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문제 정의
- 본 연구에서는 25 kg급 멀티콥터용으로 설계 및 해석 과정을 거쳐 및 탄소섬유 강화 플라스틱으로 제작된 프로펠러에 대해 수행한 시험 평가 내용을 기술하였다.
제안 방법
- 시험 영역을 스팬 방향 20% 단면으로 한정지었으므로, 하중 부가 방법을 실제 프로펠러 운용 시 발생하는 분포하중 보다 상대적으로 부가하기 쉬운 집중하중으로 결정하였다. Fig. 4와 같이 시험 영역에 원심력 하중과 모멘트 하중을 부가하기 위한 하중 부가 위치를 선정하고, 시험하중이 전달되지 않는 프로펠러 끝단은 제거하였으며, 하중 부가 치구와 연결되는 하중 부가 영역이 시험 의도와 상관없이 파손되는 현상을 방지하기 위해, 집중하중 부가 영역에 직사각형 모양으로 유리섬유 복합재를 추가로 적층하여 보강하였다. 또한, 구조 보강 영역과 보강되지 않은 영역 사이에 급격한 강성 변화를 막기 위해 보강 두께를 점진적으로 줄이는 형상을 적용하였다.
- 각 시험 전, 후로 온도, 대기압과 습도를 측정 후 밀도를 계산하여 평균값을 산출하였으며, 성능 효율 계산 시 적용하였다. 각 시험 별 환경조건은 Table 6과 같다.
- 각 프로펠러는 회전수 1,000 rpm 영역부터 추력 50 N까지 발생시키는 회전수 영역까지 프로펠러 회전수를 증가시켜가며 시험하였다. 추력, 토크 등 시험 측정값의 샘플링 빈도(sampling rate)는 10 kHz이며, 일정한 출력 명령 입력(throttle command input)에 대해 5초간 저장하여 평균값을 취하였다.
- 프로펠러 형상 결정을 위해 프로펠러에 적용되는 익형 선정 및 최적화, 프로펠러 플랜폼 형상 설계 및 공력성능 해석, 프로펠러 단면 구조 설계, 동특성 및 구조 해석이 수행되었다. 구조 해석 결과를 반영하여, 구조 안전성이 상대적으로 취약한 프로펠러 블레이드의 루트부위 보강을 위해 단면 설계가 재 수행되었으며 변경된 형상에 대해 동특성, 구조해석을 수행하여 최종 설계 형상을 결정하였다. 이러한 절차는 참고문헌 [5]에서 기술한 내용과 동일하게 진행하였다.
- 프로펠러는 비치우드, 폼(foam), 탄소섬유 복합재(carbon fabric composite material)를 사용하여 제작하였다. 구조안전성, 동특성 및 중량 요구도를 고려하하여 프로펠러 단면 설계가 수행되었으며[6], 설계 결과에 따라 볼트 체결 구멍이 형성되는 프로펠러 허브 영역은 나무소재인 비치우드를, 그 외에 부분은 폼을 사용하여 프로펠러 내부 형상을 구성하고 탄소섬유 복합재를 2층으로 적층하여 스킨을 구성 후, 핫 프레스(Hot Press) 제작 공법을 적용하여 프로펠러를 제작하였다. Fig.
- 극한 하중과 요구도 하중을 프로펠러 정적 구조 시험 치구를 통해 시험 시편에 부가하기 위하여 시험 치구에 맞는 시험 하중의 크기 및 방향을 도출하였다. 플랩 굽힘 하중과 래그 굽힘 하중의 비율을 통해 프로펠러 기울임 각도(propeller tilt angle)를 설정하였으며, 전체 굽힘 하중(total moment)을 부가하기 위한 수직 방향 하중(load for moment)의 크기를 산출하였다.
- 이 때 수직 방향 하중은 시험시제 보강 및 체결 치구의 중량에 의한 하중을 고려하였다. 또한 원심력 하중과 수직 방향 하중의 합력을 계산하여 무게 추를 사용한 최종 부가 하중(total applied load) 및 하중 부가 각도(loading angle)을 계산하였다. 식(1)~(5)는 시험 하중 도출을 위한 계산식들을 나타내고 있으며, Table 3은 계산식을 통해 도출된 하중의 크기 및 각도를 나타내고 있다.
- 프로펠러를 실제 장착 환경과 동일하게 고정하고, 위/아래로 위치 이동이 가능한 고정 도르래를 이용하여 무게 추를 통해 발생되는 하중을 프로펠러에 원하는 방향으로 부가할 수 있도록 하였다. 또한 프로펠러 체결부를 좌/우로 기울일 수 있도록 하여 무게 추 하중을 통해 발생되는 플랩 굽힘 하중과 래그 굽힘 하중의 비율을 조절할 수 있도록 하였다.
- 4와 같이 시험 영역에 원심력 하중과 모멘트 하중을 부가하기 위한 하중 부가 위치를 선정하고, 시험하중이 전달되지 않는 프로펠러 끝단은 제거하였으며, 하중 부가 치구와 연결되는 하중 부가 영역이 시험 의도와 상관없이 파손되는 현상을 방지하기 위해, 집중하중 부가 영역에 직사각형 모양으로 유리섬유 복합재를 추가로 적층하여 보강하였다. 또한, 구조 보강 영역과 보강되지 않은 영역 사이에 급격한 강성 변화를 막기 위해 보강 두께를 점진적으로 줄이는 형상을 적용하였다. Fig.
- 성능 시험에서는 프로펠러 회전수에 따라 추력, 토크, 소비전력을 측정하였으며, 측정된 값으로부터 성능 효율 및 소비전력 효율을 계산하였다. 상용 프로펠러에 대해서도 동일한 절차로 지상 회전시험을 수행하여, 성능 지표들을 비교함으로써 개발 프로펠러의 성능을 평가하였다.
- 설계된 시험치구에 적합한 시험 하중을 계산한 후이를 활용하여 정적 구조 시험을 수행하였으며, 극한 하중 시험 수행 후 요구도 하중 시험을 수행하였다.
- 정적 구조 시험에서는 극한 하중과 요구도 하중 조건에 대해 시험을 수행하였으며, 시편의 파손 유무 확인을 통해 구조설계 요구도 충족 여부를 판단하였다. 성능 시험에서는 프로펠러 회전수에 따라 추력, 토크, 소비전력을 측정하였으며, 측정된 값으로부터 성능 효율 및 소비전력 효율을 계산하였다. 상용 프로펠러에 대해서도 동일한 절차로 지상 회전시험을 수행하여, 성능 지표들을 비교함으로써 개발 프로펠러의 성능을 평가하였다.
- 시험 시편에는 두 개의 단방향 스트레인게이지를 부착하여 무게 추를 통한 하중 부가 시 발생하는 변형률을 측정 하였다. 1번 스트레인게이지는 유한요소 해석을 통해 확인된 최대 응력이 발생하는 영역에 부착하였으며, 2번 스트레인게이지는 응력 발생 경향을 비교/확인하기 위해 1번 스트레인게이지보다 모멘트 암이 큰 영역에 부착하였다.
- Figure 3의 유한 요소 해석 결과로부터 구조강도가 가장 취약하다고 판단되는 허브 중심 기준 스팬 방향 20% 위치를 시험 영역으로 설정하고 시험 시편 보강 설계를 수행하였다[6]. 시험 영역을 스팬 방향 20% 단면으로 한정지었으므로, 하중 부가 방법을 실제 프로펠러 운용 시 발생하는 분포하중 보다 상대적으로 부가하기 쉬운 집중하중으로 결정하였다. Fig.
- Figure 14는 두 프로펠러에 대해 동일 추력에서 소요 동력과 성능 효율, 소비 전력과 소비 전력 효율을 비교한 것이다. 시험 환경 조건이 Table 6과 같이 밀도 차이가 있으므로, 동일 조건에서 비교하기 위해 해수면 표준 대기 조건의 밀도로 환산하여 상호 비교하였다. 모든 추력 영역에서 KPROP2-1 프로펠러의 소요 동력이 TM22 프로펠러보다 저감되었음을 확인할 수 있으며, 성능 효율 또한 향상되었음을 확인할 수있다.
- 이륙 중량 25 kg급 멀티콥터 장착용으로 개발된 프로펠러에 대해 정적 구조 시험 및 지상 회전 성능 시험을 수행하였으며, 설계 요구도의 충족 여부를 평가하였다.
- 11은 회전수 3,300 rpm 부근에서 KPROP2-1 프로펠러에 대해 추력 및 토크 측정 데이터의 평균값을 나타낸 것이다. 이와 같이 동일 프로펠러 시제에 대해 회전수를 변경하며, 데이터 셋을 구성하였으며, 3회 반복한 결과를 피팅(fitting)하여 프로펠러의 성능 곡선을 도출하였다.
- 프로펠러 시험 평가는 구조강도 확인을 위한 정적 구조 시험과 공력 성능 확인을 위한 성능 시험을 포함한다. 정적 구조 시험에서는 극한 하중과 요구도 하중 조건에 대해 시험을 수행하였으며, 시편의 파손 유무 확인을 통해 구조설계 요구도 충족 여부를 판단하였다. 성능 시험에서는 프로펠러 회전수에 따라 추력, 토크, 소비전력을 측정하였으며, 측정된 값으로부터 성능 효율 및 소비전력 효율을 계산하였다.
- 정적 구조 시험을 위해 Fig. 6과 같이 프로펠러 구조시험 시제에 원심력과 플랩/래그 굽힘 하중을 동시에 부가할 수 있는 시험 설비를 설계하고 제작하였다. 프로펠러를 실제 장착 환경과 동일하게 고정하고, 위/아래로 위치 이동이 가능한 고정 도르래를 이용하여 무게 추를 통해 발생되는 하중을 프로펠러에 원하는 방향으로 부가할 수 있도록 하였다.
- 각 시험 별 환경조건은 Table 6과 같다. 프로펠러 간의 성능 비교는 해수면 표준 대기 조건(international standard atmosphere, sea level)의 밀도로 환산하여 상호 비교하였다.
- 프로펠러 성능 시험 평가에서는 Fig. 2와 같이 설계 및 제작된 KPROP2-1 프로펠러와 상용 프로펠러 TM22(T-motor 사, 22x6.6)를 동일한 조건하에서 성능 시험을 수행하여, 성능 지표에 대해 상호 비교함으로써 프로펠러 성능 평가를 수행하였다.
- 25 kg급의 멀티콥터에 8개가 장착되는 프로펠러의 요구 성능은 추세분석을 통해 도출되었으며[4], Table 1과 같다. 프로펠러 형상 결정을 위해 프로펠러에 적용되는 익형 선정 및 최적화, 프로펠러 플랜폼 형상 설계 및 공력성능 해석, 프로펠러 단면 구조 설계, 동특성 및 구조 해석이 수행되었다. 구조 해석 결과를 반영하여, 구조 안전성이 상대적으로 취약한 프로펠러 블레이드의 루트부위 보강을 위해 단면 설계가 재 수행되었으며 변경된 형상에 대해 동특성, 구조해석을 수행하여 최종 설계 형상을 결정하였다.
- 6과 같이 프로펠러 구조시험 시제에 원심력과 플랩/래그 굽힘 하중을 동시에 부가할 수 있는 시험 설비를 설계하고 제작하였다. 프로펠러를 실제 장착 환경과 동일하게 고정하고, 위/아래로 위치 이동이 가능한 고정 도르래를 이용하여 무게 추를 통해 발생되는 하중을 프로펠러에 원하는 방향으로 부가할 수 있도록 하였다. 또한 프로펠러 체결부를 좌/우로 기울일 수 있도록 하여 무게 추 하중을 통해 발생되는 플랩 굽힘 하중과 래그 굽힘 하중의 비율을 조절할 수 있도록 하였다.
- 프로펠러의 회전수에 대해 측정된 추력, 토크 및 소비전력을 비교하였으며, 이를 기반으로 추력에 대해 소요동력, 소비전력 및 성능 효율(figure of merit)을 나타내었다.
- 극한 하중과 요구도 하중을 프로펠러 정적 구조 시험 치구를 통해 시험 시편에 부가하기 위하여 시험 치구에 맞는 시험 하중의 크기 및 방향을 도출하였다. 플랩 굽힘 하중과 래그 굽힘 하중의 비율을 통해 프로펠러 기울임 각도(propeller tilt angle)를 설정하였으며, 전체 굽힘 하중(total moment)을 부가하기 위한 수직 방향 하중(load for moment)의 크기를 산출하였다. 이 때 수직 방향 하중은 시험시제 보강 및 체결 치구의 중량에 의한 하중을 고려하였다.
- 7은 시험 시편에 장착된 스트레인게이지 위치를 보여주고 있다. 하중 부가를 위해 무게 추를 사용하였으며, 무게 추의 중량을 미리 측정하여 확인한 후, 최종 부가하중을 맞추기 위해 무게 추의 조합을 구성하였다. Table 4 및 Table 5는 각 시험 하중을 위한 무게 추의 조합을 나타내고 있다.
- 하중해석을 통해 도출된 스팬 방향 20% 위치에 대한 6분력(원심력, 양력, 항력, 플랩/래그 굽힘 하중, 뒤틀림 하중) 중 프로펠러 파손의 주된 원인이 되는 인장 하중에 영향을 주는 원심력과 플랩/래그 굽힘 하중을 정적 구조 시험 부가 하중으로 선정하였으며, 이를 통해 Table 1의 구조강도 요구도 “극한하중(제한 하중의 1.5배) 기준 안전여유(margin of safety) 3 이상”의 만족 여부를 확인하기 위한 요구도 하중을 산출하였다.
대상 데이터
- 이러한 절차는 참고문헌 [5]에서 기술한 내용과 동일하게 진행하였다. 설계된 프로펠러에 적용된 익형은 SG6043을 기반으로 최적화한 형상이며, 프로펠러 스팬에 따른 시위길이 및 비틀림 각은 Fig. 1과 같다.
- 10과 같이 추력 및 토크 측정용 센서, 진동 측정용 가속도 센서, 회전수 측정을 위한 rpm 센서, 소비 전력 측정을 위한 센서로 구성된다. 성능 시험에 사용된 BLDC 전기 모터(brushless direct current electric motor)는 T-motor 사의 U8 Pro 170KV 모델을 사용하였으며, ESC(electric speed controller)는 T-motor사의 Flame 80A 모델을 사용하였다.
- 프로펠러는 비치우드, 폼(foam), 탄소섬유 복합재(carbon fabric composite material)를 사용하여 제작하였다. 구조안전성, 동특성 및 중량 요구도를 고려하하여 프로펠러 단면 설계가 수행되었으며[6], 설계 결과에 따라 볼트 체결 구멍이 형성되는 프로펠러 허브 영역은 나무소재인 비치우드를, 그 외에 부분은 폼을 사용하여 프로펠러 내부 형상을 구성하고 탄소섬유 복합재를 2층으로 적층하여 스킨을 구성 후, 핫 프레스(Hot Press) 제작 공법을 적용하여 프로펠러를 제작하였다.
데이터처리
- 시험 하중은 하중해석을 통해 도출된 제한 하중을 기준으로 설정하였으며[6], 하중해석은 회전익 통합해석프로그램인 CAMRAD-II[7]를 사용하였다.
- 각 프로펠러는 회전수 1,000 rpm 영역부터 추력 50 N까지 발생시키는 회전수 영역까지 프로펠러 회전수를 증가시켜가며 시험하였다. 추력, 토크 등 시험 측정값의 샘플링 빈도(sampling rate)는 10 kHz이며, 일정한 출력 명령 입력(throttle command input)에 대해 5초간 저장하여 평균값을 취하였다. Fig.
성능/효과
- 각각의 시험 수행 후 시편 검사를 수행하였으며 극한 하중 및 요구도 하중 부가 후 시편 파손이 발생하지 않아 구조강도에 대한 설계 요구 조건을 충족하는 것으로 나타났다.
- 두 프로펠러의 성능 효율은 30 N 이상의 운용영역에서 모두 0.73 이상인 것으로 나타났으며, 추력 50 N까지 KPROP2-1 프로펠러가 TM22 프로펠러보다 성능 효율이 높은 것을 확인할 수 있다.
- 시험 환경 조건이 Table 6과 같이 밀도 차이가 있으므로, 동일 조건에서 비교하기 위해 해수면 표준 대기 조건의 밀도로 환산하여 상호 비교하였다. 모든 추력 영역에서 KPROP2-1 프로펠러의 소요 동력이 TM22 프로펠러보다 저감되었음을 확인할 수 있으며, 성능 효율 또한 향상되었음을 확인할 수있다. 운용 추력 30 N 이상의 영역에서 성능 효율의 최대값은 3% 이상 향상되었다.
- 성능 시험에서는 약 3,320 rpm에서 제자리 비행 추력 30 N이 발생함을 확인하였으며, 최대 추력 45 N이상 조건에 대해서도 약 4,300 rpm에서 50 N의 추력을 발생시킴으로써 충족됨을 확인하였다. 제자리 비행 성능 효율은 추력 30 N 이상의 운용 추력 영역에서 0.
- 운용 추력 30 N 이상의 영역에서 성능 효율의 최대값은 3% 이상 향상되었다. 소비 전력의 경우 추력 10N 부근을 제외한 대부분의 영역에서 저감되었으며, 제자리 비행 영역인 추력 30 N 부근에서는 4% 이상 저감되었다. 단위 소비 전력 당 추력의 비(thrust /electric power, g/watt)로 나타낸 소비 전력 효율(electric power loading) 비교 그래프에서도 프로펠러 효율 증가에 따라 소비전력이 저감되었음을 확인할 수 있다.
- 운용 추력 30 N 이상의 영역에서 성능 효율의 최대값은 3% 이상 향상되었다.
- 정적 구조 시험 및 회전 성능 시험을 통해, 프로펠러의 구조 강도 및 성능에 대한 설계 요구도 충족이 입증되었으며, 이륙 중량 25 kg급 멀티콥터에 장착 가능한 것으로 평가할 수 있다.
- 정적 구조 시험에서는 극한 하중 및 요구도 하중 부가 후 시편 파손이 발생하지 않음으로써 극한 하중 기준 “안전여유 3이상”에 대한 설계 요구 조건을 충족하는 것으로 나타났다.
- 성능 시험에서는 약 3,320 rpm에서 제자리 비행 추력 30 N이 발생함을 확인하였으며, 최대 추력 45 N이상 조건에 대해서도 약 4,300 rpm에서 50 N의 추력을 발생시킴으로써 충족됨을 확인하였다. 제자리 비행 성능 효율은 추력 30 N 이상의 운용 추력 영역에서 0.73이상으로 나타났으며, 비교 대상인 기준 프로펠러인 TM22 프로펠러보다 성능 효율 최대값은 3% 이상 증가, 소비 전력은 운용 영역에서 4% 이상 저감됨을 확인하였다. 또한 개발 프로펠러 KPROP2-1은 TM22 프로펠러보다 낮은 회전수에서 동일 추력을 발생시킴으로써 소요 동력 저감을 유도하며, 성능 효율 증가 및 소비 전력 저감의 주요 원인이 된다.
- TM22 프로펠러의 경우 회전수 약 3,830 rpm에서 제자리 비행 추력인 30 N을 발생시키며, KPROP2-1 프로펠러의 경우 약 3,320 rpm에서 동일 추력을 발생 시키는 것으로 측정되었다. 최대 추력 조건의 경우, TM22 프로펠러는 약 5,000 rpm, KPROP2-1 프로펠러는 약 4,300 rpm에서 50 N의 추력을 발생시킴으로써 최대 추력 설계 요구도인 45 N 이상 조건을 충족시키는 것으로 나타났다. 전반적으로 KPROP2-1 프로펠러가 TM22 프로펠러보다 낮은 회전수에서 동일 추력을 발생시키는 것을 확인할 수 있으며, 이는 프로펠러의 소요 동력 저감에 주요 인자로 기여한다.
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