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Experimental Study on Damage to Journal Bearing due to Contaminating Particles in Lubricant
Experimental Study on Damage to Journal Bearing due to Contaminating Particles in Lubricant
Journal of the Korean Society of Tribologists and Lubrication Engineers. 2015. Apr, 31(2): 69-77
Copyright © 2015, Korean Society of Tribologist and Lubrication Engineers
  • Received : January 16, 2015
  • Accepted : March 12, 2015
  • Published : April 30, 2015
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창석 송
보라 이
용훈 유
용주 조
yjcho@pusan.ac.kr

Abstract
Recently, there have been reports of severe symptoms of wear in bearings due to foreign substances mixed in lubricants. Therefore, studying the effects of foreign substances (such as combustion products and metallic debris) on the wear characteristics of journal bearings and proposing appropriate management standards for lubricant cleanliness have become necessary. Studies on the effect of particle size and concentration of foreign substances on surface damage have actively progressed in the recent times. These studies indicate the possibility of foreign substances causing direct wear of bearing surfaces. However, experiments conducted until now involve only basic tests such as the Pin-on-Disk test instead of those involving real bearing systems. This study experimentally examines the damage to the surface of a journal bearing due to foreign substances (combustion products and alumina) mixed with the lubricant, as well as the effect of the type and size of particles on its wear characteristics. The study uses an experimental journal bearing similar to a real bearing system for conducting the lubrication test. Hydrodynamic Lubrication (HL) numerical analysis, experiment results, and film parameters are used for calculating the operating conditions required for achieving the desired film thickness, and the results of the analysis are modified for considering the surface roughness. The run-time of the experiment is 10 min including the stabilization process. The experiment results show that alumina particles larger than the minimum film thickness cause significant surface damage.
Keywords
1. 서 론
디젤엔진의 마멸 메커니즘은 크게 연삭마멸, 피로마멸, 응착마멸, 부식, 윤활막의 파단으로 볼 수 있는데, 윤활유의 오염은 이 다섯 가지 형태의 마멸 메커니즘에 영향을 미치는 중요한 인자로서 많은 연구자들이 꾸준히 연구를 진행하여 왔다 [1] .
저널 베어링에서 윤활유 내에 유입된 오염입자로써 금속성 이물질, 마멸입자 등의 고체 이물질은 연삭마멸을 일으켜 표면 파손을 야기하고, 이는 저널 베어링의 주요 파손원인 중 하나이다. 유막두께가 연삭마멸입자보다 작을 때, 연삭마멸입자는 심각한 원주방향 마멸을 일으키며 [2] , 유막두께가 작을 수록 표면손상은 심해진다 [3] .
고체 이물질이 트라이볼로지 특성에 미치는 영향은 주로 마멸 현상을 대상으로 하지만, 마찰 측면에서 이론적으로 접근하는 연구도 있다. Tomimoto [4] 는 interference particle 개념을 정의하고, interference particle의 수, interference particle이 지지하는 하중, interference time이 윤활유 내부의 고체입자가 미끄럼 표면에 마찰력을 발생시키는 메커니즘의 주요 인자라고 밝혔다. 저널 베어링에서 베어링 표면에 박힌 고체 입자는 유막두께보다 작은 크기의 입자와 간섭을 일으켜 마찰력을 발생시키기도 한다 [5] .
제조공정 중 유입된 고체 이물질 뿐만 아니라, 엔진의 연소과정에서 생성되는 연소잔류물 또한 윤활유의 주된 불순물이다. 연소산화물이 엔진 마멸에 영향을 주는 메커니즘은 1970년대부터 연구되어 왔지만, 현재까지 명확하게 밝혀지지 않고 있다. Round [6] 은 fourball wear testing machine을 이용한 실험으로 연소산화물이 연삭제가 아니라 저마멸 첨가제를 흡착하여 마멸억제력을 감소시킨다고 한 반면, Ryason et al . [7] 이나 Nagai et al . [8] 등 다수의 연구자들은 연소산화물이 금속 표면에 연삭마멸을 일으켜 그루브를 생성한다고 발표하였다. 최근에는 Steffen et al . [9] 은 pin-on-disk 시험을 수행하여 연소산화물은 마멸에 심각한 영향을 끼칠 수 있으며, 연소산화물 입자는 연삭마멸이 아니라 mechano-chemical interaction을 위한 reaction site를 제공하는 역할을 한다는 연구결과를 발표하였다.
최근 선박용 크랭크핀의 이상 마멸로 인한 사고가 발생하여 시리즈 호선에 대해 전수검사 결과, 크랭크핀에서 동일한 형태의 이상마멸이 확인되었다 [10] . 그 원인을 분석한 연구결과에 따르면, 제조공정 중에 유입된 이물질 및 연소잔류물 등의 이물질이 금속표면마멸의 직접적인 원인이었다. 이러한 상황에서 제조공정 중 유입된 금속성 이물질과 연소산화물 중 마멸에 심각한 영향을 주는 인자를 판별하는 것은 책임소재를 분명히 하는 데 도움을 주는 한편, 윤활유 청정도 관리기준 제시에도 기여할 수 있다.
본 논문에서는 윤활유에 유입된 연소산화물과 금속성 이물질이 저널 베어링의 마멸특성에 미치는 영향을 분석하는 것을 목적으로 한다. 각 이물질을 혼합한 윤활유로 일정시간 운전 후, SEM 으로 표면의 마멸현상을 관찰하여 마멸에 지배적인 영향을 끼치는 이물질을 판별하였다. 그리고 최소유막두께에 대한 이물질 입자의 상대적 크기가 표면손상에 어떠한 영향을 미치는지 시험을 통해 알아보았다.
윤활유에 유입된 이물질에 의한 직접적인 마멸 가능성이 보고되어 왔지만 이는 Pin-on-disk 형태 등의 기초시험을 통해 관찰된 것이 대부분으로, 실제 상황의 저널 베어링 시스템과는 차이가 있다. 본 논문에서는 저널 베어링 형태의 시험기를 통해 보다 실제 저널 베어링 시스템에 가까운 시험을 수행하였다. 이 때 형상오차를 고려하여 윤활해석 결과를 보정하여 목표 최소유막두께를 구현하는 운전조건을 선정하였다.
2. 시험 구성
- 2-1. 저널 베어링 시험장치 (RC-106)
본 논문에서는 Fig. 1 과 같이 실제 저널 베어링 시스템을 유사하게 구현해 낸 윤활시험장비(RC-106)를 사용하였다.
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Experiment device of journal bearing (RC-106).
Fig. 1 에서 (1)은 저널(bearing steel), (2)는 커넥팅로드이며, 대단부 내에는 화이트메탈 재질의 베어링이 장착되어있다. (3)은 x축 방향으로 이동이 가능하도록 설계된 지그이며, (4)는 커넥팅 로드 소단부 회전을 지지하는 축이다. (5)는 고정된 지그이다. 본 장치는 저널이 회전하며 y축 방향의 변위로 하중을 발생시킨다. 커넥팅 로드에 부착한 베어링은 x-y평면 상에서 자유롭게 움직여 힘의 평형을 이루는 편심률과 자세각을 형성하므로 실제 베어링 시스템의 작동조건과 유사한 시험이 가능하다.
저널 베어링의 치수를 Table 1 에 나타내었고 시험에 사용된 윤활유 SAE40에 대한 정보를 Table 2 에 각각 나타내었다.
Journal bearing dimension
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Journal bearing dimension
Properties of lubricant SAE40
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Properties of lubricant SAE40
- 2-2. 윤활상태 감지 측정기
저널 베어링의 경우 정지 상태에서 저널과 베어링이 고체 접촉의 상태에 있지만, 저널이 회전하게 되면 윤활 작용에 의해 저널과 베어링이 분리된다. 저널 베어링의 가장 이상적인 상태는 저널과 베어링이 분리된 유체윤활 상태이지만 작동 조건이 가혹해 지면 저널과 베어링이 불가피하게 접촉되는 상황이 발생하기도 한다.
여기서 저널과 베어링이 각각 분리되어 작동하는 유체윤활 영역과 소수의 돌기가 접촉하고 있는 혼합 유체윤활 영역을 구분하기 위해 풀업 저항(Pull-up Resistor)의 개념을 도입하여 윤활상태 감지 측정기를 구성하였다.
Fig. 2 는 저널 베어링의 윤활 상태를 판별하기 위한 개념도이다. 비접촉 상태에서는 저널과 베어링이 분리되어 회로에 항상 5V의 전압이 작용한다. 저널과 베어링이 접촉하게 되면 폐회로 상태가 되어 전류가 흐르게 되고 이때 디지털 회로 쪽의 전압은 접지와 같은 전위를 가지게 되므로 0V가 된다. 이러한 원리를 이용하여 저널과 베어링의 접촉 여부를 확인할 수 있으며 LED의 점등색은 저널과 베어링이 분리 시 초록색, 접촉 시 적색으로 설정하였다.
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Conceptual diagram of circuit.
회로 설계 시 Wheatstone Bridge는 1Ω 이하의 낮은 저항을 측정하기에는 오차 값이 상당히 크므로 Kelvin Double Bridge 회로를 이용하였으며, 마이크로컨트롤러를 사용하여 기판에 회로를 구성한 모습을 Fig. 3 에 도시하였다 [11] .
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Circuit board.
- 2-3. 오염입자
- 2-3-1. 연소산화물
본 연구에서는 사용한 오염입자는 실제 엔진에서 수집한 연소산화물을 사용하였으며, 그 형상과 크기는 Fig. 4 의SEM사진과 같다. 대부분이 크기가 매우 작은 탄소분말과 소량의 이물질로 구성되어 있음을 확인할 수 있다 [10] .
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Combustion products.
Fig 4 에서 보이는 이물질의 성분분석 결과는 Table 3 과 같다.
Results of components analysis of combustion products
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Results of components analysis of combustion products
- 2-3-2. 알루미나 입자
본 연구에서는 높은 경도를 가진 대표적인 금속성 이물질인 Al-oxide 계열을 시험에 쓰일 오염입자로 선정하였다. 크랭크핀 보다 높은 경도를 가진 알루미나는 제조공정 중 연삭제로 사용되며 세척공정으로도 완벽하게 제거되지 않아 엔진시스템 내에 유입된다.
본 시험에서는 평균입자크기 5 μm(H7881, sigma aldrich), 20 μm(AAL-30SF, 창성)인 두 종류의 알루미나 규격 제품을 사용하였다. 입자크기의 산포에 의해 각 알루미나는 명시된 평균 입자크기보다 큰 입자도 다수 포함하고 있었다. 5 μm 알루미나에서는 10~20 μm, 20 μm 알루미나에서는 30~50 μm 크기의 입자까지도 관측되었다. 알루미나 입자는 구의 형상을 가지며 형상 및 크기를 Fig. 5 에 나타내었다.
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Alumina particle; (a) H7881, (b) AAL-30 SF.
3. 시험조건 선정
- 3-1. 윤활해석
본 논문에서는 비압축성 유체의 윤활해석에서 통상적으로 이용되는 레이놀즈 방정식 (1)을 이용하여 비압축성 유체, 정상상태에서의 유체윤활해석을 수행하였다.
해석 시 저널과 베어링은 진원이고, 축 방향으로의 움직임이 없으며, 저널은 일정한 속도로 회전한다고 가정하였다. 전단마찰에 의한 온도변화는 고려하지 않았다.
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힘의 평형 방정식을 만족시키는 저널의 위치를 Newton-Raphson Method를 통해 구하여 유막두께를 계산하였다. 해석 시 축 방향 양 끝 단에 대기압의 경계조건을 적용했고, 레이놀즈 경계조건을 적용하여 대기압 이하에서 Cavitation을 고려하였다.
- 3-2. 최소유막두께
시험 시 표면거칠기의 영향을 줄이기 위해 유막계수 λ 를 충분히 크게 해야 한다. 표면거칠기를 무시할 수 있는 영역은 유막계수 3이상이며 [12 , 13] , 유막계수는 식 (1)과 같이 유막두께와 표면거칠기로 표현된다 [14] . 이 때h min 은 최소유막두께, R q1 과 R q2 는 두 윤활면의 자승평방 표면거칠기 R q 이다.
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본 연구에 사용된 시험 시편에 대한 유막계수를 계산결과가 Table 4 에 나타나 있다. 저널과 베어링의 표면 거칠기는 각각 0.7140 μm, 1.2981 μm이고 두 표면의 상당표면거칠기 σ 는 약 1.48 μm이다.
Surface roughness and film parameter
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Surface roughness and film parameter
유막두께는 윤활특성을 나타내주며, 유막두께와 이물질의 상대적인 크기가 연삭마멸 발생여부와 관련이 있다. 따라서 실제 엔진 작동조건의 최소유막두께와 본 시험에서의 최소유막두께 같도록 윤활조건을 상당하였다.
선박 엔진 부품의 통상적인 최소유막두께가 0~20μm 수준이다 [1] . 본 논문에서는 평균값인 10 μm를 최소유막두께로 선정하여, 이에 대해서 이물질 입자의 마멸특성을 시험적으로 알아보았다.
이 유막두께는 두 표면의 상당표면거칠기의 6.75배에 해당하는 값으로 표면거칠기를 무시할 수 있으며, 이는 Fig. 6 의 stribeck curve상에서 완전유체윤활영역이므로 시험 및 유체윤활해석에 적절하다고 판단된다 [15] .
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Stribeck curve and Lubrication regime [15].
- 3-3. 예비 시험
목표 최소유막두께(10 μm)를 구현하는 운전조건(하중 및 미끄럼속도)을 찾기 위해 윤활해석을 수행하였다. 다양한 하중 및 미끄럼 속도에 따른 최소유막두께를 계산하고 그 결과를 Fig. 7 에 도시하였다. 해석한 운전조건 범위에서 최소유막두께는 약 5~35 μm에 걸쳐 분포하고 있다.
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Minimum film thickness (HL analysis).
Fig. 8 에서 처럼 베어링 장착 및 조립 시 발생하는 형상오차는 정확한 측정이 어려우므로, 시험과 해석 사이의 유막두께 오차를 해석결과에 보정하여 반영하였다. 예비 시험에서 저널과 베어링 사이의 돌기가 접촉하며 유막이 깨지기 시작하는 시점의 유막두께를 윤활해석으로 도출한 유막두께와 비교하여 해석결과를 보정하였다.
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Bearing installation to connecting rod.
윤활해석에 사용된 각각의 시험 조건에 대해 신유로 예비 시험을 수행하였다. 예비 시험 결과 속도 및 하중에 따른 접촉 여부를 Table 5 에 나타내었다. 각 운전조건에서 시험을 16회 반복하고, 그 중 13회 이상 접촉이 발생하지 않으면 비 접촉으로 판정하였다. 반복시험에서 접촉-비접촉 판정 결과가 거의 동일하게 나타났다. 이를 통해 매 조립 시 발생하는 오차가 시험결과에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 판단 할 수 있다.
Contact check results
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o : no contact x : contact
동일 하중조건에서 유막이 생성되기 직전의 운전조건은, 완전한 유막생성이 되지않고 돌기들이 접촉하기 시작하면서 혼합윤활영역이 시작되는 조건이라 할 수 있다. 본 연구에서는 혼합윤활이 시작되는 조건의 유막계수를 3으로 산정하였다 [15] .
유막계수 식 (1)을 이용하여 베어링 시편의 표면거칠기를 고려한 최소유막두께 3 σ 를 계산하면 약 4.44 μm이다. 이 값은 동일 운전조건에 대해 윤활해석으로 얻은 최소유막두께의 평균값 17.2 μm( Table 6 )보다 약 12.76 μm 얇다.
Minimum film thickness of 3σcondition
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Minimum film thickness of 3σ condition
392N, 350 rpm조건에서 윤활해석결과 최소유막두께는 22.8 μm이고, 실제 유막두께는 이보다 12.76 μm 얇으므로 약 10 μm로 보정된다.
따라서 이 조건을 본 시험에서의 운전조건으로 결정하였다.
- 3-4. 시험 절차
고하중에서 저속으로 회전하는 베어링은 유막 생성이 제대로 되지 않아 미끄럼 운동에 의해 표면 손상이 일어날 수 있다. 따라서 시험 시작 및 종료 시 운전조건을 점진적으로 서서히 변화시키는 안정화 과정을 적용할 필요가 있다.
본 시험에서는 베어링이 목표 시험조건에 도달하기까지, 베어링의 표면 손상을 최소화하기 위해 하중 및 속도를 번갈아 가며 계단식으로 증가시켰다. 반대로 시험 종료 시에는 역순의 절차로 운전을 정지시켰다. 안정화 과정 동안 하중과 회전속도는 Fig. 9 와 같이 총 10단계로 진행되며, 각 단계에서 30초 간 유지하여 안정화 과정의 총 소요 시간은 약 5분이 되도록 하였다.
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Conditions for stabilization processes.
앞서 선정된 하중 및 속도로 최소유막 약 10 μm가 구현된 조건에서, 이물질 세 종(연소산화물, 알루미나 5 μm, 20 μm)에 대해 윤활시험을 수행하고 그 결과를 이물질이 섞이지 않은 윤활유 조건과 비교하였다. 이물질이 포함된 윤활유는 일반적인 윤활유 관리 기준치인 0.1 wt% 보다 오염의 정도가 심하도록 0.2 wt% 농도로 이물질을 혼합하여 준비하였다.
이물질이 혼합되지 않은 윤활유로 5분에 걸쳐 하중 및 속도를 목표 조건에 도달시키고, 각 이물질을 투입한 윤활유로 5분을 운전하여 도합 총 10분 동안 시험을 진행하였다.
4. 시험 결과
- 4-1. 안정화 과정에서의 마멸
목표 작동조건에서 윤활되는 동안에 일어난 마멸현상을 구별하기 위해, 하중과 속도가 목표 작동조건에 도달할 때까지 5분동안 운전한 후 곧바로 베어링을 꺼내어 하부 베어링 표면을 관찰하였다( Fig. 10 ).
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Surfaces of bearings immediately after the stabilization process.
윤활 시험 전, 미사용 베어링은 초기에 Fig. 11 과 같이 울퉁불퉁 표면상태를 가진다. Fig. 12 에서 보는 바와 같이 신유의 경우 대체로 미사용 베어링의 초기 표면이 보존되어 있었다. 특징적인 마멸 현상은 없었으며 스크래치가 일부 발견되었다. 본 시험에 들어가기전인 이때에 이미 베어링 표면에 회전방향으로 경미한 손상이 발생한 것은, 유막이 제대로 형성되기 전 경계 윤활상태에서 저널 표면의 일부 요철과의 접촉으로 인해 발생한 것으로 보인다. 간혹 보이는 축방향의 스크래치는 베어링을 저널에 축방향으로 끼워 넣을 때 발생한 것으로 추정되며 그 빈도와 크기가 매우 작았다.
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SEM micrograph of the initial bearing surfaces.
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SEM micrograph of bearing surfaces under the new oil condition.
안정화 과정에서 하부베어링에 발생한 그루브( Fig.12 )는 저널돌기에 의한 연삭마멸 흔적 형태를 나타내주며, 이후의 시험결과에서 이물질에 의한 마멸흔적 형태와 비교하는 데 활용하였다.
- 4-2. 오염입자 종류
Fig. 13 은 신유, 연소산화물, 각 알루미나 입자조건에 대해 시험 후 베어링 표면사진이며, SEM으로 분석한 결과는 Fig. 14 에 나타내었다.
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Photos of bottom bearings; (a) No foreign substances (b) Combustion products, (c) Alumina 5 μm, (d) Alumina 20 μm.
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SEM micrograph of bearing surfaces after lubricating experiment.
연소산화물 시험후의 베어링 표면 Fig. 14(c) Fig.14(a) 와 비교해 보면, 전체적으로 울퉁불퉁했던 초기베어링 표면 형상이 다소 눌려 문드러지고, 국부적인 쓸림 영역 Fig. 14(b) 의 (1)도 관찰된다.
Fig. 14(b) 에서 보이는 스크래치(2)는 Fig. 14(a) 의 스크래치와 유사하게 미끄럼방향의 쓸린 형태이며 저널의 가공결과 유사하게 보이므로, 이물질에 의한 것이 아닌 저널 돌기가 미끄러지면서 생긴 연삭마멸흔적으로 추정된다.
Fig. 14(b) 의 불규칙적인 마멸트랙(3)과 Fig. 14(c) 중앙에서 보이는 마멸트랙은 다른 시험 결과에서는 보이지 않는 특징적인 마멸형태로, 연소산화물에 포함되어 있는 크기가 큰 이물질이 저널과 베어링 사이에서 세 물체 연삭마멸(3 body abrasive wear)를 일으켜 발생한 것으로 추정된다.
알루미나 시험 후 표면 마멸은 대부분 Fig. 14(d) 과 같이 초기 표면형상이 눌린 후 쓸린 듯한 형태이다. 연소산화물 시험에서 국부적으로 보였던 쓸린 마멸형태( Fig. 14(b) 의1))가 알루미나의 경우에는 더 넓게 나타나고 있다. 마멸이 가장 심하게 진행되었던 알루미나 20 μm 시험의 경우, 초기 표면 형태는 거의 남지않았다( Fig. 14(e , f) ).
알루미나 입자의 오염 윤활 조건에서는 다른 시험들과는 달리 특징적인 표면 손상인 입자의 압입 현상이 발견되었다( Fig. 14(e) ). Fig. 14(f) 에 표시된 지점에 대해 성분분석 결과, Fig. 15 에서 보이는 바와 같이 이 압입자가 알루미나임을 확인하였다.
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Results of components analysis of alumina.
Fig. 14(f) 를 보면, 알루미나 입자가 베어링 표면에 압입된 후 마멸된 것으로 보인다.
- 4-3. 알루미나 입자 크기
알루미나 입자로 오염된 윤활유의 경우, 평균입자크기 5 μm, 10 μm에 대해 윤활시험을 수행하였다. 각각의 알루미나 입자는 설정된 최소유막두께(10 μm)의 0.5배, 2배에 해당하는 값으로, 최소유막두께와 입자크기의 상대적인 크기에 대한 마멸정도를 비교하였다.
알루미나 시험 시 베어링 표면에 Polishing된 것처럼 손상된 영역은 알루미나 입자 중 유막두께 이상의 크기를 가진 입자들이 회전 시 저널과 베어링 사이에서 세 물체 연삭마멸을 일으켜 발생한 표면 손상으로 보인다.
알루미나 평균입자크기가 5 μm인 경우에서도 유막두께 이상으로 크기가 큰 입자가 존재하여 이 입자들로 인한 마멸이 발견된다. 하지만 전체 알루미나 입자에 비해 실제로 마멸을 일으킬 수 있는 유효입자의 수는 알루미나 20 μm에 비해 적으므로 Fig. 16(a) 와 같이 표면손상이 상대적으로 적게 나타났다.
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SEM micrograph of bearing surfaces under; (a) 5 μm, (b) 20 μm alumina condition.
알루미나 평균입자크기가 20 μm의 경우에는 5 μm일 경우의 시험과 비교하면 압입된 입자가 더 많이 관찰되었으며 상대적으로 마멸이 많이 발생한 것을 Fig. 17 에서 확인할 수 있다.
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SEM micrograph of bearing surfaces under the 20 μm alumina condition with embed particles.
- 4-4. 저널 표면 분석 결과
Fig. 19 ~ Fig. 21 은 신유, 연소산화물, 5 μm 알루미나 시험 조건에서의 시험 후 저널의 표면이다. 이를 시험전 저널 표면( Fig. 18 )과 비교하면 저널면의 가공결이 끊어짐 없이 일정하게 유지된 것으로 보아 저널이 거의 마멸되지 않았음을 볼 수 있다.
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SEM micrograph of the initial journal surfaces.
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SEM micrograph of journal surfaces under the new oil condition.
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SEM micrograph of journal surfaces under the Combustion products condition.
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SEM micrograph of journal surfaces under the 5 μm alumina condition.
20 μm 알루미나 시험 조건에서의 저널 표면( Fig. 22 )은 신유의 경우( Fig. 19 )와 달리 가공결이 손상되어 마멸트랙이 발생하였다.
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SEM micrograph of journal surfaces under the 20 μm alumina condition.
화이트메탈 재질의 베어링은 축보다 경도가 낮아 직접적인 연삭마멸을 일으켰다고 보기 어려우므로, 축(경도 296HB)보다 경한 알루미나 입자에 의한 연삭마멸이라고 보는 것이 타당하다. 이 마멸트랙의 너비가 알루미나 입자 사이즈와 비슷한 것 역시 추가적인 근거로 볼 수 있다.
경한 이물질이 유막두께와 유사한 수준의 크기라면 저널과 이물질, 베어링의 세 물체 연삭마멸이 발생할 수 있다. 이 때, 이물질은 저널보다 상대적으로 경도가 낮은 베어링 표면에 소성 변형을 일으키는 것으로 알려져 있다 [5] . 이물질의 크기가 유막두께보다 충분히 크다면 베어링 표면에 압입될 수 있다. 압입자는 회전하는 저널과 상대운동이 발생하여 저널 표면에 손상을 일으킨다 [16] .
5. 결 론
윤활유에 유입된 연소산화물과 금속성 이물질(알루미나)이 저널 베어링의 표면 손상에 미치는 영향을 실험적으로 알아보았다.
  • 1. 금속성 이물질에 의한 저널 베어링의 마멸이 연소산화물에 비한 저널 베어링 마멸보다 심하였다.
  • 2. 본 시험조건에서 0.2 wt%의 연소산화물은 저널 및 베어링 마멸에 큰 영향을 미치지 않았다. 다만 연소산화물 내에 포함된 일부 큰 입자의 이물질이 생성한 불규칙적인 마멸트랙을 발견할 수 있었다.
  • 3. 금속성 이물질은 저널 및 베어링의 표면에 원주방향으로 선형적인 연삭 그루브를 형성했다.
  • 4. 금속성 이물질 입자 크기가 유막두께보다 클 때 표면에 심한 마멸을 일으켰다.
  • 5. 본 논문에서 제시한 시험조건선정 방법 및 시험절차는 윤활유에 유입된 고체 이물질과 베어링 표면손상의 상관관계를 파악할 수 있는 검증 시험법으로써 활용할 수 있다.
Acknowledgements
이 논문은 부산대학교 자유과제 학술연구비(2년)에 의하여 연구되었음.
References
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