기존의 제동장치는 카의 속도가 정해진 한계치에 도달해야 비상 정지 장치를 작동시키므로 흡수해야 하는 운동에너지가 일정 수준 이상으로 커지는 문제점이 있다. 로프의 파단이나 미끄러짐 등에 기인한 장력 저하에 즉각적으로 대응하지 못한다는 한계가 있다.

브레이크 패드의 0.2-0.6 범위의 마찰계수를 가지기 때문에 높은 저항력을 갖기 위해서는 큰 제어력이 필요하게 된다. 이를 위해 구조의 강도 및 강성이 커야하므로 제조 비용이 상승하게 된다.

안전 브레이크는 낙하 시 초래되는 사고를 방지하기 위한 신속하고 충분한 제동력을 확보해야지만 이를 위해서 구조가 복잡하고 커지게 된다는 기술적 모순을 가지고 있다.

이러한 상황을 Table 1에 보인 것처럼 개선변수 ‘장력 또는 압력(변수11)’에 대한 상반변수 ‘움직이는 물체의 부피(변수 7)’, ‘물체에 작용하는 유해요소(변수 30)’, ‘작업의 용이성(변수 32)’ 및 ‘장치의 복잡성(변수 36)’의 관계로 정리하였다. 이에 따른 해결원리(Inventive Principle)를 갖는 것들을 Table 1에 수록하였다.^8-10

사전 조치의 “가장 편리한 위치에서 바로 작동할 수 있도록 사물을 미리 배치한다.”의 원리를 적용하여, 로프와 캐빈 사이에 예압된 스프링을 설치하여 장력이 감소하는 즉시 스프링이 제동 기구를 작동시키는 설계 개념을 도출하였다.

전화위복의 “해로운 요소를 이용하여 바람직한 효과를 얻는다.” 원리를 적용하여, 기존 브레이크 패드와 마찰면의 마모를 의도적이며 유용한 절삭으로 전환하여 절삭 제동이라는 개념을 도출하였다.

속성 변화를 통하여 기존 브레이크 패드 및 마찰면 간의 제한된 마찰계수를 탈피하는 방안을 생각할 수 있다. 패드를 절삭 공구로, 마찰면을 절삭면으로 교체하면 절삭 제동 기구의 설계 개념을 도출할 수 있다.

승강기의 카 자체의 무게로 인한 로프의 장력을 이용하여 스프링을 상시 예압시킨 후, 로프 장력이 감소하는 즉시 스프링으로 제동장치가 작동하는 기구를 고안하였다. 이를 위하여 적은 힘으로 높은 가압력을 발생시키는 링크구조를 선택하였다. 카의 중량에 따라 가압력을 가변적으로 설정할 수 있도록 하였다. Fig. 1은 절삭 제동장치의 링크기구를 나타낸다.

Fig. 1 
Cutting brake with a linkage system activated by a preloaded spring at the onset of rope failure

절삭저항력은 Fig. 1에서 로프 파단으로 브레이크가 작동하는 경우 절삭공구(Cutting Tool)와 가이드레일(Guide Rail) 간에 발생하는 힘을 지칭한다. Fig. 2에 보인 절삭저항력 R은 절삭칩 전단 방향 성분 F_s와 수직 방향 성분 F_s로 다음 식(1)과 식(2)와 같이 표현된다.

Fig. 2 
Force in two-dimensional cutting

Fig. 3 
Geometry of chip formation in two-dimensional cutting

여기서 F_c는 절삭 방향 분력을, F_t는 이에 수직한 배분력을 나타낸다. 전단각 ϕ는 절삭칩 전단면이 공구의 진행 방향과 이루는 각을 나타낸다. 절삭비 γ는 절삭칩 두께 t_c와 절삭 깊이 t의 비율이며 식(3)으로 표현된다. 전단각 ϕ는 절삭공구 상면 경사각(Back Rake Angle) α 및 절삭비 γ와 식(4)의 관계를 갖는다. 마찰각 β는 절삭칩과 공구 경사면 간의 마찰계수 μ로 식(5)와 같이 정의된다. 절삭 방향 분력 F_c는 절삭 깊이, 전단각, 마찰각 및 공구 상면 경사각 등으로 식(6)과 같이 표현된다.¹¹

본 연구에서는 최대한 단순화된 형상의 절삭공구로 충분한 제동력을 구현하는데 목적을 두고 있으므로, 상면 경사각을 0으로 선택한다. 절삭공구와 칩을 형성하는 가이드레일의 재질이 선택되면 마찰각 β와 전단 강도 τ_s는 결정이 되므로, 이 경우 절삭제동력은 절삭 깊이 t와 절삭폭 w로 정해진다. 절삭 깊이는 Fig. 1의 예압 스프링(Preloaded Spring)과 링크기구(Linkage)로 구현되는 공구 가압력 F_t에 따라 정해진다. 브레이크 제동력과 공구 가압력의 비를 μ_brake로 표기하면 상면 경사각이 0이라는 조건에서 다음 식(7)의 관계가 성립한다.

Fig. 4는 절삭저항력을 측정하기 위한 실험 장치를 나타낸다. 절삭공구 가압력 조절과 절삭 깊이 조절 기능이 있으며 MTS(810 Material Test System) 만능시험기에 장착하여 하중-변위 관계를 측정하는데 사용된다.

Fig. 4 
Fixture for measuring cutting resistance with universal testing machines

절삭 날은 SUNREX사의 Golden-500을 사용하였고, 피삭재는 알루미늄 5052-H32 2T 판재를 사용하였다. 또한 전체구조물은 알루미늄 프로파일을 사용하였고 Pin Joint로는 MISUM사의 Rod End Bearing PHS05를 사용하였다. MTS에서 당기는 속도를 0.156 mm/s로 고정하여, 그에 따른 절삭저항력을 측정하였다.

약 676 N으로 절삭공구를 가압한 상태에서 Fig. 5에 보인 절삭 저항-절삭 변위 관계를 측정하였다. 절삭 변위에 따라 절삭 저항이 최대 1271 N까지 도달하는 것을 확인할 수 있었다. 절삭 공구 가압 스프링의 영향으로 절삭 저항의 주기적 변화가 나타난 것으로 판단된다.

Fig. 5 
Cutting resistance vs displacement measured

절삭력 측정 후 절삭 깊이가 0.114 mm로 확인되었다. α가 0이기 때문에 식(5)에 F_c와 F_t을 대입하면 마찰계수 μ는 0.53이 된다. 마찰계를 식(5)에 대입하면 마찰각 β는 28^o가 된다. 절삭날의 너비 w는 13 mm이고, 피삭재인 알루미늄 5052-H32의 전단 응력은 138 Mpa이고 α가 0이므로, 이를 통하여 식(6)에 대입을 하면 전단각이 10.4^o라는 것을 얻을 수 있다.

이를 통해 절삭 방식의 제동장치를 사용하였을 때 가압력의 1.88배의 절삭저항력을 얻을 수 있다는 것을 확인하였다.

또한 절삭 깊이가 0.117 mm로 설정하였을 때, 식(6)을 이용하여 예측한 절삭저항력의 크기는 1298.22 N이다. 실제 측정된 값은 Fig. 6에서 절삭저항력이 1232.78 N으로 수렴하는 것을 확인할 수 있으며 예측된 값과의 오차가 5%가 되며 충분히 근사한 값이 나오게 된다.

Fig. 6 
Graph of cutting resistance measured when cutting depth is 0.117 mm

TRIZ를 이용하여 설계한 절삭저항력을 이용한 안전 브레이크의 성능평가실험을 진행하였다. Fig. 7은 안전 브레이크 링크 구조를 이용한 실험 장치의 분해도이다. 스프링은 sw17-25를 사용하였고, 절삭공구는 SEKN-1504-AFTN-GPN-TT7080을 사용하였다.

Fig. 7 
Exploded view of cutting resistance safety brake

안전 브레이크에 하중이 가해지면 스프링이 압축하게 되며 링크구조로 인해 절삭공구가 안으로 들어가게 된다.

Fig. 8은 실험 장치 전체 사진으로 절삭 제동 기구에 추를 달아서 하중이 가해지게 하였다. 로프의 파단으로 추락하는 상황을 만들기 위한 트리거 기구를 나타낸다. 하단부에 추를 장착한 절삭 제동 기구가 트리거에 결합되어 매달려있다가 트리거가 해제되면 추락이 시작된다. 추락이 초기에 예압된 스프링이 링크 기구를 작동시켜 절삭 제동이 시작된다. 추의 무게는 총 210 kg, 가이드 레일 사이의 거리는 150 m로 설정하였고, 안전 브레이크의 최대 낙하 거리는 300 mm로 설정하였다.

Fig. 8 
Safety brake experiment device

안전 브레이크의 자유낙하 제동 특성을 Fig. 9에 도시하였다. 낙하 시작 후 0.4초에 97 mm를 내려가는 것을 알 수 있다. 변위 데이터를 Polynomial Fitting하여 산출한 속도와 가속도 특성을 Fig. 10에 도시하였다. 낙하 가속도는 0.6 G로 시작하는 것으로 보아 낙하 즉시 제동 기구가 작동하는 것을 알 수 있다. 약 20 kg의 예압 스프링 가압력으로 210 kg의 중량물 제동이 가능한 것을 확인하였다.

Fig. 9 
Safety brake free fall displacement vs time

Fig. 10 
Safety brake free fall acceleration vs time

낙하 제동 시 브레이크 및 추의 결합체가 Fig. 11에 보인 것과 같이 좌우로 요동하는 Yawing이 발견되었다. 이는 링크기구의 전개 시 좌우 절삭 저항에 미세한 차이가 생겨서 발생하는 현상으로 추정된다.

Fig. 11 
Safety brake yaw angle vs time

안전 브레이크의 거동에 대한 동력학적 해석을 위하여 Fig. 12에 보인 ADAMS 모델을 이용하였다. 예압 스프링은 29.43 N/mm의 계수를 갖으며 링크기구를 포함한 주요 작동 부품들은 실제 소재와 동일한 비중을 갖는 강체로 표현되었다. 절삭을 구현하기 위해서 절삭날과 피삭재 사이의 Table 2와 같은 접촉 조건을 설정하였다.¹²

Fig. 12 
Adams model

제동 특성에 대한 ADAMS 해석 결과와 실험 데이터를 Figs. 13과 14에 도시하였다.

Fig. 13 
Free fall behavior from measurement and ADAMS simulations

Fig. 14 
Free fall yaw behavior from measurement and ADAMS simulations

제동 변위에 대한 해석 결과는 실험 데이터와 대체적으로 유사한 경향을 보이고 있으나, Fig. 14에 보인 Yaw 거동에 대하여는 해석 결과가 실제보다 과장된 결과를 보이고 있다. 작동 부품 간의 마찰, 브레이크 기구의 변형, 브레이크와 추 연결부의 변형 등으로 인한 감쇄 효과를 실제에 가깝게 구현하면 이러한 문제가 개선될 것으로 생각된다.

제동 성능에 있어서 제동 거리와 제동 시간이 기존 마찰 브레이크에 비하여 매우 짧아 기대했던 성능이 얻어졌다고 볼 수 있다.

다만, 이미 언급한 바와 같이 낙하 제동 시 브레이크 및 추의 Yawing이 발견되었다. 실제로는 제동 거리와 제동 시간이 짧으므로 이러한 Yawing이 문제가 되지 않을 수 있다.

제동 거리와 시간을 다소 길게 선택하는 경우에는, 링크기구 전개 시 댐핑 기구로 진동을 억제하여 절삭제동력의 좌우 편차를 감소시키는 방안을 생각할 수 있다.