다구찌 실험계획을 이용한 트랙터 캐빈 프레임의 최적설계

Hyo-Sung Jang 1 , Boo-Youn Lee 2* 1 Dept. of Mechanical Engineering, Graduate School, Keimyung University 2 Dept. of Mechanical & Automotive Engineering, Keimyung University 요 약 농업용 트랙터는 전도 사고 발생 시 운전자를 보호하기 위해 전도보호구조 의 역할을 할 수 있어야 한다 . 본 연구에서는 ROPS 강도시험 규격을 만족하는 트랙터 캐빈 프레임의 제작 기간과 비용을 줄이 기 위해서 유한요소해석과 최적설계를 수행하였다 해석 결과로부터 얻은 변위와 주 변형률의 크기를 통해 캐빈 프레임의 초기설계안은 ROPS 강도시험에 합격하는 것으로 나타났다 또한 캐빈 프레임의 경량화 설계안을 도출하기 위하여 다구찌 실험계획을 이용해 최적설계를 수행하였다 . 이를 통하여 캐빈 프레임 무게가 초기설계안보다 저감된 최적설계안을 도출 하였다 .
   농업용 트랙터는 일반적으로 작업환경 때문에 전도의 위험을 가진다. 이를 고려하여 트랙터의 캐빈 프레임은 운전자의 사용 공간의 역할 이외에도, 전도가 일어났을 때 운전자를 보호할 수 있는 안전한 구조로 설계되어야 한다[1]. 이처럼 트랙터의 캐빈 프레임은 운전자를 보호 하기 위한 전도보호구조의 기능인 ROPS(Roll Protection Structures)를 갖추어야 한다[2]. 주식과 4주식의 형식이 있으며, 2주식은 캐빈이 없는 트 * Corresponding Author : Boo-Youn Lee(Keimyung University) Tel: +82-53-580-5922 email: Received July 29, 2015 Revised (1st September 23, 2015, 2nd October 20, 2015) Accepted November 6, 2015 Published November 30, 2015

   (ROPS: Roll Over Protective Structures) . .
랙터로 ROPS 기능을 위해 프레임을 설치한 경우 이다. 4주식은 트랙터의 캐빈 프레임이 기능을 수 행하도록 되어 있다. ROPS의 기능은 국내외에서 모두 엄격히 규정되어 있 으며, 국내에서는 국립농업과학원[3]이, 국외에서는 OECD가 규정한 안전구조물 시험 절차[4]를 따르게 되 어 있다. ROPS 규격을 만족하지 못하는 트랙터는 판매 Over 될 수 없으므로, ROPS 규격을 만족하는 트랙터를 개발 트랙터는 2 하기 위해 시작품 설계 및 제작 과정에서 시행착오가 반 복되면서 많은 비용 및 시간이 소요된다[5-6]. 규
   7%
2주식 ROPS ROPS 7377 M은
   MARC[7]를
운전자가 받는 충격이 증가하게 되며 제조원가도 증가하 는 문제점이 발생한다. 이처럼 ROPS 기능을 위한 캐빈 프레임 설계과정의 문제점을 개선할 수 있는 최적의 설 계방법이 필요시 되고 있다. 본 연구에서는 상용 유한요소해석 프로그램인 이용하여 캐빈 프레임에 대하여 유한요소 해석을 수행하였다. 해석과정은 ROPS 강도시험과 동일 하게 후방 수평부하, 후방압괴, 측방 수평부하, 전방압괴 의 순으로 진행하였다. 해석은 네 가지의 시험 단계를 연 결하여 순차해석으로 진행하였으며, 각 단계에서 가해지 는 하중을 제거한 뒤 다음 단계의 해석을 진행하였다. 또 한 초기설계안 대비 ROPS 강도시험에 합격하는 수준을 유지하면서 중량을 감소시킨 효율적인 캐빈 프레임을 설 계하기 위해 다구찌 실험계획[8-9]을 이용하여 최적설계 를 수행하였다. 다구찌 실험계획을 이용하면 적은 실험 횟수에 대한 해석을 통하여 설계인자의 영향력을 파악하 기가 쉬우며, 수치적 최적화 기법의 수렴성 문제와 반복 적인 해석으로 인해 소비되는 해석 시간의 문제를 해결 할 수 있다[10].
   규격은 Table 1과 4가지로 구분하며,

   1150 mm 이상이며 트랙터로 Table 1의
ROPS 같이 트랙터의 규격에 따라 적용범위를 시험 항목은 구조조사, 강도시험, 조작취급시험으로 구분된다. 그 가운데 강도시험은 트랙터의 규격에 적합한 변형을 가한 후 운 전자의 안전을 확보하는 안전역에 캐빈 프레임이 침범하 는지 여부를 확인하는 시험이다. 본 연구에서 다루는 트 랙터는 최소 차륜거리가 기준질량은 600 kg 이상인 차륜형 적용범위 에 해당된다. ROPS 강도시험의 순서는 다음과 같다. 첫 번째 후방 수평부하, 두 번째 후방압괴, 세 번째 측방 수평부하, 마 지막으로 전방압괴의 순서로 이루어진다. ROPS 구조물 시험장치를 나타낸다. 이 장치를 이용하여 ROPS 강도시험이 진행되며, 시험 방법은 가지 단계 각각에서 부하 작용속도를 5 mm/s 이하로 유지하면서 Table 2에 나타난 요구조건을 만족시켜야 한다. kg이다. 또한 트랙터는 시험 중 차륜이 부하를 받지 않 도록 설치대를 이용하여 견고하게 고정시켜야 한다. ROPS 강도시험의 평가기준은 다음과 같다. 먼저 각 시험 단계에서 캐빈 프레임이 운전자의 안전역을 침범하 MSC. 지 않아야 한다. 다음으로 수평부하 시험 시 요구되는 흡 수에너지가 충족되는 지점의 힘은 최대 힘의 이상 이 되어야 한다. 압괴 시험 시에는 요구압괴력을 충족시 킨 후 수 초간 지탱하더라도 압괴가 발생하지 말아야 한 다[3]. 이와 같은 항목을 모두 만족했을 시에 강 도시험에 합격한 것으로 판정한다.3.1 초기설계안의 유한요소모델
   Range 4
ROPS
   1

   Fig. 1은

   4

    Table 2
80% ROPS 7378 된다. 초기설계안을 해석하기 위해 Fig. 2와 같이 캐빈 프레임의 유한요소모델을 생성하였으며, 해석모델은 각 부품들이 길이에 비해 두께가 매우 작기 때문에 쉘 (shell) 요소를 적용하였다. 지그는 솔리드(solid) 요소를 적용하였다. 또한 해석 시 지그를 밀어주기 위해 푸싱면 (pushing surface)을 생성하여 강체(rigid 가정 하였다. 재질별 물성치는 Table 3에 정리하였으며, 소성 변형을 고려하기 위해 실험을 통해 구한 응력-변형률 선 도를 적용하였다. 또한 캐빈 프레임 하단에 트랙터와 고 정되는 연결부를 지지하는 마운트 고무(rubber)에 대해 스프링(spring) 요소를 적용하였으며, 스프링 상수로는 Fig. 3과 같이 마운트 고무의 인장 및 압축 실험으로 구 한 힘과 변형량의 관계를 입력하였다.-Specification of the tractor Basic Road PTO mass clearance power (kg) (mm) (kW) 600 - - or over 600 - - or over 800 600 - crawler or over or under 600 15 wheel - under or under or crawler
   body)로

   5 mm씩
(a)(b)
    Table 2를

   300 mm
ROPS
   5 mm/s를
7379
   을 확인하여 지그 변위를 결정하였다. 에 지그가 최대 변위까지 이동 시 캐빈 프레임의 변형을 나타내었고, 안전거리는 안전역을 침범하지 않는 것을 확인할 수 있다. 지그와 용접된 후방 우측 프 레임의 상, 하단 주변에서 변형이 많이 발생하며 최대 주 변형률은 펜더(fender)에서 나타났다. 펜더의 재질은 SPCC로 파단변형률 초과하지 않으므로 파단은 일어나지 않는다. 후방압괴 해석 시 요구압괴력을 초과하는 지점을 확 인하여 지그 변위를 결정하였다. 지 그가 최대 변위까지 이동 시 캐빈 프레임의 변형을 나타 내었고, 안전거리가 안전역을 침범하지 않는 것을 확인할 수 있다. 후방 필러(pillar) 프레임을 지지하 는 프레임 주변에서 변형이 많이 발생하며 최대 주 변형 률은 12.7%로 나타났다. 이는 프레임의 재질인 STKM11A의 파단변형률 초과하지 않으므로 파 단은 일어나지 않는다. 측방 수평부하 해석 시 요구에너지를 초과하는 지점 을 확인하여 지그 변위를 결정하였다. 에 지그가 최대 변위까지 이동 시 캐빈 프레임의 변형을 나타내었고, 안전거리가 안전역을 침범하지 않는 것을 확인할 수 있다. 측방 수평부하의 영향으로 측 방지그와 접촉된 지점과 좌측 후방 펜더가 늘어나면서 변형이 많이 발생하였고, 최대 주 변형률은 타났다. 이는 펜더의 재질인 초과하지 않으므로 파단은 일어나지 않는다.
(a)
   150 mm로
Fig. 4
   123 mm로 14.5%로 37%를 25 mm로 Fig. 5에 127 mm로
30%를
   185 mm로
Fig. 6
   120 mm로 12.3%로 나 SPCC의 파단변형률 37%를
(b)7380 전방압괴 해석 시 요구압괴력을 초과하는 지점을 확 인하여 지그 변위를 15 mm로 결정하였다. 지 그가 최대 변위까지 이동 시 캐빈 프레임의 변형을 나타 내었고, 안전거리가 110 mm로 안전역을 침범하지 않는 것을 확인할 수 있다. 최대 주 변형률은 이전 단계의 펜더에서 나타났다. 펜더의 재질은 파단 변형률 37%를 초과하지 않으므로 파단은 일어나지 않 는다.(c)4.1 다구찌 실험계획의 적용방법 본 연구에서는 캐빈 프레임의 경량화 설계안을 도출 하기 위하여 다구찌 실험계획을 사용하였다. 다구찌 실(d)
   C(mm)

   C e 1 1 2 2 3 3 2 3 와 3수준계에 대해 표준형이 1 3 1 2 L27(3 13 ) 등이 3수준계에 해당된다. 3 2 인자가 3개이므로 이에 가장 1 3 개의 실험으로 구성된 L9(3 4 ) 2 1
최대 주 변형률로 정의하였다. 수평부하 시험에서 프레 임의 파단이 가장 많이 일어나고 압괴 시험에 의한 변형 은 적으므로, 후방과 측방 수평부하 해석 시 도출되는 최 대 주 변형률(S rear side 평가특성치로 정의하였다. 정 특성 중에서도 특성치의 값이 작을수록 좋은 경우에 적 용되는 망소특성을 이용하여 평가하였다. 다음으로 설계인자는 같이 지그와 용접되어 가장 많은 변형이 일어나는 상부 프레임을 설계인자 로, 하부 프레임과 상부 프레임을 연결하는 필러 프레임 을 설계인자 트랙터에 체결되는 하부 프레 임을 설계인자와 설계인자별 수준을 나타낸다. 시에 프레 임의 두께가 캐빈의 변형에 가장 큰 영향을 미치므로 설 계인자의 수준은 프레임의 두께로 구분하였다. 트랙터 캐빈 프레임 제작기업에서 실제 사용 중인 프레임의 두 께 종류를 고려하여 설계인자의 수준을 선정하였다. 다음으로 직교배열표를 선정하였는데, 이는 행의 수 만큼의 해석을 실시하고 열의 수와 같은 설계인자에 대 한 효과를 파악하는데 사용된다. 직교배열표는 정해져있으며, 본 연구에서는 설계 근접한 설계인자와 직교배열표를 선택하였다. 설계인자의 수를 맞추기 위해 네 번째 열의 설계인자는 적용하지 않는 더미(dummy) 인자로 정하여, 같은 직교배열표를 사용하였다.
    Fig. 7에

   11.8%로 SPCC로

   4.2 다구찌 실험계획을 이용한 최적설계안 도출 Table 6에 해석결과를 나타냈으며, 설계인자를 분석 하기 위해 요인분석법을 이용해 각 설계인자의 수준별로 평가특성치의 평균값을 계산하였다. 표시된 바와 같이 해석에서는 후방 수평부하 시험 후 의 측방 수평부하 시험에서 강도시험에 불합격하 므로 S side 값이 나타나지 않게 된다. 설계인자 의 수준에 따른 평가특성치의 평균값을 나타내었다. 각 설계인자의 효과를 쉽게 비교할 수 있도록 요 인효과선도를 나타내었다. 요인효과선도의 기울기가 클 수록 설계변수의 기여도가 크며, 망소특성이므로 평가특 성치의 수준별 평균값이 최소값을 가지는 수준이 각 설

   , S )을 Fig. 8과 A
B로, 그리고 설계인자 C로
   분류하였다. Table 4는 ROPS 강도시험 2수준계 L9(3 4 ),
4개의
   9 Table 5와
Table 6에 1, 4, 7번 ROPS Table 7에
    Fig. 9에
7381
   인자 C는 S rear 는 3수준, S side 는 1수준에서 우수한 결과를 나타내고 있다. 이와 같이 각 설계인자에 대한 효과를 분 석하여 설계인자 A, B는 3수준을 설계인자 준의 평균으로 2수준을 최적설계안으로 선정하였다. 최 적설계안에 대한 결과는 Table 8에 정리하였다.
(a)
   C는 1, 3수

    Table 9에
S rear S side (%) (%) 31.6 - 20.0 34.2 13.8 36.3 27.9 - 18.5 28.4 15.3 27.0 26.5 - 15.8 18.3 14.1 17.0B C 28.7 20.9 18.1 20.7 14.4 19.6 - 22.7 27.0 25.6 26.8 32.4
   155 mm로 kJ, 7.54 kJ이다. 그 변위는 8.4%,
(b)
   315 kg으로
22 kg
   143 mm, 7.29

   3.4%이다.
7382 Fig. 10은 후방 수평부하 시험과 해석 결과의 지그 변 위와 힘의 관계를 비교한 것이다. 두 그래프의 기울기가 지그 변위 50 mm지점까지는 일치하고 이후에도 매우 흡사하게 나타나며, 지그 변위와 흡수된 에너지의 오차 율이 10% 미만이므로 해석 결과가 시험 결과와 유사한 것으로 판단된다.트랙터 캐빈 프레임에 대하여 ROPS 강도시험 규격에 따른 비선형 유한요소해석을 수행하고, 다구찌 실험계획 을 이용하여 경량화를 위한 최적설계를 수행하였다. 본 연구에서 도출된 주요 결과를 요약하면 다음과 같다. (1) 캐빈 프레임의 초기설계안에 대해 강도시 험을 수행한 결과, 모든 시험단계에서 안전역을 침범하지 않으며 파단이 일어나지 않는 것을 확 인하였다. 그러나 안전역과의 안전거리가 최소 110 mm 이상이며, 프레임의 주요 재질에 비해 최대 주 변형률은 14.5%로 과한 설계가 되었다고 판단된다. (2) ROPS 강도시험에 합격할 수 있는 경량화된 최적 설계안을 도출하기 위해 다구찌 기법을 적용하였 다. 도출된 최적설계안을 해석한 결과 안전역과의 안전거리가 106 mm, 최대 주 변형률이 초기설계안보다 강성은 조금 약화되었으나 ROPS 강도시험에 합격하며 중량은 감소하 수행하여 결과를 비교하였다. 해석 결과 대비 측 정값의 오차율은 지그 변위는 흡수에너지 는 3.4%로 해석의 정확성이 높다고 판단된다. (4) 이와 같이 트랙터 캐빈 프레임의 설계단계에서 유 한요소해석을 통해 강도시험의 합격여부 를 미리 예측하고 나아가 다구찌 기법을 이용함으 로써 최적설계안을 도출할 수 있다고 판단된다. 이를 통하여 트랙터 개발에 소요되는 비용 및 기 간을 저감시킬 수 있을 것으로 기대된다. [1] Y. S. Kim, T. H. Choi, K. Y. Yoon, "A Study on the Structural Strength of ROPS Structures," Proc. of Autumn Conference of the KSPE, pp. 641-644, 1999. [2] ISO 3471, Earth-Moving Machinery – Roll-Over Protective Structures – Laboratory Tests and Performance Requirement, 2008. [3] NAAS, Agricultural Tractor Cab and Frame, 2009. [4] OECD Official, OECD Standard Code for the Official Testing of Protective Structures on Agricultural and Forestry Tractors(CODE 4), 2014. [5] C. W. Ha, H. J. Kim, N. S. Goo, Y. D. Kwon, "Finite Element Analysis of an Agricultural Tarctor Cabin Based on the OECD Standard(code 4)," Trans. of the KSAM, Vol. 28, No. 4, pp. 305~314, 2003. DOI: http://dx.doi.org/10.5307/JBE.2003.28.4.305 [6] C. Y. Song, B. S. Choi, "A Study on the Geometric Nonlinear Analysis of ROPS Structures," Proc. of Autumn Conference of the KSME(A), pp. 559~564, 1998. ROPS [7] MSC. Software, MSC. MARC User's Guide, 2007. [8] S. B. Lee, Plain Taguchi Methods, pp. 125-162, Sangjosa, 2001. [9] S. B. Lee, Application of Taguchi Methods Using Minitab, pp. 12-70, Eretec, 2006. [10] B. Y. Lee, J. H. Kim, "Shape Optimal Design of a Dust Cover for Ball Joint of Automotive Steering System," Proc. of the KOSME, Vol. 37, No. 6 pp. 603-601, 2013. DOI: http://dx.doi.org/10.5916/jkosme.2013.37.6.603 18.6%로 22 kg 8.4%, ROPS7383