Fig. 1은 도어상단부 잠금장치의 구조와 작동원리를 보여준다. 기구는 Fig. 2의 B영역에 X축방향으로 길게 형성되어 있다. 도어 래치(Door Latch)는 도어 프레임에 장착이 되고, 나머지 모든 부품은 차체에 장착된다. Fig. 1(a)는 도어가 열린 상태를 나타낸다. 도어 상단부에 설치된 도어 래치를 볼 수 있다. Fig. 1(b)는 도어가 딛히고 도어래치가 차체 래치(Body Latch)와 동일선상에 정렬된 모습을 나타낸다. Fig. 1(c)는 잠금장치가 작동된 모습이다. 전류를 가하면 솔레노이드 코일이 제 1래치(1st Core Latch)에 위치한 솔레노이드 철심(Moving Core)을 제 2래치(2nd Core Latch) 방향으로 가속시켜 바디 래치(Body Latch)가 도어 래치와 맞물림과 동시에 철심은 제 2래치에 걸리게 된다. 이때 리턴스프링(Return Spring)이 압축된다. 또 한번의 전류가 솔레노이드에 가해지면 철심이 제 2래치에서 제 1래치 쪽으로 이동하며 리턴 스프링에 의하여 Fig. 1(b)의 상태로 복귀한다.

Fig. 1 
Upper door lock – 2nd model

Fig. 2 
Sectional view of upper door weatherstip zone

잠금장치의 성능에 핵심적인 영향을 미치는 부품은 솔레노이드이다. 이에 솔레노이드 작동에 영향을 미치는 구동력을 측정하였다. Fig. 3은 솔레노이드의 기본적인 구성요소를 보여준다. 솔레노이드는 보빈(Bobbin), 요크(Yoke), 가동철심(Moving Core) 등으로 구성된다. Table 1은 솔레노이드의 제원이다. Fig. 4에 도시한 바와 같이 가동철심이 제 1 코어 래치에서 벗어나려면 충분한 솔레노이드 기동력이 필요하다. 이후, 가동철심은 가속되어 제2코어래치에 진입하게 된다. Fig. 5는 솔레노이드 구동력 측정기구를 나타낸다. 솔레노이드 가동철심이 제1래치로부터 이탈하는 추진력을 Push-Pull Gauge로 측정하도록 Table 2에 구동력 측정 결과를 수록하였다. 평균치는 0.13 kgf이다.

Fig. 3 
Components of solenoid

Fig. 4 
Force on the solenoid core at escape

Fig. 5 
Test setup for solenoid escape force

도어상단부 잠금장치에서 다음과 같이 두가지 문제점이 확인되었다.

첫 번째, 코어래치의 구속력이 약하여 가동철심을 안정적으로 고정하지 못한다. 약간의 외부 충격으로 가동철심이 코어래치에서 이탈한다.

두 번째, 가동철심이 제 2 래치에 진입하지 못하고 솔레노이드 중간에 멈추는 경우, 이후의 작동이 불가능하다. 가동철심이 제 1래치에서 제 2래치에 진입하기 위해서는 최소 9 mm의 가속구간이 필요하다.

코어래치의 구속력을 향상시키기 위해서는 솔레노이드의 구동력 또한 향상되어야 한다. 솔레노이드의 수치모델을 만들어 2차 설계에 대한 가동철심의 거동을 분석하고 실험결과와 비교하여 수치모델을 검증하였다. 이를 기반으로 개선된 설계를 도출하고 시제품을 제작하였다. 시제품에 대한 향상된 가동철심 구동력을 실험으로 확인하였다.

Fig. 6은 가동철심이 제 1래치에서 벗어나 제 2래치로 진입할 때까지의 거동을 측정하기 위한 실험 방법을 나타낸다. 가동철심에 가속도센서를 부착하고 아두이노(Arduino)를 통해 0.025 sec 간격으로 데이터를 PC로 수집하였다. 가속도 센서는 MPU6050으로 입력전압 3.3 V, 분해능 1/16384 (LSB/G)이다. 총 10회 측정하여 가속도의 평균값을 구하고, 적분을 통해 속도데이터를 추출하였다.

Fig. 6 
Test setup for solenoid core acceleration measurements.

수치모델은 솔레노이드 전압방정식과 가동철심의 운동방정식으로 구성된다. Cheung등^8,9이 제안한 전압방정식은 다음과 같이 표현된다.

식(1)은 Faraday와 Kirchhoff의 법칙에 따라 솔레노이드에 가해진 전압, 전류 및 자기장의 상호관계를 나타낸다. 여기서 ϕ는 자속(Magnetic Flux), I는 전류, R은 저항, N은 코일의 권선 수 이다.

자속은 전류(I) 및 가동철심의 위(x)의 함수로 다음과 같이 표현된다.

여기서 μ_air와 μ_steel은 각각 공기와 가동철심의투자율이며, A는 코일의 축방향 투영면적, l은 가동철심의 길이이다. 식(1)과 식(2)로부터

식(3) 양변에 전류를 곱하면 동력방정식(Power Equation)(4)가 얻어진다. Table 3에 식(4)의 구성요소들을 요약하였다.

기계적동력(Mechanical Power)은 가동철심의 구동력 F와 속도 v로 표현되며, Table 4에 따라 다음의 관계가 주어진다.

이로부터, 가동철심의 구동력이 다음 식(6)와 같이 얻어진다.

구동력 F로 구동되는 가동철심의 운동방정식은 다음 식(7)과 같다.

여기서 C는 감쇄계수, K는 스프링 상수이다.

식(6)과 식(7)으로부터,

수치해를 구하기 위하여 전압방정식(3)과 운동방정식식(8)을 아래와 같이 세 개의 일차 미분방정식으로 재구성한다.

상기 식(9)의 상수 값들을 Table 4에 수록하였다.코일 권선 수 N은 와이어 직경 0.26 mm에 대한 값이다.

Fig. 7(a)는 실험과 수치해로 얻어진 가동철심의 가속도를 보이고 있다, Fig. 7(b)는 가속도를 적분하여 얻어진 속도를 나타낸다. 실험과 수치해의 차이가 크지 않다고 생각된다.

Fig. 7 
Dynamic behavior of moving core of a solenoid in Table 5 actuated by 12 V, pulse duration 0.5 sec

2.2절에서 언급한 바와 같이 성능개선을 위해서는 가동철심의 구동력을 향상시킬 필요가 있다. 설치공간의 제약으로 인하여 코일의 외형이 일정한 치수로 제한된다. 코일 와이어의 직경에 따라 코일의 권선수 N가 정해지며, 코일 와이어의 저항 R은 다음과 같이 주어진다.

코일와이어 직경을 변화해가며 식(9)의 수치해를 MATLAB으로 구하였다. Fig. 8은 가동철심의 제2래치 진입속도를 코일 와이어 직경의 함수로 나타낸다. 코일 와이어 직경 0.32 mm에서 최대 속도를 갖는 것을 알 수 있다.

Fig. 8 
Predicted velocity of moving core at entry into the 2nd core latch (Fig. 6) vs. coil wire diameter

Fig. 5에 보인 기구로 가동철심의 구동력을 측정한 결과, 0.26 mm, 0.32 mm 직경의 코일 와이어에 대하여 각각 0.13 kgf, 0.22 kgf로 69%의 구동력 향상이 확인되었다.

도어상단부 잠금장치의 효과를 검증하기 위해 현업에서 사용하고 있는 종강성 평가를¹⁰ 실시한다. 종강성 평가는, Fig. 9(a)에 보인 것처럼 도어 힌지부 세 군데를 고정하고 Fig. 9(b)와 같이 B Pillar에 인접한 코너부에 10 kgf의 하중을 가하며 차체로부터 벌어지는 변위를 측정하는 것이다. 선택된 차량에 대하여 잠금장치 설치 전과 후의 종강성을 비교하기 위하여 유한요소 구조해석을 실시하였다.

Fig. 9 
Transverse stiffness evaluation setup for front car doors

Fig. 10(a)는 National Crash Analysis Center에서¹¹ 제공하는 소형차의 앞 도어와 그 주변의 차체 유한 요소 모델을 나타낸다. Fig. 10(b)는 잠금장치유한 요소 모델(4 Node Shell Elements)을 나타낸다.

Fig. 10 
Finite element model for door transverse stiffness evaluation

유한요소 해석은 PAM CRASH 11.0으로 수행하였다. 바디래치, 가동철심 및 코어 서포트는 강체(Rigid Body)로 구성하였다. Fig. 11는 주요 부품 간의 접촉 상황을 나타낸다. Fig. 12(a)는 도어래치 설치위치와 변위 구속되는 도어의 힌지들을 보여준다. Fig. 12(b)는 도어래치를 제외한 잠금장치의 설치위치와 도어 힌지부의 구속위치를 보여준다. 차체는 전체를 변위 구속한다. 하중 조건은 Fig. 12(c) 처럼 도어의 코너에 Y측 방향으로 10 kgf을 가한다.

Fig. 11 
Combinations of upper door lock components in contact

Fig. 12 
Boundary and load conditions on the finite element model

Fig. 13(a)와 Fig. 13(b)는 잠금장치 설치 전과 후의 도어의 횡방향(Y축) 변위 분포를 보여준다. 설치 후 전반적인 변형의 범위와 변위 값이 작아진 것을 확인할 수 있다. Fig. 14은 하중이 가해진 부위의 변위를 보여준다. 변위가 4.1 mm에서 2.1 mm로 줄어든 것이 확인되었다.

Fig. 13 
Transverse displacement (Y-axis, mm) of a front door under 10 kgf in Fig. 14(c), Predicted from finite element analysis

Fig. 14 
Displacement at the loading point in Fig. 16 for step loading of 10 kgf