있다. Hard brake pad는 마찰계수가 낮고 고온에서 성능을 발휘하며 적은 마모성을 가져 빠르고 무거운 차량들에 사용된다. Brake pad는 무조건 마찰계수가 높다고 좋은 것이 아니며 차량의 무게와 주행거리 등을 고려하여 선택해야 한다. - 15 - 2.3 조향장치 2.3.1 조향 원리 Steering에 기본이 되는 것은 Ackerman steering principle이다. Fig. 16에서와 같이 조향축과 후륜축 중앙을 연결하여 만들어진 조향위치에 의해 타이어는 내륜과 외륜이 각 기 다른 각을 가지며 하나의 점을 기준으로 선회하게 된다. 그러나 실제 레이싱 자동차 의 타이어는 Fig. 17에 보이는 바와 같이 slip angle을 가지고 운동하기 때문에 이를 고 려한 steering setting이 필요하게 된다. Fig. 16 Ackermann steering Fig. 17 Ackermann steering with slip angle - 16 - 2.3.2 조향 특성 Corner 진입 시 Ackerman steering에 의한 understeer는 toe out setting이나 bump 에 의한 toe out으로 줄일 수 있으며 조향위치를 바꿈으로서 조향 특성을 바꿀 수도 있 다. 또한 slip angle이 나타나는 상황에서 neutral steer, under steer, over steer는 쉽 게 표현 될 수 있다. Fig. 18에 보이는 바와 같이 외륜의 front, rear tire가 slip angle 이 같은 경우에 neutral steer가 되며 Fig. 19에서처럼 front보다 rear의 slip angle이 커질 경우 over-steer가, rear보다 front의 slip angle이 커질 경우 under-steer가 발생 된다. Neutral-steer의 경우 Ackerman steering에 의해 진원이 그려지지 않고 center point가 옆으로 옮겨지는 것을 볼 수 있는데, 이 center point가 front/rear tire의 slip angle이 같아지는 point임을 의미 한다. Fig. 18 Neutral steer - 17 - Fig. 19 Under-steer and over-steer 2.4 Alignment 및 setting Steering을 포함한 alignment는 차량의 운동 성능에 있어서 매우 중요한데 setting이 제대로 이루어지지 않은 차량은 잠재적인 성능을 최대한 끌어내지 못하기 때문이다. 2.4.1 Alignment Front의 지나친 toe in은 제동 시 over bump를 일으킬 수 있으며 front의 지나친 toe out은 제동 시 불안정을 가져오게 된다. Rear의 지나친 toe in은 rear의 가볍고 불안정 한 corner진입의 원인이 되고, rear의 지나친 toe out은 corner 탈출이나 직선에서 power over steer를 일으킬 수 있다. Caster angle이 커질수록 지면 반응을 많이 느끼게 되고 조향 복원력이 커지게 된다. 반대로 angle이 작아지면 조향이 지나치게 민감해지고 복원력은 작아지게 된다. Front upright의 좌우 caster angle이 같지 않으면 조향 효과가 틀리게 되며, 직선에서 caster angle이 큰 쪽으로 차는 기울어지게 된다. Camber angle이 지나친 negative일 경우 지면과 tire의 접촉 면적이 적어져 tire안쪽 - 18 - 이 많이 닳게 되며, front tire는 제동력 저하, rear tire는 가속력 저하가 나타난다. 일반 적으로 tire는 내측과 외측의 온도차가 5～15℃되도록 camber setting을 한다. 반대로 지나친 positive camber일 경우 tire바깥쪽이 뜨거워지면서 닳게 되고 corner에서 chassis의 지나친 rolling과 그에 따른 roll camber 보상이 적게 되면서 under steer와 traction 저하를 일으키게 된다. Front의 bump steer에 의한 지나친 toe in은 corner 진입 시 over bump와 tire slip angle 초과로 인해 under steer를 일으킨다. 또 Bump steer에 의한 지나친 toe out은 제동 시 차를 불안정하게 만들고 corner 진입 후 under steer를 유발한다. Rear의 bump steer에 의한 지나친 toe in은 corner 진입 시 roll under steer를 일으키고 rear 를 불안정하게 만든다. 반대로 지나친 toe out은 power over steer를 일으킨다. 2.4.2 Under-steer 및 over-steer Under-steer가 없다가 corner 진입 후 under-steer가 일어나는 것은 불충분한 track, 강한 stabilizer, 낮은 roll center에 의한 roll moment 증가 등으로 인해 과도한 load transfer가 원인이 된다. 또 불충분한 shock bump와 외륜의 지나친 positive camber는 cornering force를 떨어트리며, 과도한 braking이나 너무 늦은 braking, 지나친 roll강성 저하는 lateral, diagonal load transfer를 증가시켜 under steer의 원인이 된다. Over-steer는 rear suspension의 travel 한계가 작거나 rear spring, stabilizer가 강 했을 때 일어나며, front stabilizer 손상 시에도 over steer가 일어나게 되는데 이것은 front stabilizer가 손상되어 front rolling을 제어하지 못해 diagonal load transfer가 크 게 일어나고 이때 rear 외륜에 과도한 하중이 걸리기 때문이다. Rear camber의 갑작스 런 변화 또한 over steer에 영향을 주므로 suspension geometry 설계 시 고려해야 할 사항이다. 2.4.3 Cornering speed Cornering speed를 증가시키기 위해서는 load transfer, tire, spring, stabilizer를 고 려한 setting이 되어야 한다. Track width, CG height, roll center height, roll stiffness등은 lateral load transfer에 영향을 미치며 lateral, diagonal load transfer에 의해 tire에 가해지는 vertical load와 동적 camber 변화는 tire의 마찰계수에 영향을 미 친다. 또 slip angle이 증가 할수록 cornering force는 증가하나 이에 비례하여 drag가 증가하기 때문에 최대의 cornering power보다 corner에서 가속할 수 있는 것이 중요하 다. Spring과 stabilizer가 강해질수록 load transfer는 커지며 tire의 성능 한계를 넘어서 게 될 수 있으므로 tire, spring, stabilizer의 최대 성능점을 찾아야 한다. - 19 - 2.4.4 불안정성 (Instability) 직진시의 불안정은 rear toe out, bump steer, chassis의 파손 등이 원인이 될 수 있 다. 차의 반응이 매우 빠르고 잘 미끄러지는 것은 stabilizer가 강하거나 지나친 tire공기 압이 원인이 될 수 있다. 제동시의 불안정은 잘못된 toe in, out이나 camber, brake bias가 원인이 된다. 2.4.5 충격흡수기 Shock absorber의 part중 spring은 차량의 중량과 rolling등을 고려해서 적용해야 하 며 hard spring을 front에 장착할 경우 corner 진입 시 under-steer의 원인이 되고 bump가 되지 않으며 rear에 장착할 경우 corner 탈출 시 accel을 전개하면 over-steer 와 함께 wheel spin을 일으키게 된다. 반대로 soft spring을 적용할 경우 전체적으로 차량의 움직임이 둔해지고 따라서 반응 이 늦어진다. 이 spring을 front에 장착할 경우 bump에 의해 바닥이 지면에 접촉될 수 있으며 corner진입 시 지나친 roll과 함께 초기 under-steer를 유발 할 수 있다. rear가 soft한 경우 지나친 squat, camber의 변화로 인해 traction에 영향을 주게 된다. Hard stabilizer의 경우 front 장착 시 load transfer가 증가하여 under-steer를, rear 장착 시 over-steer와 wheel spin, slide를 일으킨다. Damper의 감쇄력이 지나칠 경우, track의 연석처럼 불규칙한 노면에서는 노면 충격을 흡수하지 못하게 되어 차는 불안해지고 미끌어질 수 있다. 반대로 감쇄력이 무른 경우 차는 떠다니는 느낌으로 bump후 불안정해지며 반응이 느리게 된다. 또 rolling이 빠르게 진행되고 복원되는 reaction은 느려지게 된다. 2.4.6 Suspension geometry Roll axis와 mass axis가 교차될 경우 불안정한 chassis의 rolling과 load transfer를 초래한다. Rear에서 mass axis가 roll axis보다 높고 교차될 경우 rear의 load transfer 의 증가로 인해 over-steer가 발생하며, front에서 mass axis가 roll axis보다 높고 교 차될 경우 under-steer가 발생된다. track의 크기에 따라 load transfer의 크기가 변하 기 때문에 circuit의 특성을 고려한 설계가 이루어져야 한다. - 20 - 2.4.6 Seat position 차는 사람이 타는 기계장치이기 때문에 사람이 가장 중요한 고려 대상이 된다. 운전자 는 편안한 자세에서 driving에 전념할 수 있도록 차량을 설계해야 한다. 그리고 일반 차 량도 그렇지만 경주용 차량의 특성상 매 순간에 빠른 판단이 요구 되므로 많은 정보 (tachometer, 수온, 유온, 변속 lamp, rear view mirror, corner 진입 point 등)를 빠르 게 인식하고 판단, 대처 할 수 있어야 한다. Fig. 20는 신장 180cm 인체 평면 모형을 나타낸 것이다. Formula car는 이러한 평면 모형을 통해 저중심 seat를 설계하여 편안한 driving과 함께 CG point를 낮춤으로써 운 동성능을 향상시키고 있다. 또한 seat의 등 접촉 부분을 최대한 사람의 등과 일치시켜 rear의 운동 특성을 등으로 느끼도록 하여 빠른 대처능력을 발휘 하도록 해야 한다. Fig. 20 Typical dimensions of a seat position 2.4.7 Engine Engine은 차를 움직이는데 매우 중요한 요소로 setting을 어떻게 하느냐에 따라 운동 성능에도 크게 영향을 미친다. Engine이 최적 성능을 낼 수 있는 수온과 유온은 90℃전 후 이며, 온도가 너무 낮으면 제 출력이 나오지 않고 온도가 높아지면 engine blow로 이 어지게 된다. Engine의 온도 유지만큼 이나 중요한 것은 연료 분사량 조절이다. 연료를 과급(rich)하 게 되면 throttle반응이 좋아지지만 연료 소비가 많아지고 power는 떨어지게 된다. Injection type의 경우 연료 분사량을 조절하기 위해 lambda sensor로 얻어지는 data를 통해 분사량을 조절하면 된다. Lambda sensor가 없는 경우 매연의 색깔을 가지고 확인 하게 되는데 light grey 와 white 사이에 있으면 정상이다. Carburetor type의 경우 분 사량 조절이 힘들며 0.8g 이하의 cornering power내에서 사용하게끔 제작 되어 경주용 - 21 - 차량에 사용하기 힘든 점이 많다. 경주용 차량의 engine은 즉각적인 반응이 생명인데, 특히 corner 탈출 시 늦은 throttle 반응은 경쟁력을 떨어뜨리게 된다. 이러한 throttle의 늦은 반응의 원인은 idle 에서의 공연비가 맞지 않기 때문이다. Engine에서 tire로 힘을 전달해주는 drive train은 중간에 동력손실이 최대한 없도록 간단하고 정확하게 구성되어야 한다. 보통 drive train에서 1kg의 감량은 차체에서 12kg 정도 감량한 효과를 본다. 그만큼 drive train에서의 감량과 동력손실의 최소화는 차량의 성능과 직결되는 것이다. Engine의 성능이 아무리 좋다고 하여도 gear ratio가 실제로 달리게 될 track과 맞지 않는다면 경쟁력 있는 차량이 되지 못한다. Gear ratio를 setting 하기 위한 조건으로는 torque와 BHP(제동 마력)을 고려한 tachometer의 활용 영역을 알아야 하고, 실제 차량이 주행할 track의 성격을 파악해야 한다. 마지막으로 RPM에 따른 gear ratio와 속도의 관계를 파악해야 한다. 속도( km/h ) = 2π ×rpm×타이어 지름( mm)×60 기어비×감속비×1000 2.5 엔진흡기계통 2.5.1 인테이크 인테이크는 공기를 흡입하여 엔진의 각 실린더로 연료와 혼합하여 연소를 유도하는 중요 한 장치이다. 인테이크를 어떻게 설계하느냐에 따라 엔진의 성격이 바뀌며 출력에도 많은 영향을 미친다. 인테이크의 크기, 길이와 형상 등에 따라 충진 효율이 다르며 각각의 실린 더에 흡입되는 양이 다를 수 있다. 인테이크의 길이를 길게 설계 하면 중저속 RPM영역에서 공기의 관성효과로 인해 많은 공기를 빨아 들여 좋은 출력을 발생시키고, 인테이크의 길이를 짧게 설계하면 고속 RPM영 역에서 좋은 출력을 발생시킨다. 그리고 인테이크 길이가 짧게 설계 되면 맥동의 영향을 쉽 게 받아 좋지 않은 영향을 미치기도 하고 길게 설계 되면 스로틀에 의한 응답이 느려지게 된다. 인테이크는 어떤 목적의 엔진에 설계하느냐에 따라 많은 차이를 나타내게 된다. 예를 들 어 일반 승용차 같은 경우는 중저속 RPM에 맞추어 안정적으로 설계하며 레이싱카 같은 경 우는 고 RPM에 맞추어 고출력을 낼 수 있게 설계한다. - 22 - 2.5.2 인테이크 매니폴드 흡기 매니폴드 시스템 설계에서는 유동의 맥동 성질이 갖는 이점을 이용하여야 한다. 동 시에 여러 실린더로부터 하나의 파이프로 맥동을 보내면 유동손실을 증가시키기 때문에 바 람직하지 않다. 그러나 위상이 다른 두 개 또는 세 개의 실린더를 하나의 매니폴드에 연결 하는 것은 괜찮다. 연결부가 있을 때 압축파는 팽창파가 되어 역으로 반사된다. 배기 매니 폴드의 경우에는 팽창파가 배기밸브 열림 말기에 배기밸브로 되돌아오면 연소생성물을 소 기하는 데는 도움을 주기도 한다. 또한 흡기밸브도 열려 있으면 흡입과정에 도움이 된다. 설계 시에 압축파와 팽창파가 서로 상쇄되는 것은 피하여야 한다. 흡기 매니폴드의 길이에 따라 맥동 유동의 최대 이점을 얻을 수 있는 엔진회전속도는 달 라지게 되므로 적절한 매니폴드의 길이를 정하는 것이 중요하다. 또한 매니폴드 설계 시 흡 기 관성효과를 고려하여야 충진 효율을 높일 수 있다. 흡기의 관성효과는 공기가 압축성 유 체이기 때문에 발생되는 현상이다. 흡기밸브가 열려 피스톤이 하강하면 실린더 내에 부압 이 발생하여 관내의 공기는 실린더를 향하여 밀려든다. 피스톤이 하사점을 난 후에도 열려 있으면 공기의 관성에 의해 실린더내의 압력은 대기압보다 높게 된다. 압력이 피크에 도달 했을 때, 밸브가 닫히면 피스톤이 이동하여 변화한 용적 이상의 공기를 흡입한 것과 같은 효과를 얻을 수 있는데 이것이 관성 효과이다. 흡기관이 길어지면 공기의 관성 흐름의 거리가 증가되어 관내를 통과하는 시간도 길어진 다. 즉 흡기행정 시간이 긴 저속에서는 관성효과가 분명하게 나타난다. 정도 이상의 공기가 들어가면 그 만큼 많은 연료를 연소시킬 수 있기 때문에 피스톤에 작용하는 압력이 높아지 면 토크가 커지나, 그와 반대로 고속의 경우에는 아직 흡기가 관성 흐름 중에 흡기밸브가 닫히기 때문에 충분히 공기를 흡입할 수 없게 된다. 매니폴드의 직경을 가늘게 해도 똑같은 현상이 발생된다. 이는 저항에 의해 공기가 일단 스프링과 같이 늘어난 다음 힘차게 가속되 기 때문이라고 생각할 수 있다. 역으로 매니폴드를 짧게 하면 1회의 흡입시간이 짧은 고속에서 동조되어, 고속 토크가 개선되고 고속 출력은 크게 되지만 저속 토크가 희생되는 것을 피할 수 없다. 실제의 흡기 계통에서는 컬렉터 부분이나 그 이전의 덕트 내에서의 공기의 운동에 영향을 받는다. 2.5.3 써지 탱크 써지탱크는 엔진의 흡입력을 저장하는 진공을 생성하는 곳이기도 하고 엔진에 유입되기 전 공기를 1차적으로 저장하는 공간이 되기도 한다. 써지탱크는 단지 공기를 유입하기 위 해서만 사용하는 것이 아니라 차량의 여러 전장품들이 진공에 의해 작동되도록 하는 원동 력을 제공하는 부분이다. 출력에 비해 지나치게 큰 서지탱크는 진공도가 떨어져서 반응 저 하가 일어날 수 있으며, 반면에 작은 서지탱크는 진공용량의 부족으로 전체 출력이 떨어지 고 전장품들의 작동이 원할하지 못하게 되는 원인이 될 수 있다. 써지탱크의 용량은 배기량 - 23 - 의 3배 이상이 적당하고 무한 평면에서 공기가 흡입되도록 하는 것이 좋으나 그러한 경우 정압을 이용한 출력 향상을 기대하기 어렵게 되는 면도 있다. 레이싱 카의 경우는 출력 제한을 위한 리스트럭터를 의무화하여 써지탱크 내에는 상상을 초월하는 기압의 변동과 정상파가 존재한다. 그리고 차량의 움직임에 따른 동압도 발생한 다. 한 실린더가 흡기행정일 때 서지탱크 내의 압력이 높으면 그 실린더는 과다한 공기를 흡입하게 되며, 마치 출력을 내는데 좋은 경우처럼 보일지 모르지만 결코 그렇지 않다. 공 급되는 연료량이 모든 실린더마다 일정할 것이므로 여분의 공기를 흡입한 실린더의 공연비 가 희박하게 된다. 반대로 어느 한 실린더가 흡입할 때 써지탱크 내의 압력이 낮으면 그 실 린더는 농후하게 된다. 다음에 써지탱크 내에 정상파가 발생할 경우, 그 정상파의 배후에서 공기를 흡입하는 실 린더로 여분의 공기가 들어가게 된다. 당연히 파의 마디가 형성되는 곳이 매니폴드의 입구 가 있는 실린더에 흡입하는 공기의 밀도는 낮게 된다. 이러한 현상은 엔진의 회전수에 따라 변화하기 때문에 처리하기 힘들다. 2.5.4 에어 혼 및 에어 클리너 전자제어식 연료분사장치의 흡기 매니폴드는 실린더별로 브랜치가 있는 독립형이 일반적 이며 그 브랜치의 상류에 컬렉터와 연결되어 있다. NA엔진의 경우는 독립된 브랜치의 선단 에 에어 혼을 설치하여 써지탱크에서 직접 공기를 빨아들이도록 되어 있다. 에어 혼에서 테 이퍼가 되어있지 않으면 토크의 피크점이 저속 쪽으로 이동하여 고속 토크를 회생하게 된 다. 반면에 테이퍼를 주면 브랜치의 길이가 무한히 다단계화하는 효과가 있다. 흡기의 관성 효과는 흡기 계통의 입구와 상사점에 있는 피스톤 헤드 사이의 거리에 의해 영향을 받는 탄성진동 현상이다. 따라서 이 거리가 일정하면 공진이 주로 일어나는 엔진회전수가 정해 지지만 흡기계통의 입구가 무한하면 공진이 일어나는 회전수가 한곳이 아니고 그 전후로 넓혀진다. 일반적으로 에어 혼을 짧게 하면 고속 토크가, 길게 하면 중속 토크가 개선된다. 에어 클리너를 통과할 때 저항의 증가로 인하여 압력 손실이 발생하며 이에 비례해서 공 기 밀도가 낮아지기 때문에 그 만큼 충전효율이 저하된다. 에어 클리너 엘리먼트의 메시가 작은 것이 여과 효율은 높지만 통기 저항이 커진다. 여과 저항을 감소시키기 위해서는 공기 의 통과 면적을 크게 하여야 한다. 즉, 엘리먼트의 메시를 크게 하거나 여과 면적을 크게 하 는 경우이다. 실차의 경우, 에어 클리너는 엔진의 내구성이나 흡기 음을 감소시키기 위해 중요한 부품이다. 또한 이것이 없으면 흡입 먼지나 이물질을 피스톤 링이 긁어내려 엔진 오 일의 오염이 심해진다. 그리고 때문에 실차에서는 에어 클리너를 엔진룸의 모퉁이에 위치 시켜 헤드라이트의 옆으로 길게 하여 냉각 공기를 유입할 수 있도록 레이아웃이 되어 있는 것이 많다. 만약 엔진룸의 스페이스에 여유가 있다면 동일한 메시의 엘리먼트라도 공기의 여과 면적이 큰 것을 사용할 수 있도록 개조하는 것이 좋다. 공기의 흡입구와 에어 클리너 까지의 덕트 및 엘리먼트의 저항은 작을수록 좋으며, 최대의 흡입공기량을 20 mmHg 이내 - 24 - 로 억제하는 것이 좋다. 이 정도로 해도 대략 20/760=0.026 즉 2.6% 정도 밀도가 낮은 공 기가 엔진에 공급되는 것으로 된다. 역으로 말하면 이 압력 손실이 없으면 도시 마력이 2.6% 올라가게 된다. 마찰손실이 같다면 정미마력이 한층 개선되는 결과가 된다. 이 손실 을 다른 곳에서 만회하려고 하면 상당한 노력과 경비가 요구된다. 만약 먼지가 적은 경주로 주행에만 사용한다면 흡기 음은 관계가 없기 때문에 에어 클리너를 크게 하는 것보다 엘리 먼트의 메시가 큰 것으로 하는 쪽이 좋다. 스포츠 주행용 엘리먼트나 전후의 압력차에 의한 변형이 없도록 강도를 확보한 연속기포의 발포우레탄 등의 엘리먼트를 사용한다. 에어 혼 의 앞에 반구형 철망뿐인 에어필터를 장착하는 것도 있는데 큰 이물질의 흡입을 방지하는 것과 함께 소염장치로서의 효과도 있다. 변속기의 중립상태에서 스로틀 전개 등으로 순간 공연비가 희박하여 역화가 일어나도 여기서 불을 차단하는 경우도 있다. - 25 - 제3장 경주용 차량의 해석 및 설계 3.1 현가 장치 3.1.1 개요 이 절에서는 3가지의 설계 사례에 대해 소개하고자 한다. Table 1은 각 경우에서의 기 본 설계 사양을 비교한 것이다. Table 1 Parameters Comparisons of the suspension specifications T-7 TF-1 1886.5/1285 (68) 1529/1100 (72) U Arm / L Arm F : 444.8/598 (74) F : 266.9/328.5 (81) F : 216.1/350 (62) (%) R : 359.3/458 (78) R : 322.2/503 (64) R : 276.2/385 (72) 10.9 / 50.5 5.5 / 25.5 5.6 / 25.6 6.6 / 5 5.5 / 74 8.4 / 0 287.5 249 275 29 / 45.9 0 / 24.9 54.8 / 99.2 Wheel base / Track (%) Caster (deg) / Trail (mm) Kingpin (deg) / Offset (mm) Center of gravity (mm) Roll Center (mm) Front / Rear 3.1.2 X-1 F : 1530/1100 (72) R : 1530/1000 (65) T-7 현가장치의 설계 T-7은 long wheel base로 전형적인 circuit race car의 성격에 맞춘 차량으로 F-3 machine의 spec을 참고하였다. Front suspension은 mono keel이란 형태로 lower arm 을 frame 중앙에 고정시켰다. Lower arm을 최대한 길게 사용하여 jounce와 rebound에 의한 track과 camber의 변화가 적게 함으로써 주행 안정성을 높이도록 했다. 그러나 이 로 인해 driver의 다리가 lower arm 위로 들려짐에 따라 무게중심은 올라가게 되었다. T-7의 arm은 unequal & non-parallel link 구조이다. Tables 2-7과 Figs. 22-28은 T-7의 suspension 특성 해석의 결과를 정리한 것이다. - 26 - Fig. 21 The front/rear suspension geometry of T-7 - 27 - Table 2 The front suspension ride data of T-7 Chassis Ride in mm's ------27.000 -25.000 -23.000 -21.000 -19.000 -17.000 -15.000 -13.000 -11.000 -9.000 -7.000 -5.000 -3.000 -1.000 1.000 3.000 5.000 7.000 9.000 11.000 13.000 15.000 17.000 19.000 21.000 23.000 25.000 27.000 ---- Camber ---(in degrees) (Pos. leans out) Left/ Right/ Unloaded Loaded -------- ------0.040 -0.040 -0.034 -0.034 -0.029 -0.029 -0.024 -0.024 -0.020 -0.020 -0.016 -0.016 -0.012 -0.012 -0.009 -0.009 -0.007 -0.007 -0.004 -0.004 -0.003 -0.003 -0.001 -0.001 -0.000 -0.000 -0.000 -0.000 -0.000 -0.000 -0.000 -0.000 -0.001 -0.001 -0.003 -0.003 -0.005 -0.005 -0.007 -0.007 -0.009 -0.009 -0.013 -0.013 -0.016 -0.016 -0.020 -0.020 -0.025 -0.025 -0.030 -0.030 -0.035 -0.035 -0.041 -0.041 -------- Steer -------(mm Pos. is left) (Pos. Horiz Loaded) Left/ Right/ Net Unloaded Loaded Toe-In -------- ------ -----2.763 -2.763 -5.526 -2.559 -2.559 -5.118 -2.355 -2.355 -4.710 -2.151 -2.151 -4.302 -1.947 -1.947 -3.894 -1.743 -1.743 -3.486 -1.538 -1.538 -3.077 -1.334 -1.334 -2.668 -1.129 -1.129 -2.258 -0.924 -0.924 -1.849 -0.719 -0.719 -1.439 -0.514 -0.514 -1.028 -0.309 -0.309 -0.617 -0.103 -0.103 -0.206 0.103 0.103 0.206 0.309 0.309 0.618 0.515 0.515 1.031 0.722 0.722 1.444 0.929 0.929 1.857 1.136 1.136 2.272 1.343 1.343 2.686 1.551 1.551 3.102 1.759 1.759 3.517 1.967 1.967 3.934 2.175 2.175 4.351 2.384 2.384 4.768 2.593 2.593 5.187 2.803 2.803 5.606 Chassis Ride in mm's ------27.000 -25.000 -23.000 -21.000 -19.000 -17.000 -15.000 -13.000 -11.000 -9.000 -7.000 -5.000 -3.000 -1.000 1.000 3.000 5.000 7.000 9.000 11.000 13.000 15.000 17.000 19.000 21.000 23.000 25.000 27.000 - Shock Travel Left/ Right/ Unloaded Loaded ------- ------8.691 -8.691 -8.064 -8.064 -7.434 -7.434 -6.801 -6.801 -6.166 -6.166 -5.529 -5.529 -4.888 -4.888 -4.245 -4.245 -3.600 -3.600 -2.952 -2.952 -2.301 -2.301 -1.647 -1.647 -0.990 -0.990 -0.331 -0.331 0.332 0.332 0.997 0.997 1.665 1.665 2.337 2.337 3.011 3.011 3.689 3.689 4.370 4.370 5.055 5.055 5.744 5.744 6.436 6.436 7.132 7.132 7.832 7.832 8.536 8.536 9.245 9.245 - Motion Ratio - -Ratio Squared-Swaybar Left/ Right/ Left/ Right/ Twist Unloaded Loaded Unloaded Loaded degrees -------- ----- -------- -----------3.195 3.195 10.211 10.211 -0.000 3.182 3.182 10.125 10.125 -0.000 3.169 3.169 10.042 10.042 -0.000 3.156 3.156 9.959 9.959 -0.000 3.143 3.143 9.877 9.877 -0.000 3.130 3.130 9.797 9.797 0.000 3.117 3.117 9.716 9.716 -0.000 3.104 3.104 9.637 9.637 -0.000 3.091 3.091 9.557 9.557 -0.000 3.079 3.079 9.478 9.478 -0.000 3.066 3.066 9.399 9.399 -0.000 3.053 3.053 9.319 9.319 -0.000 3.040 3.040 9.240 9.240 -0.000 3.026 3.026 9.160 9.160 0.000 3.013 3.013 9.079 9.079 0.000 3.000 3.000 8.997 8.997 -0.000 2.986 2.986 8.915 8.915 -0.000 2.972 2.972 8.832 8.832 0.000 2.958 2.958 8.747 8.747 -0.000 2.943 2.943 8.661 8.661 -0.000 2.928 2.928 8.574 8.574 -0.000 2.913 2.913 8.485 8.485 -0.000 2.897 2.897 8.395 8.395 -0.000 2.881 2.881 8.303 8.303 -0.000 2.865 2.865 8.208 8.208 -0.000 2.848 2.848 8.111 8.111 -0.000 2.831 2.831 8.012 8.012 -0.000 2.813 2.813 7.911 7.911 -0.000 - 28 - --- Net Scrub --(change in track) (Pos. is wide track) NetScrub --------3.578 -3.233 -2.901 -2.582 -2.276 -1.983 -1.702 -1.434 -1.179 -0.936 -0.706 -0.488 -0.284 -0.091 0.088 0.255 0.410 0.552 0.681 0.798 0.902 0.994 1.074 1.140 1.195 1.237 1.266 1.283 Fig. 22 The front suspension ride data of T-7 - 29 - Table 3 The front suspension roll data of T-7 ---- Camber ---- ------- Steer -----(in degrees) (mm Pos. is left) Chassis (Pos. leans out) (Pos. Horiz Loaded) Roll in Left/ Right/ Left/ Right/ Net degrees Unloaded Loaded Unloaded Loaded Toe-In ------ -------- ------ ------ ------ -----3.000 2.933 -3.058 -3.429 3.508 0.079 -2.500 2.454 -2.541 -2.862 2.916 0.054 -2.000 1.971 -2.027 -2.293 2.328 0.035 -1.500 1.484 -1.515 -1.722 1.742 0.020 -1.000 0.993 -1.007 -1.150 1.159 0.009 -0.500 0.498 -0.502 -0.576 0.578 0.002 0.000 -0.000 -0.000 0.000 -0.000 0.000 0.500 -0.502 0.498 0.578 -0.576 0.002 1.000 -1.007 0.993 1.159 -1.150 0.009 1.500 -1.515 1.484 1.742 -1.722 0.020 2.000 -2.027 1.971 2.328 -2.293 0.035 2.500 -2.541 2.454 2.916 -2.862 0.054 3.000 -3.058 2.933 3.508 -3.429 0.079 Chassis Roll in degrees ------3.000 -2.500 -2.000 -1.500 -1.000 -0.500 0.000 0.500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 --- Net Scrub --(change in track) (Pos. is wide track) NetScrub --------0.015 -0.010 -0.006 -0.003 -0.001 -0.000 0.000 -0.000 -0.001 -0.003 -0.006 -0.010 -0.015 ------- Roll Center -------- -- Force Application Point -Horizontal Height Moment Arm Left/ Right/ Position Position Distance Unloaded Loaded -------- ------- ---------------------80.110 28.773 258.333 32.111 26.188 -66.857 28.859 258.367 31.588 26.653 -53.551 28.930 258.395 31.072 27.124 -40.202 28.985 258.416 30.560 27.600 -26.820 29.025 258.431 30.054 28.080 -13.415 29.049 258.440 29.552 28.566 -0.000 29.057 258.443 29.057 29.057 13.415 29.049 258.440 28.566 29.552 26.820 29.025 258.431 28.080 30.054 40.202 28.985 258.416 27.600 30.560 53.551 28.930 258.395 27.124 31.072 66.857 28.859 258.367 26.653 31.588 80.110 28.773 258.333 26.188 32.111 - 30 - Fig. 23 The front suspension roll data - 31 - Table 4 Chassis Steer in ****** ------20.000 -18.000 -16.000 -14.000 -12.000 -10.000 -8.000 -6.000 -4.000 -2.000 0.000 2.000 4.000 6.000 8.000 10.000 12.000 14.000 16.000 18.000 20.000 The front suspension steer data of T-7 ---- Camber --- ------ Steer -------(in degrees) (mm Pos. is left) (Pos. leans out) (Pos. Horiz Loaded) Left/ Right/ Left/ Right/ Net Unloaded Loaded Unloaded Loaded Toe-In ------ ------ ------ ------ ----5.773 -3.532 -27.183 21.602 -5.581 5.026 -3.249 -23.894 19.535 -4.359 4.332 -2.952 -20.796 17.456 -3.340 3.681 -2.640 -17.855 15.362 -2.493 3.069 -2.313 -15.043 13.250 -1.793 2.490 -1.970 -12.340 11.116 -1.224 1.941 -1.611 -9.731 8.958 -0.773 1.420 -1.235 -7.202 6.772 -0.430 0.924 -0.842 -4.743 4.553 -0.190 0.451 -0.431 -2.344 2.297 -0.047 -0.000 -0.000 0.000 -0.000 0.000 -0.431 0.451 2.297 -2.344 -0.047 -0.842 0.924 4.553 -4.743 -0.190 -1.235 1.420 6.772 -7.202 -0.430 -1.611 1.941 8.958 -9.731 -0.773 -1.970 2.490 11.116 -12.340 -1.224 -2.313 3.069 13.250 -15.043 -1.793 -2.640 3.681 15.362 -17.855 -2.493 -2.952 4.332 17.456 -20.796 -3.340 -3.249 5.026 19.535 -23.894 -4.359 -3.532 5.773 21.602 -27.183 -5.581 --- Net Scrub --(change in track) (Pos. is wide track) - 32 - NetScrub --------15.077 -12.261 -9.719 -7.460 -5.492 -3.820 -2.448 -1.378 -0.613 -0.153 0.000 -0.153 -0.613 -1.378 -2.448 -3.820 -5.492 -7.460 -9.719 -12.261 -15.077 Fig. 24 The front suspension steer data of T-7 - 33 - Table 5 The rear suspension ride data of T-7 Chassis Ride in mm's ------25.000 -23.000 -21.000 -19.000 -17.000 -15.000 -13.000 -11.000 -9.000 -7.000 -5.000 -3.000 -1.000 1.000 3.000 5.000 7.000 9.000 11.000 13.000 15.000 17.000 19.000 21.000 23.000 25.000 ---- Camber ---(in degrees) (Pos. leans out) Left/ Right/ Unloaded Loaded -------- ------0.618 -0.618 -0.564 -0.564 -0.511 -0.511 -0.459 -0.459 -0.408 -0.408 -0.357 -0.357 -0.307 -0.307 -0.258 -0.258 -0.209 -0.209 -0.161 -0.161 -0.114 -0.114 -0.068 -0.068 -0.023 -0.023 0.022 0.022 0.066 0.066 0.110 0.110 0.152 0.152 0.194 0.194 0.236 0.236 0.276 0.276 0.316 0.316 0.355 0.355 0.393 0.393 0.431 0.431 0.467 0.467 0.503 0.503 -------- Steer -------(mm Pos. is left) (Pos. Horiz Loaded) Left/ Right/ Net Unloaded Loaded Toe-In -------- ------ ----0.030 0.030 0.059 0.025 0.025 0.050 0.021 0.021 0.042 0.017 0.017 0.034 0.014 0.014 0.028 0.011 0.011 0.021 0.008 0.008 0.016 0.006 0.006 0.012 0.004 0.004 0.008 0.002 0.002 0.005 0.001 0.001 0.002 0.000 0.000 0.001 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.001 0.001 0.001 0.002 0.002 0.002 0.005 0.004 0.004 0.008 0.006 0.006 0.012 0.008 0.008 0.016 0.011 0.011 0.022 0.014 0.014 0.028 0.017 0.017 0.035 0.021 0.021 0.043 0.026 0.026 0.051 0.030 0.030 0.060 Chassis Ride in mm's ------25.000 -23.000 -21.000 -19.000 -17.000 -15.000 -13.000 -11.000 -9.000 -7.000 -5.000 -3.000 -1.000 1.000 3.000 5.000 7.000 9.000 11.000 13.000 15.000 17.000 19.000 21.000 23.000 25.000 - Shock Travel - Motion Ratio -- -Ratio Squared-Swaybar Left/ Right/ Left/ Right/ Left/ Right/ Twist Unloaded Loaded Unloaded Loaded Unloaded Loaded degrees -------- ------ -------- ----- -------- ------ -------9.649 -9.649 2.554 2.554 6.523 6.523 0.000 -8.867 -8.867 2.563 2.563 6.566 6.566 0.000 -8.088 -8.088 2.570 2.570 6.607 6.607 -0.000 -7.311 -7.311 2.578 2.578 6.644 6.644 -0.000 -6.536 -6.536 2.584 2.584 6.678 6.678 0.000 -5.763 -5.763 2.590 2.590 6.709 6.709 0.000 -4.992 -4.992 2.595 2.595 6.736 6.736 -0.000 -4.222 -4.222 2.600 2.600 6.758 6.758 -0.000 -3.453 -3.453 2.603 2.603 6.776 6.776 0.000 -2.685 -2.685 2.606 2.606 6.789 6.789 -0.000 -1.918 -1.918 2.607 2.607 6.797 6.797 0.000 -1.151 -1.151 2.607 2.607 6.799 6.799 -0.000 -0.384 -0.384 2.607 2.607 6.794 6.794 0.000 0.384 0.384 2.604 2.604 6.782 6.782 -0.000 1.152 1.152 2.601 2.601 6.763 6.763 0.000 1.922 1.922 2.595 2.595 6.735 6.735 0.000 2.694 2.694 2.588 2.588 6.697 6.697 0.000 3.468 3.468 2.578 2.578 6.648 6.648 0.000 4.246 4.246 2.567 2.567 6.587 6.587 0.000 5.027 5.027 2.552 2.552 6.512 6.512 0.000 5.813 5.813 2.534 2.534 6.420 6.420 0.000 6.606 6.606 2.512 2.512 6.310 6.310 0.000 7.406 7.406 2.486 2.486 6.178 6.178 0.000 8.216 8.216 2.453 2.453 6.018 6.018 0.000 9.038 9.038 2.414 2.414 5.826 5.826 0.000 9.875 9.875 2.365 2.365 5.593 5.593 0.000 - 34 - --- Net Scrub --(change in track) (Pos. is wide track) NetScrub -------2.676 2.527 2.367 2.196 2.013 1.819 1.614 1.397 1.169 0.929 0.678 0.415 0.141 -0.144 -0.441 -0.750 -1.070 -1.402 -1.745 -2.100 -2.467 -2.845 -3.234 -3.636 -4.049 -4.474 Fig. 25 The rear suspension ride data of T-7 - 35 - Table 6 The rear suspension roll data of T-7 ---- Camber ---- ------- Steer -----(in degrees) (mm Pos. is left) Chassis (Pos. leans out) (Pos. Horiz Loaded) Roll in Left/ Right/ Left/ Right/ Net degrees Unloaded Loaded Unloaded Loaded Toe-In ------ -------- ------ ------ ------ -----2.500 1.797 -1.945 0.038 0.038 0.075 -2.000 1.450 -1.544 0.024 0.024 0.048 -1.500 1.096 -1.149 0.014 0.014 0.027 -1.000 0.737 -0.760 0.006 0.006 0.012 -0.500 0.371 -0.377 0.002 0.002 0.003 0.000 -0.000 -0.000 -0.000 0.000 0.000 0.500 -0.377 0.371 0.002 0.002 0.003 1.000 -0.760 0.737 0.006 0.006 0.012 1.500 -1.149 1.096 0.014 0.014 0.027 2.000 -1.544 1.450 0.024 0.024 0.048 2.500 -1.945 1.797 0.038 0.038 0.075 Chassis Roll in degrees ------2.500 -2.000 -1.500 -1.000 -0.500 0.000 0.500 1.000 1.500 2.000 2.500 --- Net Scrub --(change in track) (Pos. is wide track) NetScrub -------0.106 0.067 0.038 0.017 0.004 -0.000 0.004 0.017 0.038 0.067 0.106 ------- Roll Center -------- -- Force Application Point -Horizontal Height Moment Arm Left/ Right/ Position Position Distance Unloaded Loaded -------- ------- --------------------26.887 45.882 241.344 43.188 48.830 21.589 45.877 241.448 43.698 48.219 16.239 45.873 241.528 44.221 47.617 10.848 45.871 241.586 44.758 47.024 5.431 45.869 241.620 45.307 46.441 0.000 45.869 241.631 45.869 45.869 -5.431 45.869 241.620 46.441 45.307 -10.848 45.871 241.586 47.024 44.758 -16.239 45.873 241.528 47.617 44.221 -21.589 45.877 241.448 48.219 43.698 -26.887 45.882 241.344 48.830 43.188 - 36 - Fig. 26 The rear suspension roll data of T-7 - 37 - - 38 - Fig. 27 Variation of the T-7 roll center (Front/rear) - 39 - Table 2와 Fig. 22는 T-7의 front suspension ride (jounce & rebound)에 대한 결 과를 나타낸 것으로, front suspension의 경우 ride에 의한 camber의 변화는 거의 없다. 이것은 full braking시 tire의 접지 면적과 제동 성능이 연관되어 있는 부분으로 중요하 다. Track의 변화(Net scrub)는 load transfer에 영향을 미치는데 -3mm～1mm까지 근 소하게 변화한다. Steer는 ride시 변화가 심한데 이것은 driver의 다리와 rack gear housing의 간섭문제를 피할 수 없었기 때문이다. Motion ratio는 jounce에 의해 증가하 는 경향을 가지고 있어 wheel travel을 spring이 잘 소화해 내주지 못하고 있다. 이것은 bellcrank의 위치와 비율이 문제가 되는데 frame의 구조적인 문제로 인해 해결하지 못했 다. Table 3과 Fig. 23, Table 4와 Fig. 24는 각각 front suspension의 rolling과 steering에 따른 camber, net steer, net scrub의 변화를 보여주고 있으며 dynamic test에 참고 자료가 된다. Table 7은 T-7의 dynamic test를 simulation하여 얻은 data이다. 이 data로부터 차 량에 대한 camber setting과 roll center의 움직임, roll moment distance를 파악할 수 있다. Camber 값은 front suspension인 경우 caster와 kingpin angle에 의한 camber 보 상으로 initial camber를 -1～1.5 deg로 놓아 test하며 최적 값을 찾아갈 수 있다. Roll center는 좌우로는 0～110mm까지 움직이나 load transfer에 영향을 주는 roll moment distance의 변화는 거의 없다. Fig. 27은 front/rear suspension의 roll center 변화를 굵 은 검정 선으로 보여주고 있다. 3.1.3 TF-1 현가장치의 설계 TF-1은 폭 4.5 m인 track에 slalom과 가속, 감속, 코너링, 재 가속이 반복되는 즉, stop & go 형태를 가지는 F-SAE 대회 성격에 맞도록 short wheel base로 설계 되었 다. 또한 T-7에서 문제되었던 bump steer를 해결하고 kingpin과 caster angle은 연속 되는 cornering에 driver가 무리되지 않도록 고려하였으며 변칙적인 front semi mono keel은 lower arm을 길게 하면서 driver의 다리가 들리지 않도록 하여 무게 중심 또한 낮출 수 있도록 하였다. 그러나 seat position이 낮음에 따라 Font overhang이 길어져 yaw moment의 증가는 피할 수 없게 되었다. TF-1의 arm은 front가 unequal & parallel link 구조이고 rear가 unequal & non-parallel link 구조이다. Table 8과 Fig. 29는 TF-1의 front suspension ride에 대 한 결과 값을 보여준다. Unequal & parallel link의 특징답게 ride변화에 따라 camber, net scrub의 변화가 거의 나타나지 않고 있다. Table 9와 Fig 30은 rolling에 따른 camber, net steer, net scrub의 변화를 보여주고 있는데 parallel link 구조로 인해 camber 변화가 심하지만 steer의 변화나 net scrub의 변화가 적은 것으로 나타났다. Table 11은 TF-1의 dynamic test simulation 결과 값이다. TF-1 front suspension 의 경우 rolling에 의해 camber 변화가 심하고 caster, kingpin에 의한 camber 보상이 - 40 - 적기 때문에 initial camber를 -3 deg로 setting하여 최적 값을 찾아간다. Front suspension의 unequal & parallel link 구조로 인해 dynamic test에서 roll center의 변 화가 심하고 roll moment distance 또한 변화가 다소 심함을 알 수 있다. 반대로 unequal & non-parallel link 구조를 가진 rear suspension은 상대적으로 변화가 적은 것으로 나타났다. Fig 32는 TF-1의 front/rear suspension의 roll center 변화를 굵은 검정 선을 통해 보여주고 있다. Fig. 28 The front/rear suspension geometry of TF-1 - 41 - Table 8 Chassis Ride in mm's ------27.000 -25.000 -23.000 -21.000 -19.000 -17.000 -15.000 -13.000 -11.000 -9.000 -7.000 -5.000 -3.000 -1.000 1.000 3.000 5.000 7.000 9.000 11.000 13.000 15.000 17.000 19.000 21.000 23.000 25.000 27.000 The front suspension ride data of TF-1 ---- Camber ---(in degrees) (Pos. leans out) Left/ Right/ Unloaded Loaded -------- ------0.047 -0.047 -0.040 -0.040 -0.034 -0.034 -0.028 -0.028 -0.023 -0.023 -0.019 -0.019 -0.015 -0.015 -0.011 -0.011 -0.008 -0.008 -0.005 -0.005 -0.003 -0.003 -0.002 -0.002 -0.001 -0.001 -0.000 -0.000 -0.000 -0.000 -0.001 -0.001 -0.002 -0.002 -0.003 -0.003 -0.005 -0.005 -0.008 -0.008 -0.011 -0.011 -0.015 -0.015 -0.019 -0.019 -0.024 -0.024 -0.029 -0.029 -0.035 -0.035 -0.041 -0.041 -0.048 -0.048 -------- Steer -------(mm Pos. is left) (Pos. Horiz Loaded) Left/ Right/ Net Unloaded Loaded Toe-In -------- ------ -----0.043 -0.043 -0.086 -0.037 -0.037 -0.074 -0.032 -0.032 -0.063 -0.027 -0.027 -0.053 -0.022 -0.022 -0.044 -0.018 -0.018 -0.035 -0.014 -0.014 -0.028 -0.011 -0.011 -0.021 -0.008 -0.008 -0.015 -0.005 -0.005 -0.010 -0.003 -0.003 -0.006 -0.002 -0.002 -0.003 -0.001 -0.001 -0.001 -0.000 -0.000 -0.000 -0.000 -0.000 -0.000 -0.001 -0.001 -0.001 -0.002 -0.002 -0.003 -0.003 -0.003 -0.007 -0.005 -0.005 -0.011 -0.008 -0.008 -0.016 -0.012 -0.012 -0.023 -0.016 -0.016 -0.031 -0.020 -0.020 -0.040 -0.025 -0.025 -0.051 -0.031 -0.031 -0.063 -0.038 -0.038 -0.076 -0.045 -0.045 -0.090 -0.053 -0.053 -0.106 - 42 - --- Net Scrub --(change in track) (Pos. is wide track) NetScrub --------1.729 -1.483 -1.255 -1.047 -0.857 -0.686 -0.535 -0.402 -0.288 -0.193 -0.117 -0.059 -0.021 -0.002 -0.002 -0.021 -0.060 -0.117 -0.193 -0.289 -0.404 -0.538 -0.691 -0.864 -1.056 -1.267 -1.498 -1.749 Fig. 29 The front suspension ride data of TF-1 - 43 - Table 9 The front suspension roll data of TF-1 ---- Camber ---- ------- Steer -----(in degrees) (mm Pos. is left) Chassis (Pos. leans out) (Pos. Horiz Loaded) Roll in Left/ Right/ Left/ Right/ Net degrees Unloaded Loaded Unloaded Loaded Toe-In ------ -------- ------ ------ ------ -----3.000 2.947 -3.054 -0.049 -0.061 -0.109 -2.500 2.463 -2.538 -0.034 -0.041 -0.076 -2.000 1.976 -2.024 -0.022 -0.026 -0.048 -1.500 1.487 -1.514 -0.013 -0.014 -0.027 -1.000 0.994 -1.006 -0.006 -0.006 -0.012 -0.500 0.499 -0.501 -0.001 -0.002 -0.003 0.000 -0.000 -0.000 -0.000 0.000 0.000 0.500 -0.501 0.499 -0.002 -0.001 -0.003 1.000 -1.006 0.994 -0.006 -0.006 -0.012 1.500 -1.514 1.487 -0.014 -0.013 -0.027 2.000 -2.024 1.976 -0.026 -0.022 -0.048 2.500 -2.538 2.463 -0.041 -0.034 -0.076 3.000 -3.054 2.947 -0.061 -0.049 -0.109 Chassis Roll in degrees ------3.000 -2.500 -2.000 -1.500 -1.000 -0.500 0.000 0.500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 --- Net Scrub --(change in track) (Pos. is wide track) NetScrub --------0.468 -0.325 -0.208 -0.117 -0.052 -0.013 0.000 -0.013 -0.052 -0.117 -0.208 -0.325 -0.468 ------- Roll Center -------- -- Force Application Point -Horizontal Height Moment Arm Left/ Right/ Position Position Distance Unloaded Loaded -------- ------- --------------------22452.26 -327.217 575.919 -7.635 8.408 26961.35 -327.422 576.228 -6.415 6.951 33720.97 -327.590 576.481 -5.173 5.516 44981.48 -327.721 576.679 -3.911 4.104 67493.98 -327.815 576.820 -2.629 2.714 135014.2 -327.871 576.904 -1.325 1.346 -0.000 135.000 114.043 135.000 135.000 -135014. -327.871 576.904 1.346 -1.325 -67493.9 -327.815 576.820 2.714 -2.629 -44981.4 -327.721 576.679 4.104 -3.911 -33720.9 -327.590 576.481 5.516 -5.173 -26961.3 -327.422 576.228 6.951 -6.415 -22452.2 -327.217 575.919 8.408 -7.635 - 44 - Fig. 30 The front suspension roll data of TF-1 - 45 - Table 10 Chassis Steer in ****** ------25.000 -23.000 -21.000 -19.000 -17.000 -15.000 -13.000 -11.000 -9.000 -7.000 -5.000 -3.000 -1.000 1.000 3.000 5.000 7.000 9.000 11.000 13.000 15.000 17.000 19.000 21.000 23.000 25.000 The front suspension steer data of TF-1 ---- Camber --- ------ Steer -------(in degrees) (mm Pos. is left) (Pos. leans out) (Pos. Horiz Loaded) Left/ Right/ Left/ Right/ Net Unloaded Loaded Unloaded Loaded Toe-In ------ ------ ------ ------ ----3.815 -1.810 -32.325 25.004 -7.322 3.381 -1.717 -29.056 23.088 -5.968 2.979 -1.616 -25.983 21.165 -4.818 2.606 -1.506 -23.071 19.233 -3.838 2.257 -1.387 -20.292 17.291 -3.001 1.930 -1.260 -17.625 15.335 -2.290 1.622 -1.123 -15.056 13.364 -1.692 1.332 -0.978 -12.570 11.375 -1.194 1.059 -0.823 -10.157 9.367 -0.790 0.800 -0.658 -7.809 7.335 -0.474 0.555 -0.483 -5.518 5.277 -0.240 0.324 -0.298 -3.277 3.191 -0.086 0.105 -0.102 -1.082 1.073 -0.010 -0.102 0.105 1.073 -1.082 -0.010 -0.298 0.324 3.191 -3.277 -0.086 -0.483 0.555 5.277 -5.518 -0.240 -0.658 0.800 7.335 -7.809 -0.474 -0.823 1.059 9.367 -10.157 -0.790 -0.978 1.332 11.375 -12.570 -1.194 -1.123 1.622 13.364 -15.056 -1.692 -1.260 1.930 15.335 -17.625 -2.290 -1.387 2.257 17.291 -20.292 -3.001 -1.506 2.606 19.233 -23.071 -3.838 -1.616 2.979 21.165 -25.983 -4.818 -1.717 3.381 23.088 -29.056 -5.968 -1.810 3.815 25.004 -32.325 -7.322 --- Net Scrub --(change in track) (Pos. is wide track) - 46 - NetScrub --------32.432 -27.143 -22.415 -18.203 -14.475 -11.206 -8.377 -5.974 -3.986 -2.406 -1.225 -0.440 -0.049 -0.049 -0.440 -1.225 -2.406 -3.986 -5.974 -8.377 -11.206 -14.475 -18.203 -22.415 -27.143 -32.432 Fig. 31 The front suspension steer data of TF-1 - 47 - Fig. 32 Variation of the TF-1 roll center (Front/rear) - 48 - 3.1.4 X-1 현가장치의 설계 X-1은 TF-1과 같은 stop&go의 track 성격에 맞도록 short wheel base로 설계되었 고 cornering에 중요한 camber 보상에 주안점을 두었다. 또 rear track을 짧게 하여 저 속 corner와 slalom에서 빠른 corner 탈출을 할 수 있도록 고려하였다. TF-1 front suspension에서 문제 되었던 roll center 변화에 따른 roll moment distance 변화를 줄 이기 위한 설계를 하였고, 지나친 front overhang에 의한 yaw moment를 없애기 위해 seat position이 높아졌으나 parts를 저중심 설계하여 CG point 높이는 크게 변하지 않 고 전체적인 차의 크기는 줄였다. X-1의 suspension geometry는 dynamic test를 기준을 고려하여 설계되었다. Front suspension은 track을 변화시키지 않은 상태에서 기존에 고수하던 lower arm을 frame 중앙에 고정시키는(mono keel) 형태(FA)와 frame 끝단에 lower arm을 고정시키는 형 태(FB) 두 가지로 기본적인 geometry를 잡고 frame에 고정되는 upper arm의 높이 변 화(지상에서의 높이)에 따른 결과 값 들을 통해 X-1의 front suspension을 선정하였다. Rear suspension은 lower arm의 위치를 고정하고 track의 변화와 upper arm의 위치에 따른 결과 값 들을 통해 X-1의 rear suspension을 선정하였다. Table 12는 X-1의 front suspension geometry가 track은 일정한 상태에서 upper arm의 높이 변화에 따라 dynamic test 결과치가 달라짐을 보여주고 있다. Table 12 Upper arm Front location Sus (from ground) FA FB Comparison of the X-1 front suspension: FA vs. FB Swing arm Variation of Static Roll center roll center (y axis) Roll moment distance Full brake net scrub Right Camber 360 2479.085 29.995 161.727 222.209 -2.099 1.629 355 2153 34.555 140.3 217.3 -2.059 1.5 350 1904.6 39 124.1 212.4 -2.029 1.438 345 1709.233 43.577 111.563 207.735 -1.998 1.342 340 1551.519 48.039 101.535 203.383 -1.963 1.248 360 1729.760 43.056 1.175 207.215 -2.479 1.319 355 1505.349 45.021 1.675 200.712 -2.417 1.183 350 1334.548 55.924 2.319 194.268 -2.358 1.048 345 1200.244 62.257 3.023 187.883 -2.304 0.914 340 1091.906 68.526 3.731 181.560 -2.257 0.783 Dynamic test: left turn Upper arm / lower arm: 60% Kingpin: 8.411 deg., Offset: 0.039 mm Caster: 4.45 deg., Trail: 20.506 mm Max. rolling: 3 deg. - 49 - Fig. 33 The suspension geometry of X-1 - 50 - FA의 경우 mono keel 형태이기 때문에 driver 다리가 들려져야 하고 이로 인해 무게 중심이 올라가게 되지만 FB의 경우는 그렇지 않다. FB는 net scrub이 FA보다 크나 그 크기가 미비하다. 또 FB는 roll center 변화가 적고 roll moment distance가 짧으며 camber의 보상량이 적다. FB의 upper arm 위치 중에 driver 공간 확보와 suspension 의 성능으로 고려하여 위치 350을 front suspension upper arm의 위치로 확정하였다. Front suspension은 pull-rod type으로 motion ratio는 대략 1.4 : 1 정도 이다. Spring을 어느 정도 활용한다 할 수 있지만 Fig. 34와 Table 13을 보면 jounce에 따라 motion ratio값이 증가하여 spring 활용 능력이 적어짐을 알 수 있다. Fig. 34 The front suspension ride data of X-1 - 51 - Table 13 The front suspension ride data of X-1 ---- Camber -- ------ Steer ---------- Net Scrub --(in degrees) (mm Pos. is left) (change in track) Chassis (Pos. leans out) (Pos. Horiz Loaded) (Pos. is wide track) Ride in Left/ Right/ Left/ Right/ Net mm's Unloaded Loaded Unloaded Loaded Toe-In NetScrub ----- ------- ------ ------ ---- ------ ------ -----25.000 -1.147 -1.147 -0.284 -0.284 -0.568 3.541 -23.000 -1.047 -1.047 -0.251 -0.251 -0.502 3.353 -21.000 -0.949 -0.949 -0.220 -0.220 -0.439 3.149 -19.000 -0.852 -0.852 -0.190 -0.190 -0.380 2.929 -17.000 -0.757 -0.757 -0.162 -0.162 -0.324 2.691 -15.000 -0.663 -0.663 -0.136 -0.136 -0.272 2.438 -13.000 -0.570 -0.570 -0.112 -0.112 -0.224 2.167 -11.000 -0.479 -0.479 -0.090 -0.090 -0.180 1.880 -9.000 -0.389 -0.389 -0.069 -0.069 -0.139 1.576 -7.000 -0.300 -0.300 -0.051 -0.051 -0.101 1.256 -5.000 -0.213 -0.213 -0.034 -0.034 -0.068 0.918 -3.000 -0.127 -0.127 -0.019 -0.019 -0.038 0.564 -1.000 -0.042 -0.042 -0.006 -0.006 -0.012 0.192 1.000 0.042 0.042 0.005 0.005 0.011 -0.196 3.000 0.124 0.124 0.015 0.015 0.029 -0.602 5.000 0.205 0.205 0.022 0.022 0.044 -1.025 7.000 0.284 0.284 0.028 0.028 0.056 -1.465 9.000 0.363 0.363 0.032 0.032 0.063 -1.923 11.000 0.440 0.440 0.033 0.033 0.067 -2.398 13.000 0.516 0.516 0.033 0.033 0.066 -2.890 15.000 0.591 0.591 0.031 0.031 0.062 -3.400 17.000 0.665 0.665 0.027 0.027 0.054 -3.928 19.000 0.737 0.737 0.021 0.021 0.042 -4.473 21.000 0.808 0.808 0.013 0.013 0.026 -5.036 23.000 0.878 0.878 0.003 0.003 0.006 -5.617 25.000 0.947 0.947 -0.009 -0.009 -0.018 -6.216 Chassis - Shock Travel - - Motion Ratio - -Ratio Squared- Sway bar Ride in Left/ Right/ Left/ Right/ Left/ Right/ Twist mm's Unloaded Loaded Unloaded Loaded Unloaded Loaded degrees ----- ------- ------ ------ ----- ------- ------ ------25.000 -17.573 -17.573 1.470 1.470 2.160 2.160 0.000 -23.000 -16.209 -16.209 1.462 1.462 2.136 2.136 0.000 -21.000 -14.837 -14.837 1.454 1.454 2.114 2.114 0.000 -19.000 -13.458 -13.458 1.446 1.446 2.092 2.092 0.000 -17.000 -12.071 -12.071 1.439 1.439 2.070 2.070 0.000 -15.000 -10.678 -10.678 1.432 1.432 2.049 2.049 0.000 -13.000 -9.277 -9.277 1.424 1.424 2.029 2.029 0.000 -11.000 -7.869 -7.869 1.417 1.417 2.008 2.008 0.000 -9.000 -6.454 -6.454 1.410 1.410 1.988 1.988 0.000 -7.000 -5.032 -5.032 1.403 1.403 1.969 1.969 0.000 -5.000 -3.603 -3.603 1.396 1.396 1.949 1.949 0.000 -3.000 -2.167 -2.167 1.389 1.389 1.930 1.930 0.000 -1.000 -0.724 -0.724 1.383 1.383 1.912 1.912 0.000 1.000 0.726 0.726 1.376 1.376 1.893 1.893 0.000 3.000 2.183 2.183 1.369 1.369 1.875 1.875 0.000 5.000 3.647 3.647 1.363 1.363 1.857 1.857 0.000 7.000 5.118 5.118 1.356 1.356 1.839 1.839 0.000 9.000 6.597 6.597 1.350 1.350 1.822 1.822 0.000 11.000 8.082 8.082 1.343 1.343 1.804 1.804 0.000 13.000 9.575 9.575 1.337 1.337 1.787 1.787 0.000 15.000 11.074 11.074 1.330 1.330 1.770 1.770 0.000 17.000 12.581 12.581 1.324 1.324 1.753 1.753 0.000 19.000 14.096 14.096 1.318 1.318 1.736 1.736 0.000 21.000 15.617 15.617 1.311 1.311 1.720 1.720 0.000 23.000 17.146 17.146 1.305 1.305 1.703 1.703 0.000 25.000 18.682 18.682 1.299 1.299 1.687 1.687 0.000 - 52 - Table 14는 track과 upper arm 위치에 따라 변하는 X-1의 rear suspension geometry를 보여주고 있다. Net scrub의 변화는 RA보다 RB가 크게 나타나지만 camber의 보상차이가 거의 없다. RB는 RA보다 track을 100mm 줄임으로서 lateral load transfer가 front보다 크게 함으로써 저속에서 oversteer를 일으켜 coner 탈출을 빠르게 하도록 하였다. 이것은 stop&go track 성격과 slalom course에서 rear가 쉽고 빠르게 빠져 나갈 수 있도록 고려한 것이다. RB중 upper arm이 frame과 쉽게 고정되는 위치를 고려하여 위치 290을 선택 하였다. Push-rod type인 X-1의 rear suspension의 motion ratio는 1.3 : 1 정도로 front suspension보다 spring 활용은 크나 마찬가지로 jounce에 대한 motion ratio 값이 증가 하는 문제점을 갖는다. Table 14 Rear Sus RA RB Comparison of the X-1 rear suspension geometry (RA vs. RB) Upper arm location (from ground) Swing arm Static roll center Variation of Roll center (y axis) Roll moment distance Full brake net scrub Right Camber 300 897.870 83.647 11.577 167.020 -4.965 0.884 295 855.614 87.881 11.543 162.803 -5.197 0.805 290 817.547 92.085 11.503 158.614 -5.427 0.726 285 783.080 96.259 11.451 154.450 -5.656 0.649 280 751.730 100.404 11.384 150.313 -5.884 0.572 300 760.074 90.242 15.214 161.011 -5.884 0.751 295 725.101 94.747 14.958 156.529 -6.116 0.667 290 693.608 99.215 14.793 152.081 -6.386 0.584 285 665.107 103.645 14.622 147.666 -6.654 0.501 280 639.196 108.039 14.440 143.282 -6.919 0.419 Dynamic test : Left turn Upper arm / Lower arm : RA 71% / RB 68% Track (mm) : RA 1100 / RB 1000 Kingpin (deg) : 8.411, Caster (deg) : 0, Offset (mm) : 0.039 Trail (mm) : 0 Max. rolling (deg) : 2.5 - 53 - Table 15 The rear suspension ride data of X-1 ---- Camber -- ------ Steer ---------- Net Scrub --(in degrees) (mm Pos. is left) (change in track) Chassis (Pos. leans out) (Pos. Horiz Loaded) (Pos. is wide track) Ride in Left/ Right/ Left/ Right/ Net mm's Unloaded Loaded Unloaded Loaded Toe-In NetScrub ----- ------- ------ ------ ---- ------ ------ -----25.000 -2.188 -2.188 0.000 -0.000 -0.000 8.764 -23.000 -2.007 -2.007 0.000 -0.000 -0.000 8.146 -21.000 -1.826 -1.826 0.000 -0.000 -0.000 7.515 -19.000 -1.647 -1.647 0.000 -0.000 -0.000 6.869 -17.000 -1.469 -1.469 0.000 -0.000 -0.000 6.208 -15.000 -1.293 -1.293 0.000 -0.000 -0.000 5.533 -13.000 -1.117 -1.117 0.000 -0.000 -0.000 4.843 -11.000 -0.942 -0.942 0.000 -0.000 -0.000 4.139 -9.000 -0.768 -0.768 0.000 -0.000 -0.000 3.420 -7.000 -0.596 -0.596 0.000 -0.000 -0.000 2.686 -5.000 -0.424 -0.424 0.000 -0.000 -0.000 1.937 -3.000 -0.254 -0.254 0.000 -0.000 -0.000 1.174 -1.000 -0.084 -0.084 0.000 -0.000 -0.000 0.395 1.000 0.084 0.084 0.000 -0.000 -0.000 -0.399 3.000 0.252 0.252 0.000 -0.000 -0.000 -1.208 5.000 0.418 0.418 0.000 -0.000 -0.000 -2.032 7.000 0.583 0.583 0.000 -0.000 -0.000 -2.871 9.000 0.748 0.748 0.000 -0.000 -0.000 -3.726 11.000 0.911 0.911 0.000 -0.000 -0.000 -4.596 13.000 1.074 1.074 0.000 -0.000 -0.000 -5.482 15.000 1.235 1.235 0.000 -0.000 -0.000 -6.383 17.000 1.396 1.396 0.000 -0.000 -0.000 -7.300 19.000 1.555 1.555 0.000 -0.000 -0.000 -8.233 21.000 1.714 1.714 0.000 -0.000 -0.000 -9.181 23.000 1.872 1.872 0.000 -0.000 -0.000 -10.146 25.000 2.028 2.028 0.000 -0.000 -0.000 -11.127 Chassis - Shock Travel - - Motion Ratio - -Ratio Squared- Sway bar Ride in Left/ Right/ Left/ Right/ Left/ Right/ Twist mm's Unloaded Loaded Unloaded Loaded Unloaded Loaded degrees ----- ------- ------ ------ ----- ------- ------ ------25.000 -19.407 -19.407 1.334 1.334 1.780 1.780 0.000 -23.000 -17.904 -17.904 1.327 1.327 1.762 1.762 0.000 -21.000 -16.393 -16.393 1.321 1.321 1.744 1.744 0.000 -19.000 -14.875 -14.875 1.314 1.314 1.726 1.726 -0.000 -17.000 -13.348 -13.348 1.307 1.307 1.707 1.707 0.000 -15.000 -11.813 -11.813 1.299 1.299 1.689 1.689 0.000 -13.000 -10.270 -10.270 1.292 1.292 1.669 1.669 0.000 -11.000 -8.718 -8.718 1.285 1.285 1.650 1.650 0.000 -9.000 -7.156 -7.156 1.277 1.277 1.630 1.630 0.000 -7.000 -5.584 -5.584 1.269 1.269 1.610 1.610 0.000 -5.000 -4.003 -4.003 1.260 1.260 1.588 1.588 0.000 -3.000 -2.410 -2.410 1.252 1.252 1.566 1.566 0.000 -1.000 -0.806 -0.806 1.242 1.242 1.543 1.543 0.000 1.000 0.810 0.810 1.233 1.233 1.520 1.520 0.000 3.000 2.439 2.439 1.223 1.223 1.495 1.495 0.000 5.000 4.082 4.082 1.212 1.212 1.468 1.468 0.000 7.000 5.740 5.740 1.200 1.200 1.441 1.441 0.000 9.000 7.415 7.415 1.188 1.188 1.411 1.411 0.000 11.000 9.108 9.108 1.175 1.175 1.380 1.380 0.000 13.000 10.820 10.820 1.161 1.161 1.347 1.347 0.000 15.000 12.555 12.555 1.146 1.146 1.312 1.312 0.000 17.000 14.313 14.313 1.129 1.129 1.275 1.275 0.000 19.000 16.099 16.099 1.111 1.111 1.234 1.234 0.000 21.000 17.915 17.915 1.091 1.091 1.191 1.191 0.000 23.000 19.766 19.766 1.070 1.070 1.144 1.144 0.000 25.000 21.657 21.657 1.045 1.045 1.093 1.093 0.000 - 54 - Fig. 35 The rear suspension ride data of X-1 - 55 - 3.2 제동 장치 Brake는 발의 힘을 이용하여 제어하기 때문에 발이 누르는 힘의 양을 판단하여 설계 되어야 한다. T-7, TF-1, X-1은 Table 16과 같이 페달에 가해지는 하중과 차량 무게 드라이버 무게를 고려하였다. 공기 역학적인 효과에 의한 영향을 배제한 상태에서 T-7 과 X-1의 tire 마찰계수(μ)는 0.8 TF-1의 tire 마찰계수(μ)는 1.2로 가정하였다. 이것은 금호타이어 광주연구소에서 제공한 data를 기준으로 하였다. (Fig. 6 참조) Table 16 Brake data T-7 TF-1 X-1 Pedal force (kgf) 55 55 45 Car weight (kg) 203 250 180 Driver weight (kg) 75 75 75 Tire force (N) 2251.736 4013.602 2033.076 Tire friction (N) 2181.744 3825.9 2001.24 차량은 기본적으로 lock이 걸릴 정도의 Brake 성능을 가져야 하고, F-SAE대회나 AARK 정규대회에서도 brake test시 tire lock이 걸리는 것을 원칙으로 하고 있다. Table 17에 의해 세 차량의 data를 비교한 결과 T-7과 TF-1은 제동에 의한 힘으로 tire에 가해지는 힘(tire force)이 차량 자중에 의한 tire 마찰력보다 크기 때문에 tire lock이 걸림을 알 수 있다. 그러나 너무 쉽게 lock이 걸리면 조향 능력을 상실하게 되므 로 tire force의 크기를 tire 마찰력보다 너무 크지 않은 범위에서 결정하였다. X-1의 경 우는 차량의 무게가 상대적으로 가벼운 이점과 pedal ratio 수정을 통해 T-7과 TF-1보 다 수월하게 brake를 사용할 수 있도록 하였다. - 56 - Table 17 Comparison of brake data among T-7, TF-1, X-1 Pedal pad distance Push rod distance Pedal ratio Pedal force Brake force T-7 176.000 46.000 3.826 55.000 210.435 TF-1 190.000 75.000 2.533 55.000 139.333 X-1 190.000 45.000 4.222 45.000 190.000 Thread (turns/mm) Bias width (mm) Bias Offset (turns) Force front master cyl. Force rear master cyl. T-7 1.250 69.000 0.000 105.217 105.217 TF-1 1.250 77.000 -10.000 55.190 84.143 X-1 1.250 77.000 0.000 95.000 95.000 Master Cyl. Bore front Master Cyl. Bore rear Line pressure - front Line pressure - rear T-7 16.002 16.002 0.523 0.523 TF-1 16.002 16.002 0.274 0.418 X-1 16.002 16.002 0.472 0.472 - 57 - Table 17 Comparison of brake data among T-7, TF-1, X-1 (continued) T-7 TF-1 X-1 Left front calipers: LF calipers (usually 2) LF caliper Bore #1 (mm) LF caliper Bore #2 (mm) 2.000 31.900 0.000 2.000 43.180 43.180 2.000 31.900 0.000 LF caliper area (sq mm) LF clamping force LF travel ratio 1598.458 836.277 60.820 5857.538 1607.463 147.570 1598.458 755.069 67.117 Right front calipers: RF calipers (usually 2) RF caliper Bore #1 (mm) RF caliper Bore #2 (mm) 2.000 31.900 0.000 2.000 43.180 43.180 2.000 31.900 0.000 RF caliper area (sq mm) RF clamping force RF travel ratio 1598.458 836.277 60.820 5857.538 1607.463 147.570 1598.458 755.069 67.117 T-7 TF-1 X-1 Left rear calipers: LR calipers (usually 2) LR caliper Bore #1 (mm) LR caliper Bore #2 (mm) 2.000 31.900 0.000 2.000 31.750 31.750 2.000 31.900 0.000 LR caliper area (sq mm) LR clamping force LR travel ratio 1598.458 836.277 60.820 3166.922 1325.001 79.785 1598.458 755.069 67.117 Right rear calipers: RR calipers (usually 2) RR caliper Bore #1 (mm) RR caliper Bore #2 (mm) 2.000 31.900 0.000 2.000 31.750 31.750 2.000 31.900 0.000 RR caliper area (sq mm) RR clamping force RR travel ratio 1598.458 836.277 60.820 3166.922 1325.001 79.785 1598.458 755.069 67.117 Front clamping force Rear clamping force % Front clamping force 1672.555 1672.555 50.000 3214.925 2650.002 54.816 1510.137 1510.137 50.000 - 58 - Table 17 Comparison of brake data among T-7, TF-1, X-1 (continued) T-7 TF-1 X-1 Left front torque: LF number of pads LF coefficient friction LF pad radius LF brake torque LF tire radius LF tire force 2.000 0.930 95.000 12314.185 262.500 562.934 2.000 0.930 97.500 24292.778 265.000 1100.050 2.000 0.930 95.000 11118.386 262.500 508.269 Right front torque: RF number of pads RF coefficient friction RF pad radius RF brake torque RF tire radius RF tire force 2.000 0.930 95.000 12314.185 262.500 562.934 2.000 0.930 97.500 24292.778 265.000 1100.050 2.000 0.930 95.000 11118.386 262.500 508.269 Left rear torque: LR number of pads LR coefficient friction LR pad radius LR brake torque LR tire radius LR tire force 2.000 0.930 95.000 12314.185 262.500 562.934 2.000 0.930 97.500 20024.076 265.000 906.751 2.000 0.930 95.000 11118.386 262.500 508.269 Right rear torque: RR number of pads RR coefficient friction RR pad radius RR brake torque RR tire radius RR tire force 2.000 0.930 95.000 12314.185 262.500 562.934 2.000 0.930 97.500 20024.076 265.000 906.751 2.000 0.930 95.000 11118.386 262.500 508.269 - 59 - 3.3 프레임 Frame은 적게 사용하고 가벼우며 강도를 유지해야한다. 그리고 차량에 포함되는 모든 parts를 수용해야 하며, 무엇보다도 driver가 탔을 때 운전에 전념할 수 있도록 안락해야 한다. T-7, TF-1, X-1 모두 인체 평면 모형을 기반으로 한 seat position 설계로 driver를 첫 번째로 고려하였다. T-7은 suspension geometry에 주안점을 두고 설계된 차량이기 때문에 frame 구조가 복잡하고, 또 seat position과 연관되어 overal length와 wheelbase가 길어졌다. 이로 인해 race track에서는 drive에 문제가 없지만 slalom track에서는 long wheelbase 때 문에 cornering에서 취약점이 나타났다. 이에 따라 TF-1은 wheelbase를 줄이고 frame 의 구조를 간단히 하는데 주안점을 두었고, 저중심 seat position을 우선시 하여 overal length는 20mm 줄이는데 그쳤다. Overal length를 줄이지 못하고 wheelbase를 줄였기 때문에 front overhang이 지나치게 길어졌다. TF-1과 같은 문제로 X-1은 전 영역에 거쳐서 타협을 지었다. Wheelbase를 최소화 하고 yaw moment를 줄이기 위해 front overhang을 최대한 줄임과 동시에 seat position을 높이게 되었다. 제작공정을 줄이고 무게를 줄이기 위해 frame의 구조를 최대 한 간단히 하면서 suspension hard point와 타협을 지었다. 특히 rear suspension을 고 정하기 위한 구조물을 없애버림으로 해서 frame의 무게를 현격히 줄였다. 단 frame은 구조 해석이 아닌 F-SAE 안전규정 내에서 설계되었음을 밝힌다. Table 18은 T-7, TF-1, X-1의 frame overal length와 weight를 비교한 것이다. Table 18 Comparison of the frame among T-7, TF-1, X-1 Dimensions T-7 TF-1 X-1 Frame overal length (mm) 2526 2504.5 2000 Frame weight (kg) 30 35 21 - 60 - Fig. 36 Main frames of T-7, TF-1 and X-1 - 61 - 3.4 동력전달장치 3.4.1 엔진 T-7과 X-1은 F-125 규정에 의해 배기량 125cc Engine을 사용한다. 125cc engine 은 보통 carburetor type으로 max. power 12ps/10500rpm, max. torque 0.9kg․ m/8500rpm의 성능을 낸다. Fig. 37은 125cc Exive engine의 torque, PS 곡선이다. Engine의 성능을 알면 track의 성격에 맞추어 gear비를 setting할 수 있다. Mission은 일반적으로 engine에 포함된 것을 사용하기 때문에 종감속비를 바꾸어 setting 하며, chain을 이용한 구동방식이라면 동력 전달은 gear구동방식 보다 20%정도 떨어지지만 손 쉬운 감속비 setting이나 동력 전달 경로를 짧게 하는 이점 등이 있다. Fig. 38은 가상의 track을 만들어 gear ratio setting을 할 수 있는 simulation이다. Track에 맞지 않는 gear ratio setting은 engine의 과도한 over rev사용이나 time loss 로 이어질 수 있다. F-SAE대회나 AARK 정규대회는 gear를 1단에서 3단 사이의 변속 이 이루어지므로 gear 사용 범위와 track내의 최고 속도 등을 고려한다면 쉽게 gear ratio setting이 가능할 것이다. Fig. 37 Performance of the 125cc Exive engine (Torque & power) - 62 - Fig. 38 Simulation of the gear-ratio setting - 63 - 반면 TF-1은 일본 Honda사의 CBR600F4I를 채택하였는데 인젝션 시스템과 독립점화 방식, 수냉 시스템의 고성능 엔진으로서 동급의 타 엔진과 비교하여 무게 중심이 낮아서 차량의 전체 무게 중심을 낮출 수 있는 장점도 갖고 있다. Fig. 39는 엔진 성능곡선으 로서 Max power 69ps/11000rpm, Max torque 4.5kg․m/8100rpm을 낸다. 80 5 Test 2 (Power) Test 1 (Power) 4 60 3 Test 2 (Torque) 50 40 2 Test 1 (Torque) 30 1 20 10 15 Torque (kgf-m) Power (PS) 70 0 Air-Fuel Ratio Test 2 Test 1 10 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 Angular Velocity (RPM´10-3) Fig. 39 Performance of the 600cc CBR600F4I engine 3.4.2 인테이크 시스템 Fig. 40은 TF-1의 인테이크 시스템에 대한 CATIA 설계 그림이다. Fig. 40을 보면 인테 이크 입구부분에 20mm 지름의 리스트럭터를 가지고 있으며 약 2.5리터의 써지탱크를 가 지고 있다. 매니폴더는 4개의 길이가 똑같은 약 150 mm의 길이와 혼을 가지고 있다. FORMULA-SAE 규정에는 지름 20 mm 제한의 리스트럭터가 의무화 되어 있어 차량의 출 력 제한을 위해 장착된다. 이 점을 가장 주의하여 설계해야 한며 또한 차량은 610cc 미만 의 엔진을 사용하여야 하므로 600cc, 14000 rpm까지 사용할 수 있는 고성능엔진을 사용 하며 최대토크는 8000 rpm에서 나올 수 있도록 고려하여 설계하였다. 특히 리스트럭터는 고성능 레이싱카에서 많이 규정으로 볼 수 있으며 설계의 가장 고려할 부분은 리스트럭터 부분에서 얼마나 많은 공기를 자연스럽게 흡입하느냐이다. 리스트럭터가 장착된 레이싱카 의 인테이크 부분에서는 공기의 속도가 아주 빠른 초음속의 압축성 유동이므로 마하수를 고려하여 확대노즐(디퓨져)형태인 초음속 노즐 형상로 설계하였다. - 64 - Fig. 40 Fig. 41 CATIA modeling of the TF-1 intake system CATIA modeling of the TF-1 restructor Fig. 42는 유동해석의 pre-processor인 GAMBIT 프로그램을 사용하여 격자 및 경계조 건을 생성하는 단계를 나타낸 것이다. 그리고 Figs. 43-44는 FLUENT 프로그램에 의한 유동해석을 수행하여 4기통의 매니폴드에서 같은 압력으로 기체를 흡입할 경우에 나타난 압력 분포도이다. 여기서는 4개의 매니폴드에서 똑같은 양의 공기를 빨아들이는가에 중점 을 두고 해석했으며 그림에서 보는 것처럼 4개의 매니폴드가 같은 압력 분포로 흡입하는 경향을 알 수 있다. 따라서 인테이크 내부의 유동은 부드럽게 각 실린더마다 비슷한 양의 공기를 공급해 줄 것이라고 추측된다. - 65 - Fig. 42 Mesh generation of the intake system by GAMBIT Fig. 43 Pressure distribution along the intake system - 66 - Fig. 44 3.4.3 Velocity distribution along the intake system 연료 탱크 및 오일 팬 일반 차량과 달리 경주용 차량에서는 코너링을 할 때 큰 횡하중이 작용하여 연료 탱크 내의 오일이 기울어지는 현상이 발생할 수 있다. 만약 Fig. 45에 보이는 바와 같은 모터 사이클의 경우라면 차체도 같이 기울어지기 때문에 엔진으로 공급되는 연료의 흐름에는 영향을 주지 않지만 Fig. 46과 같이 경주용 차량의 경우라면 차체의 기울어짐에 비해 연 료의 쏠림 현상이 현격하게 크기 때문에 엔진으로 공급되는 연료량에도 급격한 변화가 일어나서 엔진 출력에 심각한 결함을 야기할 수 있다. 따라서 이러한 현상을 방지할 필 요가 있으며 그 하나의 방법으로 Fig. 47(a)와 같이 연료 탱크 내에 격벽을 설치하여 코 너링을 할 때 횡하중이 작용하더라도 연료 레벨의 변화가 일정 수준을 벗어나지 않도록 함으로써 엔진으로 공급되는 연료의 흐름에는 변화가 없도록 할 수 있다. 이러한 현상은 오일 팬의 경우에도 똑같이 발생할 수 있으며 Fig. 47(b)에 보이는 바와 같이 연료 탱크 와 마찬가지로 격벽이 있는 오일 팬을 도입함으로써 해결할 수 있다. - 67 - (a) No tilt (b) Tilt during cornering Fig. 45 A fuel tank of a motorcycle engine (a) No tilt (b) Tilt during cornering Fig. 46 A fuel tank of a car engine (a) Fuel tank (b) Oil pan Fig. 47 Partitioning of the fuel tank and the oil pan - 68 - 3.5 공기역학 설계 경주용 차량과 같이 고속으로 주행하는 경우 공기역학적 저항력이 운전 성능에 미치는 영향은 매우 크다. 특히 직선 주행의 경우 차량의 가속 성능과 안정성을 결정하는 가장 중요한 인자이다. 특히 코너링 상태가 아닌 고속의 직선 주행에서도 차량 상부를 통과하 는 공기 흐름이 차량 후방에서 박리되면서 차량 상부의 공기 압력이 차량 하부의 공기 압력보다 낮아지게 되어 발생하는 상승력에 의해 후방 타이어에 작용하는 수직 하중이 급격하게 줄어들면서 안정성을 잃을 수 있다. 이러한 상승력 발생을 방지하기 위해 차량의 후방 하단에 Diffuser를 설치하면 효과적 이다. Fig. 48은 diffuser를 포함한 TF-1 차체 주변의 공기유동 해석을 위한 GAMBIT modeling이고 Fig. 49 및 Fig. 50은 유동 해석의 결과로 얻은 속도 및 압력 분포를 각 각 도시한 것이다. Fig. 48 TF-1 modeling for aerodynamic analysis - 69 - Fig. 49 Velocity distribution around TF-1 Pressure Distribution (Pascal) Fig. 50 Pressure distribution around TF-1 - 70 - 3.6 설계 검토 Table 19는 T-7, TF-1, X-1의 기본적인 치수와 비율을 나타내고 있다. 무엇보다 X-1이 변화 된 것은 overal length가 종전 차량보다 500 mm 이상 짧아진 점이다. T-7 의 long wheel base에 의한 slalom course에서의 경쟁력 약화, TF-1의 지나친 front overhang의 길이로 인한 yaw moment 증가를 X-1에서는 해소 하였다. 그러나 seat position이 높아져 종전 차량보다 overal height가 100 mm 가량 높아졌다. 이에 따라 CG point가 높아졌고 CG point를 낮추기 위해 최대한 parts를 하양 배치하였다. 특히 fuel tank를 CG point에 위치 시켜 무게 중심을 낮춤과 동시에 연료량 변동으로 인한 load transfer 변동을 최소화 하였다. Frame을 최대한 간소화 하고 경량의 재질과 부품 을 사용하여 차량의 무게는 같은 배기량의 T-7보다 25 kg 이상 감량하였다. Fig. 51은 CATIA V5로 설계 완성된 X-1의 model 이다. Table 19 Comparison of fundamental dimensions Dimensions T-7 TF-1 X-1 Overal length (mm) 2900 2810 2300 Overal width (mm) 1460 1305 1275 Overal height (mm) 930 890 1005 Wheel base (mm) 1886.528 1529 1530 Track (mm) 1285 1100 1100/1000 Weight (kg) 203 250 175 Weight balance 4:6 5:5 4.5:5.5 CG point (mm) 287.5 249 270 Suspension type Unequal non-parallel Push-rod Unequal parallel / Unequal non-parallel Push-rod - 71 - Unequal non-parallel Pull / Push-rod Fig. 51 CATIA modeling of X-1 - 72 - 제4장 경주용 차량의 제작 4.1 개요 제작 이란 설계를 현실로 구현하는 것이다. 하지만 모든 설계가 현실로 구현하는데 있 어 여러 가지 한계가 따르는데, 이 모든 한계를 설계자가 미리 숙지하고 그에 맞게 설계 하는 것이 진정한 설계라 하겠다. 제작이 고려되지 않은 설계는 제작의 어려움과 시행착 오가 수반되어 완성도와 시간, 비용 면에서 악영향을 주는 원인이 된다. - 재원 설계 시부터 고려해야할 제작의 한계 중 가장 먼저 고려해야 하는 것은 재원이다. 재원은 제작에 있어 원초적 한계를 제시한다. 아무리 우수하고 양질의 설계와 좋은 제작 방식을 고려해 설계되었다하더라도 그만큼의 재원이 확보 되지 못했다면 모든 것이 허망 한 꿈으로 돌아가는 것이다. 차량의 설계와 동시에 진행되어야 하는 것이 그를 실현시켜 줄 재원확보이다. 버는 것이 없다면 쓰는 것을 줄여야 하듯 재원확보에 대한 부담을 줄 여주는 것이 설계 시부터 고려되어야 한다. 우선 그 설계가 갖추어야 할 요건의 가이드 라인을 정하고 그 요건을 충족시키는 한도 내에서 가장 저렴한 재료와 제작방식이 선정 되어야 한다. 그리고 그 재료와 방식에 맞게 설계하거나 변경해야 한다. - 시간 다음으로 고려해야할 제작의 한계는 시간이다. 시간은 설계와 제작 등 모든 부분과 관 련되는 변수이다. 우수한 설계, 재원확보, 완성도 있는 제작에 필요한 것도 모두 시간이 다. 제작방식, 재료 선정에도 영향을 미치는데 즉 시간이 충분하지 못하다면 시간이 오래 걸리지만 값싼 방식과 재료를 선택하지 못하는 경우를 들 수 있겠다. 그래서 충분한 시 간을 갖고 시작하는 것이 충분한 재원확보 만큼이나 중요한 이유이기도 하다. 실제 TF-1 프로젝트를 시작할 때 2년이라는 기간을 잡은 이유도 시간이라는 변수에 대한 위 험에서 벗어나고자 한 것이고 TF-1이 endurance event를 통과 못한 이유도 결국 시간 의 부족으로 귀결되는 어쩌면 가장 중요한 한계를 제시하는 것이 시간일 것이다. 그럼 지금부터 각 부품의 특징과 다양한 제작 방식을 논하고 TF-1의 제작방식을 기초 로 해서 노하우와 개선된 방법을 제시하고자 한다. - 73 - 4.2 프레임 및 현가장치 4.2.1 기본 요건 Frame이 갖추어져야 할 요건은 드라이버의 안전과 성능을 유지할 수 있는 강도, 편안 한 seat position, 가벼운 무게, 낮은 무게 중심, 모든 부품의 안정적인 mount를 하면서 각 부품이 최고의 성능을 내기위한 위치선정 등 이다. 이 많은 요건들을 상세하게 보면 서로 상충되는 요건들이 넘쳐난다. suspension의 성능만을 추구하다보면 편안한 시트 포 지션을 방해하고 가벼운 무게만을 고려하다 보면 frame 강도에 영향을 주게 된다. 이처 럼 frame이라는 부품은 한쪽목적으로 편중될 수 없는 ‘타협의 산물’이 될 수밖에 없다. Suspension은 다양한 부품으로 구성되는데, 안정적인 강도와 가벼운 무게, camber, caster, king pin 등의 angle을 쉽게 바꿀 수 있어야 한다. Suspension의 부품중 하나인 wishbone은 전단력이 작용하지 않고 압축과 인장만이 일어나게 설계하는 것이 좋기 때 문에 주로 삼각형모양으로 만들어지게 된다. 그리고 knuckle arm(이하 knuckle or upright)의 setting 변화를 용이하게 하기 위한 제작이 필요한데 보통 2가지 방식이 사용 된다. 첫째, 각 rod 끝에 nut가공품을 welding하고 rod end bearing을 달아 길이 조절이 가능하게 만들어 setting하는 방식과(Fig. 52), 둘째, rod 끝에 spherical housing을 용접 하여 spherical bearing을 억지 끼워맞춤으로 고정한 다음 bracket 사이에 spacer 등을 이용하여 setting을 조절하는 방식이 있다.(Fig. 53) Fig. 52 Rod-end bearing - 74 - Fig. 53 Spherical bearing 전자는 bearing을 쉽게 교환할 수 있고 길이 조절이 쉽지만 진동에 의한 moment에 약해 자주 bearing을 check해주어야 한다. 후자는 전자에 비해 강하고 안정적이여 반영 구적인 방식이라 할 수 있지만 housing 제작 단가 상승과 억지 끼워맞춤에 의한 bearing 교환이 쉽지 않다. 4.2.2 가공 판재를 가공하는 방법 중 Fig. 54에 보이는 바와 같은 laser cut이 있다. Laser cut은 두께 약 10 mm 까지의 판재를 laser cut을 이용해 절단, 가공하는 방식이다. 제작 단가 가 낮으면서 소요시간이 적고 다양한 형상의 제품을 가공할 수 있으며 가공오차 또한 거 의 없다. TF-1의 경우 bellcrank, pedal, bracket 등 대부분의 부품을 laser cut을 활용 해서 제작되었다. 이와 비슷한 방식으로 water jet cut이 있는데 이 방법은 Fig. 55에 보 이는 바와 같이 고압의 물을 이용해 절단하는 것이다. Laser cut과 가장 큰 차이점은 열 이 발생하지 않아 열 변형이 없어 brake disk와 같이 정밀성이 요구되는 가공에 사용한 다. - 75 - Fig. 54 Fig. 55 Laser cut Water jet cut - 76 - 4.2.3 Welding Arc welding의 특징은 저렴한 장비와 간단한 방식이라 휴대성이 좋고 용접봉이 들어 가는 한 welding접근성이 가장 높다. Welding강도 또한 좋지만 숙련된 기술자가 아니라 면 welding비드의 질에서 엄청난 차이를 보인다. 열변형도 높은 편이다. Fig. 56에 보이는 바와 같은 Argon welding은 arc 용접봉의 석면 역할을 불활성 가스 인 argon가스가 대신하는 방식으로 장비가 비싸고 가스통을 휴대하기 힘들어 이동성이 떨어지며 welding접근성이 낮은 방식이긴 하지만 숙련된 기술자가 아니라도 양질의 welding비드를 낼 수 있을 정도로 쉬워 frame 완성도를 높일 수 있는 가장 좋은 방식이 고 aluminium 등 다양한 금속을 용접할 수 있는 장점을 가지고 있다. Aluminium welding하는 방법은 용접기에서 steel을 welding할 때 사용하는 직류를 교류로 바꾸고 용접봉인 텅스텐 봉을 steel용인 붉은색에서 aluminium용인 녹색으로 교환한다. Welding 방식은 비슷하지만 가장 다른 것은 welding하기 전에 welding물체의 온도를 약 200도까 지 올려 주어야하는 것이 다르다. 즉 토치로 가열해 용접 대상물체의 온도를 높이고 welding을 시작해야 한다. 또한 열 변형이 steel보다 훨씬 심하니 열 변형이 가장 적게 영향을 받는 순서로 welding을 해야 한다. Fig. 56 Argon welding - 77 - CO2 welding방식은 argon방식과 거의 흡사한 방식이다. 단지 용접봉이 자동으로 나오 는 차이점이 있을 뿐이다. 위와 같이 welding을 해 제작할 때는 그 부품에 맞는 jig 제작은 필수라 하겠다. 그 이 유는 welding 시에 발생하는 열 때문에 생기는 변형을 줄이고 빠른 시간 내에 part를 제 작하기 위해서다. Welding 할 때도 우선 3~4방향으로 점사용접 후 완용접을 하는 것이 열 변형을 막을 수 있는 법이기도 하다. 열 변형을 막는 것이 welding을 이용한 부품제 작에 있어 가장 핵심이다. Fig. 57은 TF-1의 용접 시 제작한 jig를 보여주고 있다. Fig. 57 Jig for welding TF-1 - 78 - 4.3 차체 차체(body)는 자동차의 외장 즉 표면을 나타내는 부품이다. TF-1 body 설계에 있어 고려한 요건은 크게 물질적 요건과 제작에 관한 요건 크게 2가지이다. 첫째, 물질적 요건 은 모든 부품을 감싸주는 마감제로서 역할, 바람의 저항을 줄여주고 저항에 견딜 수 있 는 강성, 자동차의 특성과 상품성을 높일 수 있는 미적 아름다움, 가벼운 무게 정도로 요 약 할 수 있다. 둘째, 제작에 관한 요건은 저렴한 제작비용과 제작 시간의 단축이다. 일반적으로 mini formula body를 제작하는 방식은 다음과 같이 4가지 정도로 요약 가 능하다. 4.3.1 금속판금 방식 금속판금 방식은 일반적인 자동차생산에 사용하는 방식으로 금속판을 금형으로 찍어 body를 제작하는 방식으로 대량 생산 체재에 맞는 방식이기도하다. 하지만 금형 제작에 천문학적인 재원이 들어가기 때문에 mini formula body 제작 방법에서는 논외로 하겠다. 금형을 이용하지 않고 손으로 직접 aluminium 등을 판금해서 body로 활용하기도 하지만 body의 물질적요건의 대부분을 충족시키지 못하는 방법이다. Fig. 58 Sheet metal processing - 79 - 4.3.2 Mono coat 방식 Mono coat 방식은 주로 모형 비행기 날개 표면에 사용하는 방식으로 얇은 비닐과 비 슷한 mono coat 플라스틱 막을 이용한다. Fig. 59와 같이 frame부분을 싸고 다리미와 같은 도구로 열을 가해주면 frame에 달라붙으면서 팽팽해지는 특성을 가지고 있다. Mono coat는 제작 시간을 매우 절약해주지만 body로서 약한 강도와 한번 사용한 mono coat를 차에서 탈거하여 재사용 할 수 없다는 문제를 안고 있어 차량에 부분적인 사용이 요구된다. Fig. 59 Mono coat processing - 80 - 4.3.3 CFRP monocoque 방식 CFRP monocoque 방식은 4번째 방식인 강화플라스틱(FRP)방식과 일반적으로 제조 방식에 있어 흡사하다. 다른 말로 표현하면 강화플라스틱(FRP)방식이 진화한 형태다. CFRP Monocoque 방식은 body가 frame의 역할도 수행하는 방식으로 space frame에 비해 3배의 강성과 절반의 무게가 나오기 때문에 F1 machine이나 super car 등에 주로 사용된다. 그러나 master mold, autoclave 등을 사용해야하는 까다로운 제작 방식과 고 가의 재료비용이 문제가 되고 있다. 하지만 재원 확보와 철저한 디자인, 제작 스폰서를 마련한다면 CFRP monocoque 방식을 마다할 이유는 없을 정도로 최고의 방식임에는 확 실하다. Fig. 60 CFRP monocoque processing - 81 - 4.3.4 강화플라스틱 성형 방식 (FRP) 강화플라스틱 성형방식은 master mold위에 불포화 폴리에스테르 수지와 유리섬유(or carbon섬유)를 사용하여 성형하는 방식으로 강도와 탄력 면에서 철판보다 뛰어나고 복잡 한 모양 또한 쉽게 구현할 수 있으며 표면 또한 좋아 body의 물질적 요건을 모두 충족 시킨다. 하지만 body 제작에 상당한 시간이 소요되고 제작비용 또한 적지 않은 단점도 가지고 있지만 위에서 논한 모든 방식을 비교해 보았을 때 현재 mini formula car제작에 맞는 방식이다. FRP 제작과정은 초기 mold 제작, master mold 제작, FRP 성형, body 표면 가공, 도 색으로 나눌 수 있다. (1) 초기 mold 제작 TF-1의 body는 종이 sketch와 Fig. 61과 같은 1/10 크기의 축소 모형으로부터 초기 mold를 제작하였다. 하지만 기간과 노력을 아끼려면 해석 단계에 있어 설계한 것을 Fig. 62와 같은 3D 프로그램으로 구현해야 한다. 그 이유는 master mold 제작 방법과 소요 시간에서 엄청난 차이를 보여주기 때문이다. Fig. 61 TF-1 scale-down model (1:10) - 82 - Fig. 62 Generation of a 3D body model (2) Master mold 제작 Master mold는 body와 모양과 크기가 똑같이 제작된 FRP제품 성형 틀을 말한다. 우 선 master mold 제작을 위해서는 철판, 스티로폼, 발포우레탄, 사포(80~1000방), 차량 용 putty를 준비해야한다. master mold의 표면은 아주 매끄럽게 제작되어야 하는데 mold에서 성형되어 나오는 body 또한 표면 흔적이 남아 후 처리 가공에 시간이 걸리기 때문이다. 각 부품과 body와의 간섭을 막기위해 TF-1의 경우 master mold를 제작할 때 실제 frame과 같은 또 하나의 frame을 제작해서 master mold를 만드는 방식을 채택했다. 이 방법은 차에 꼭 맞는 body를 얻을 수 있었지만 body 모양을 잡는데 많은 시간이 소요되 었다. Side-pod의 경우 가이드라인이 없어 눈짐작으로 좌우 균형을 잡을 수밖에 없었고 이로 인해 양쪽을 대칭으로 만드는 데 문제점이 있었다. TF-1은 master mold 제작에 4 일을 예상했지만 앞선 문제로 20일이 소요되었다. 하지만 앞서 언급한 것처럼 design한 것을 3D프로그램으로 구현한다면 3일 정도로 줄일 수 있다. Fig. 63과 같이 3D로 구현된 것을 약 15-20 cm 정도로 가로 세로 구역화하여 직사 각형 판을 만든다. 이것을 가로 부분과 세로 부분으로 나누면 사진과 같은 판으로 보일 것이다. 이것을 두께 1-1.5 mm 로 하여 그림과 같이 연결될 수 있게 블록화 하고 판을 laser cut한다. Laser cut된 철판이 나오면 그것을 block으로 만들어 연결한다. - 83 - (a) Rectangular pieces (b) Integration of pieces Fig. 63 Developing a master mold by laser cutting 그 다음으로는 Fig. 64(a)와 같이 완성된 형틀사이에 기본적으로 스티로 폼을 채우고 발포우레탄을 채워주면 된다. 발포우레탄은 2가지 물질로 구성되는데 함께 섞어주면 약 20배가량의 부피가 증가한다. 발포우레탄은 약 20분 정도 후면 딱딱하게 굳는데 이것을 80방정도의 사포나 톱을 이용하여 매끄럽게 표면을 잡아주면 된다. 이 발포우레탄을 스 티로폼 위에 사용해야 하는 이유는 모양잡기도 편하지만 그 위에 바를 차량용 putty(이 하 putty)에 스티로폼과 다르게 녹지 않은 성질 때문이다. Master mold 형태가 완성되었 다면 putty를 이용해 표면을 매끄럽고 딱딱하게 만들어 FRP성형이 잘되게 마무리해야 한다. Putty사용은 putty와 경화제로 구성되는데 이것을 적정한 비율로 혼합해주면 약 20분후에 딱딱하게 굳는다. 이 putty를 발포우레탄 표면위에 고무손으로 얇게 펴서 전 표면을 바르고 굳기를 기다린다. 굳고 나면 사포를 이용하여 표면을 연마해야한다. Body 제작에 들어가는 사포는 80-1000방정도의 다양한 사포가 필요하며 80방(거친 것)을부터 1000방(고운 것)까지 순차적으로 사용해야한다. 그리고 사포 구입 시에 종이 사포가 아 닌 천 사포를 구입해야 하며 사포를 사각형 플라스틱 불록에 스프레이본드로 붙여 손으 로 잡고 사용해야 표면이 매끄럽게 나온다. - 84 - (a) 1st Stage (b) 2nd Stage (c) Final stage Fig. 64 Making the TF-1 master mold - 85 - 표면처리 때의 가장 중요한 것은 크로스가공법이다. 크로스 가공법은 사포를 위에서 아 래로 좌에서 우로 크로스를 반복하는 가공 방식이다. TF-1제작 시에 실제 약 2주에 걸 쳐 4명이 한쪽 방향으로만 가공한 것보다 크로스로 4시간 가공한 것이 훨씬 더 표면이 자연스럽게 나왔다. Putty가 굳었다면 처음에는 80방의 사포로 위에 언급한 크로스 가공을 하면서 표면을 잡아야 한다. 대략 표면이 완성되었다면 다시 putty를 바르고 연마를 반복한다. 상태에 따라 다르지만 사포 방수를 높여가며 약 8~10회 정도면 완성할 수 있을 것이다. 그리고 마지막은 600~1000방 정도의 아주 고운 사포를 이용하여 실제 차량의 표면과 같이 매 끄럽게 완성해야한다. (3) FRP 성형 우선 준비물로는 고체왁스, 겔코트(GEL-COAT), 불포화 폴리에스테르 수지+경화제, 유리섬유(or carbon섬유), 페인트 롤러, 페인트 붓, 쇠 롤러, putty, 사포 등이다. Fig. 64처럼 master mold가 완성이 되었다면 FRP를 성형하기 전에 서로 잘 떨어질 수 있도록 이형제인 고체왁스를 master mold에 발라야 한다. 고체왁스를 바르는 방식 은 완성된 표면에 천으로 얇게 계속 문질러 바르고 다시 깔끔한 천으로 완전히 닦아 낸 다. 시간을 두고 약 3회 이상 실시한다. 그러면 왁스는 표면에 영향을 안주면서도 완전히 흡수 되어 성형 시에 이형제 역할을 수행하게 된다. 이렇게 하면 성형전의 모든 준비는 끝난 것이다. Fig. 65 Waxing - 86 - FRP성형 시 유리섬유와 carbon섬유를 사용할 수 있다. 유리섬유는 매트섬유(섬유가 10cm정도의 섬유가 규칙적이지 못하고 얽혀 있는 것), 격자섬유(섬유모양)등이 있다. Carbon섬유는 성형하는데 있어 격자섬유만을 사용한다. Carbon섬유는 당기면서 입체적 인모양의 mater mold 표면에 맞게 변형이 가능하다. 하지만 유리섬유가 한롤(폭1.5m 길 이 70m)에 7만원정도 임에 반해 carbon섬유는 1m*1m인 섬유가 약 3~5만 원에 달해 약 100배 이상의 가격차이가 난다. 성형방법에는 완성된 형틀을 master mold로 활용하여 바로 body를 성형하는 방식과 형들에 한번 성형을 해 master mold를 다시 만들고 그 안쪽 면에 다시 body를 성형하 는 +/-방식이 있다. 비용과 시간만을 고려한다면 전자가 좋지만 제품의 표면 완성도와 재생산을 고려한다면 후자가 좋다. 형틀을 master mold로 활용하여 body를 성형하는 방법은 다음과 같다. Master mold 에 겔코트(GEL-COAT)를 페인트처럼 얇게 칠한다. 에어브러쉬를 활용해도 되고 붓으로 발라도 된다. 이과정은 +/-방식에서는 필수이지만 지금 하는 방식에서는 생략해도 된다. 겔코트(GEL-COAT)를 사용하는 이유는 불포화 폴리에스테르 수지(이하 수지)가 표면에 발라졌을 때 기포기 생기는데 이것을 보완할 수 있기 때문이다. 섬유는 가장 일반적으로 매트 유리섬유를 사용한다. TF-1처럼 격자 유리섬유를 사용할 수 있지만 구입이 어렵고 라운드 처리가 매트 섬유보다 떨어진다. 매트 섬유는 기존처럼 잘게 잘라 쓰기보다 크기 에 맞게 한 번에 덮는 것이 좋다. Carbon섬유를 사용할 때도 같은 요령으로 제작하며 끝 을 당기면 표면의 모양처럼 변형이 된다. 크기에 맞게 잘라진 매트섬유를 mold 표면에 덮고 붓을 사용하여 수지를 매트에 발라야 한다. 수지제조를 위해 불포화 폴리에스테르 수지와 경화제 그리고 PT병을 위부 분을 잘라 낸 통을 20~30개 정도 준비하고 페인트롤러가 들어갈 정도의 깔끔한 페인트통도 4개정 도 준비한다. 그리고 작은 페인트 붓과 가장 작은 페인트 롤러, 그리고 쇠 롤러를 준비한 다. 불포화 폴리에스테르 수지 2L에 약 경화제를 경화제 뚜껑 1-1.5개 정도의 양을 붇고 잘 섞어 준다. 섞은 후 약 20분후부터 굳는다면 좋은 것이다. 경화제 양을 너무 적게 섞 으면 하루가 넘어도 굳지 않고 너무 많이 섞으면 바르기도 전에 굳기 시작하고 경도가 증가해 body가 깨지기 쉽게 된다. 한 번에 수지 만드는 양은 1L 정도씩 조금씩 자주 제 조하는 방식을 사용한다. 한 번에 너무 많은 양을 타면 사용하기도 전에 버리는 양이 많 아지고 작업을 빨리 하려는 경향이 있어 완성도는 자연스럽게 떨어지게 된다. 눈으로 식 별하는 법은 적당한 양이 섞이면 연보라색에서 연갈색으로 변하는 것을 관찰할 수 있을 것이다. - 87 - Fig. 66 Preparation of polyester resin 수지를 바르는 방식에 따라 나오는 body의 품질은 천지 차이로 나온다. 포인트는 평 평한 매트섬유로 라운드 부분 처리 기술이다. 가장 중요한 포인트는 롤러가 아닌 붓을 활용하는 방법인데, 붓을 위에서 아래로 바르는 것이 아니라 표면에 대해 수직으로 꾹꾹 찍어 바르는 것이다. 4명이 동시에 작업한다면 1명은 롤러로 전체적으로 액을 바르고 3 명 정도가 붓으로 찍어 바르며 작업하면 된다. 이 작업 시에 가장 중요한 것은 액의 양 조절이인데 최대한 적게 사용하는 것이 중요하다. 성형작업에 있어 중요한 부분은 섬유를 먼저 올리고 액을 발라야 한다는 것이다. 이런 식으로 매트를 올리고 액을 바르는 작업을 순차적으로 2~3회 실시한다. 중간에 공기가 들어간 부분은 쇠 롤러를 사용하여 공기를 빼주면서 불필요하게 들어간 액도 빼준다. 매 트를 사용할 때는 3장이면 3장 균일하게 사용해야 한다. 그리고 성형의 끝부분은 잘라 낼 것을 고려해 여유 있게 성형해야 한다. 이렇게 성형된 body는 하루 정도 말려야 한 다. 온도가 높을수록 굳는 시간은 단축된다. 겨울에 작업할시 에는 난방을 해주는 것이 좋다. - 88 - (a) 1st stage (b) 2nd stage (c) Final stage Fig. 67 Building the FRP body for TF-1 - 89 - (4) Body 표면 가공 하루 정도 말린 body를 고무망치 등으로 가볍게 치며 master mold에서 분리해 낸다. 분리해낸 제품의 가장자리를 사용할부분만 남기고 grinder로 제거 한다. 이렇게 나온 body는 master mold 표면 잡는 방법인 putty를 바르고 사포 작업을 반복해 표면을 완 성한다. 표면을 완성했다면 body를 몇 조각으로 나눌 것인지 생각해야 한다. 일체 body 는 체결장치가 수가 적고 이음매가 없이 깔끔해지는 장점이 있으나 하나의 작은 정비만 을 하려해도 body전체를 탈거해야 하고 사고로 인해 body일부가 파손되면 body 전체를 교환해야 한다는 문제점이 있다. 정비 시에 자주 분해하는 부분은 볼트가 아닌 찍찍이를 활용해 분해를 용이하게 하는 것도 좋다. 여러 조각으로 나누었다면 어떻게 고정할 것인가를 생각하고 체결장치를 고 정할 곳도 만들어야 한다. (a) 1st stage (b) 2nd stage Fig. 68 Surface refinement of the body - 90 - (5) 도색 준비물로는 에어브러쉬, 페인트, 마스킹 테이프가 있다. 페인트의 종류는 다양하지만 표면강도와 색감이 좋은 우레탄계열 페인트가 주로 사용 된다. TF-1처럼 색이 백색과 붉은색이라면 방청색과 백색, 붉은색 우레탄 페인트와 표면 마감 투명 우레탄페인트+경화제 그리고 우레탄 신나를 구입해야한다. TF-1을 도색하는 데 든 페인트 비용은 20만원 전후다. 도색을 할 때는 FRP성형과 같이 날씨가 화창하고 습도가 낮은 날을 선택한다. 습도가 높으면 건조시간이 길어져 분진이 많이 달라붙고 광 택 또한 좋지 않아 진다. 날씨가 좋다면 우선 주변을 깔끔하게 청소해 분진이 날리지 않 게 한다. 그리고 완성된 표면에 에어건으로 깔끔하게 털어내고 방청색을 칠한다. 도색은 에어브러쉬로 칠하되 왔다 갔다 하며 연하게 칠하고 말리고 다시 칠하는 방식을 반복해야한다. 한 번에 진하게 칠하면 페인트가 뭉쳐 흐르는 경우가 있어 처음부터 다시 해야 하는 경우가 생긴다. 페인트 작업은 여유를 갖고 해야 완성도를 높일 수 있다. 방청 색이 완전히 굳었다면 연한 색부터 칠해야 한다. TF-1의 경우 붉은색과 흰색이기 때문 에 흰색을 베이스로 먼저 칠해야 한다. 페인트 준비는 우레탄페인트 2/3과 우레탄 신나 1/3정도를 잘 섞어주면 된다. 우레탄페인트는 마르는 속도가 매우 느리기 때문에 한번 칠하면 약 3~5분정도의 텀을 두는 것이 좋다. 약 5~7회 정도 반복해 윤기가 날정도로 칠해야 한다. 흰색이 다 칠해졌다면 하루정도 말린다. 다음날 색의 경계가 되는 곳을 마 스킹테이프로 꼼꼼하게 붙이고 같은 방식으로 붉은색을 칠한다. 붉은색을 다 칠했으면 건조 후 마스킹테이프를 제거하고 약 3시간 후에 투명 우레탄 페인트와 경화제, 시너 (lacquer thinner)를 일정비율로 섞어 칠하고 약 하루 정도 말리면 제품은 완성된다. (a) Preliminary painting (b) Final painting Fig. 69 Painting of the TF-1 body - 91 - (6) +/- 성형 방식 처음 master mold에 성형한 것을 body로 활용하는 것이 아닌, 1차 성형 body를 master mold로 활용하여 안쪽에 다시 body를 성형하는 방식이다. 일반적인 성형방법은 표면을 가공해야하기 때문에 사포로 갈아야할 두께를 고려해야지만 +/- 성형방식은 body의 두께를 얇게 만들 수 있고 특별한 표면처리 없이 깨끗한 표면을 얻을 수 있다. +/- 성형방식은 기포 방지를 위한 겔코트(GEL-COAT)사용이 필수인데 master mold 성형이나 제품 성형 시 표면에 꼭 사용해야 한다. 처음 성형하는 master mold는 mold로 서 변형이 생기지 않게 두께를 두껍게 하고 2개로 나누어질 수 있게 중간에 쪼갬볼을 사 용해야한다. 중간에 나무를 붙여주는 것도 좋다. 이형제는 마찬가지로 고체 왁스를 사용 한다. 이렇게 나온 최종 제품은 putty를 이용한 간단한 표면 마무리 잡업만 해주면 도색 전의 완성단계까지 쉽게 갈수 있다. TF-1의 Seat는 이와 같은 방식으로 제작되었다. Fig. 70 Seat fabrication based on the +/- method - 92 - 4.4 흡배기 계통 TF-1의 인테이크 시스템(Fig. 40)과 오일 팬(Fig. 47(b))은 모두 알루미늄으로 제작하 였으며 Laser cutting에 의한 알루미늄 가공과 알루미늄 용접은 특수 장비를 요하기 때 문에 외주 제작하였다. Fig. 71은 제작된 결과 사진이다. (a) Intake system (b) Oil pan Fig. 71 The intake and the oil pan of TF-1 - 93 - Exhaust manifold는 상당량의 열이 나오기 때문에 주변 부품의 간섭과 무게를 고려해 야 한다. TF-1의 경우 20파이 흡기제한장치가 있기 때문에 흡기량의 적어짐을 고려, 배 기관을 순정 45파이에서 36파이로 줄였다. 배기 line은 중반부터 토크가 나오는 4-2-1 시스템을 선택하였고 배기 관성에 의한 효율적인 배기를 위해 각 line의 길이가 같도록 하였다. Manifold 제작을 위해 manifold line을 잡아야 하는데 호일 관을 일정한 길이로 4개를 자르고 이것을 엔진에 고정해 여러 위치로 조합해 가이드라인을 잡는다. 가이드라 인이 완성되면 호일 관을 그대로 하나씩 엔진에서 떼어낸다. 36φ 파이프를 4개 정도씩 R300, R350, R400로 bending 한다. 엔진에서 떼어낸 호일 관과 똑같은 모양으로 36φ 의 bending 파이프를 이어가며 제작한다. 배기관의 집합 부분이 자연스럽게 되도록 판을 넣어 완전히 welding한다. (a) Guideline set-up (b) Pipe-bending (c) 1st stage of welding (d) 2nd stage of welding Fig. 72 Manufacturing of the exhaust manifold - 94 - Fig. 73 Final form of the TF-1 exhaust manifold Muffler는 차량의 성능보다는 소음을 줄이는데 목적이 있다. Muffler 안에는 sus 섬유 와 유리섬유, 타공망이 차례로 들어가는데 T-7의 경우 Fig. 73(a)와 같이 깔때기 모양의 레듀사로 muffler 앞뒤를 막는 방식을 적용한 반면 TF-1은 Fig. 73(b)와 같이 타원절곡 한 판 안에 sus 섬유와 유리섬유, 타공망을 넣었고 앞뒤는 laser cut한 판을 용접하여 마 감하였다. (a) T-7 muffler (b) TF-1 muffler Fig. 74 Fabrication of mufflers - 95 - 4.5 너클 암 Knuckle arm(이하 knuckle)은 suspension 구조물의 하나로 바퀴를 고정하는 역할을 하는 부품이다. Knuckle이 갖추어져야 하는 요소로는 wishbone에 간섭 없이 mount 될 수 있어야 하고 강도를 유지하되 무게는 가벼워야 한다. Camber spacer이용, steering, brake caliper 위치 또한 고려되어야 할 부분이다. Front knuckle의 경우 2가지 제작 방법이 있다. TF-1처럼 spindle이 knuckle에 고정 되고 rotor만 회전하는 방식이 있고, T-7처럼 rotor에 합쳐진 spindle이 knuckle을 관통 해 회전하는 방식이다. Unsprung mass 경량화 면에서는 TF-1방식이 좋지만 비용 면에 선 자동차 순정부품을 활용할 수 있는 T-7방식이 좋다. Spindle은 외경을 키우고 안쪽 을 중공 가공하는 것이 무게 감량 및 강도면 에서 좋다. 실제 TF-1 spindle의 경우 내 구성 문제가 있어 교환하기도 했다. Knuckle 제작은 aluminum block을 가공해서 만드는 법과 철판을 laser cutting하여 용접하여 제작하는 방식이 사용된다. Aluminum block를 가지고 제작하는 방식은 3D modeling 후 machining center나 선반, milling 등을 사용해 가공하는데 가공비용과 재 료비용이 비싸다. 장점은 steel laser cut, 용접 방법보다 치수 정밀도가 높고 미적 아름 다움이 있다는 것이다. 또 anodizing 처리를 할 수 있는데 anodizing은 aluminium의 표 면강도를 높여주고 여러 채색을 할 수 있다. 보통 knuckle 1개 정도의 모든 가공비용이 20~40만원선 이다. 이와 같은 방식으로 knuckle, rotor, LSD housing, LSD mount 등 이 제작되었다. 한편 철판을 laser cut해 용접하는 방식은 비용이 저렴하고 무게 또한 전 자에 비해 뒤지지 않는다. 제작 또한 argon welding으로 쉽고 빠르게 할 수 있다. 하지 만 welding시에 열 변형이 일어나기 때문에 정밀도가 조금 떨어지는 단점이 있다. 1개 제작비용은 3~5만원이라 전자의 가공법보다 상당히 저렴하다. (a) Aluminum block (b) Laser cut Fig. 75 Manufacturing of knuckle arms - 96 - 제5장 결론 지금까지 mini formula car의 설계와 제작방법에 대해 논하였다. 자동차는 어느 특정부분이 두드러지기 보다는 parts의 전체적인 조화가 이루어져야 제 성능을 발휘 할 수 있음을 본문을 통해 알 수 있었다. 더구나 racing event car라면 그 event 성격에 맞도록 초점을 맞추어 설계해야 한다. 이것은 지금까지 제작해 왔던 T-7, TF-1이 가지고 있던 문제점을 보면 알 수 있다. X-1이라는 새로운 차량을 제시하면서 기존의 문제점들을 보완하고 더 나은 방향을 제시하였지만 자동차는 타협의 산물이기 때 문에 더 개선된 차량은 얼마든지 설계될 수 있다. 차량 제작에 있어 parts의 제작 방법과 시간, 비용들을 고려하여야 하는데 이는 효율적 생산체제를 이해할 수 있는 밑걸음이 된다. 또 프레임 팀, 서스펜션 팀, 파워트레인 팀, 등 제작팀을 세분화 해 제작을 진행하면 각 분야 부품에 대한 이해도를 높혀 완성도가 높아지고, 동시에 모든 부품이 제작되기 때문에 제작 시간은 단축 될 수 있다. 마지막으 로 사용 재료의 특성을 이해한다면 설계와 제작 완성도 면에서 좋은 결과를 가져 올 것 이다. - 97 - 참고문헌 1. William F. Milliken and Douglas L. Milliken, Race Car Vehicle Dynamics, Society of Automotive Engineers, Ins, 2003. 2. Peter Wright, Formula 1 Technology, Society of Automotive Engineers, Ins, 2002. 3. Caroll Smith, Tune to Win, Aero Publishers, Inc, 1998 4. Caroll Smith, Prepare to Win, Aero Publishers, Inc, 1998 5. Society of Automotive Engineers, 2006 Formula SAE@Rules, 2006 6. Stone, Richard, Introduction to Internal Combustion Engines, 희중당, 1996. 7. 후루하마 쇼우이찌, 엔진핸드북, 대광서림, 1995. - 98 -