Introduction

실험 시 챔버는 액체질소로 채워져 있는 상태에서 메인 축이 구동한다. 메인 축을 지지하는 베어링은 오일 윤활 베어링이므로 액체질소의 누설을 최소화하는 것이 중요하다. Fig. 3 파란색 부품은 시험장치의 회전자로 메인 축이자 테스트 베어링이 설치되는 곳에 해당한다. 회전자와 고정자 사이의 액체질소 누설을 방지하기 위해 다음과 같은 실을 적용되었다. 먼저 회전자의 측면에 PTFE 재질의 실을 배치하여 1차 실링을 하였다. 다음으로는 회전자 하단과 고정자 사이의 구조를 레버린스 실의 형태로 하였고 이빨 구조 사이에 황동 재질의 링을 추가하여 틈새를 최소화하고 축의 흔들림에 유연할 수 있도록 하였다.

Fig. 3  
(a) Schematic of main rotating part and seal components in cryogenic ball bearing test rig (b) brass ring

Fig. 4  
Piping and instrument diagram of cryogenic ball bearing test rig

마찰 토크는 베어링의 성능평가에 있어서 가장 중요한 지표이다. 베어링의 요소들 사이의 마찰은 에너지 손실과 발열 및 마모를 유발한다. 따라서, 베어링의 거동이 안정적이라면 일정하고 작은 마찰 토크를 가질 것이고 거동이 불안정하다면 마찰 토크가 불안정하고 큰 값이 나타나게 된다.

시험장치에서는 테스트 베어링의 단독 마찰 토크를 측정한다. Fig. 5 a는 베어링의 마찰 토크 측정하는 메커니즘을 설명하고 있다. 메인 축과 함께 테스트 베어링의 내륜은 회전하고 베어링 요소들 사이에 발생하는 마찰력은 회전력으로 베어링 하우징에 전달된다. 하우징에 전달된 마찰력에 의한 회전력은 유연 로드 암으로 전달되고 이는 반경 방향 로드 암에 있는 로드셀로 전달된다. 로드셀에서 측정한 힘과 베어링 외륜까지의 거리를 곱하여 마찰 토크를 얻을 수 있다.

Fig. 5  
Schematics for explaining the measurement method of (a) friction torque and (b) cage orbit

일반적으로 케이지는 볼 베어링의 요소 중 하나로서, 볼과 볼 사이를 분리하여 주는 역할을 한다. 또한, 케이지의 동적 거동은 베어링의 구동 안정성 및 수명에 영향을 주며 불안정한 케이지의 거동은 베어링의 고장을 유발하는 원인 중 하나로 알려져 있다.⁽¹¹⁾ 특히, LNG 펌프용 베어링은 고체 윤활 소재의 케이지를 사용하는 자가 윤활 타입의 베어링으로 케이지가 적절하게 마모되는 것이 중요하다. 케이지의 불안정한 거동은 과도한 케이지의 마모와 마찰을 유발하기 때문에 베어링 성능평가에 중요한 파라미터이다.

시험장치에서는 케이지의 오빗을 측정하기 위해 광섬유 센서(fiber optic sensor)를 90도 간격으로 설치하였고 Fig. 5. b의 그림처럼 케이지 위에 스틸 링을 조립하여 케이지의 거동을 측정할 수 있도록 하였다. 케이지 거동이 조립한 스틸 링의 불평형 질량에 의한 영향을 받을 가능성이 있다. 하지만 이전 연구에 따르면 고속일수록 불평형 질량에 의한 영향이 커지는 것을 확인하였으며 본 시험의 작동 조건인 3,600 rpm 에서는 영향이 거의 없을 것으로 예상할 수 있다.⁽¹²⁾ 스틸 링은 빛을 반사하여 광섬유 센서가 적절한 민감도로 반응하도록 0.05a 이상의 평균조도를 갖도록 가공하였다.

시험 조건은 LNG 펌프의 환경을 모사할 수 있도록 하여야 한다. Table 1의 시험 조건은 LNG emergency pump의 구동 조건을 기준으로 하며, 실제 구동 환경보다 더 가혹한 환경 조건에서 시험을 진행하였다. 회전속도는 펌프의 구동 속도와 같으며, 베어링에 부하되는 반경방향 하중은 펌프 내부의 밸런싱 메커니즘이 없다는 가정하여 펌프 유체력에 의한 정 하중, 동 하중을 계산하였다. 펌프의 구동 최대 효율 지점(Best efficiency point)일 때 비속도와 유량 조건으로 하중 변수를 선정하여 임펠러에 작용하는 정하중과 동하중을 추정하였다. 또한 불평형질량에 의한 외력을 계산하여 더하여주었다. 축방향 하중은 펌프 회전자의 질량으로부터 계산하였다. 극저온 유체인 액체질소의 질량 유량은 펌프 내부에서 베어링의 냉각에 사용되는 2차 유량의 10%를 기준으로 하였고 액체질소와 LNG의 밀도 차이를 고려하여 계산한 값이다. 마지막으로 성능시험 조건은 펌프 성능시험 관련 규격인 ANSI-HI 14.6을 참고하여 선정하여 30분으로 선정하였다.

LNG 펌프용 베어링 중 대표적인 6314 형번의 베어링을 시험을 진행하였다.⁽¹³⁾ 베어링의 내⋅외륜 및 볼은 일반 베어링강보다 내부식성이 강한 SUS440C⁽¹⁾이며 로크웰 경도는 59이다. PTFE 소재의 케이지를 적용한 고체 윤활 및 자가 윤활 방식의 베어링이다. 케이지의 변위를 측정하기 위해 표면 조도를 0.8a 이하로 연마한 SUS304 소재의 링을 케이지 윗면에 조립하였다.

시험장치의 구동 안정성을 모터에 입력되는 전류로 확인하기 위해 모터와 축 사이에 토크 미터를 설치하여 장치를 구동하고 토크 값과 모터 전류를 비교하였다. Fig. 6은 모터 전류와 토크 값을 비교한 결과이다. 축의 회전속도는 3,600rpm이며, 챔버가 액체질소로 채워진 환경에서 축의 구동을 시작하였다. 시스템에 걸리는 토크 값을 보면 약 3,000초까지 토크가 증가하고 약 15N⋅m 정도에서 수렴하고 있다. 모터 전류도 마찬가지로 증가하여 약 10A에서 수렴하고 있다. 이 결과를 볼 때, 토크가 증가하는 경향과 토크가 튀는 구간에서 모터의 전류도 같은 경향을 보인다. 축에 부하 되는 토크가 클수록, 토크 미터가 측정하는 토크 값보다 모터 전류의 민감도가 낮지만, 모터 전류로도 충분히 축에 작용하는 부하량의 확인이 가능하다고 판단하였다.

Fig. 6  
System torque and motor input current

시험장치를 검증하기 위해 시험한 결과는 Fig. 7과 같다. 액체질소는 성능시험과 같은 조건으로 공급하였고 약 4시간 동안 구동 시험을 진행했다. 0초는 데이터를 취득하기 및 축 구동 시작 시점이며, 축은 액체질소 공급 이전부터 계속 구동하도록 하였다. 약 2,000초가 지났을 때, 주입구와 배출구 온도는 –182∼-189℃로 수렴하여 일정한 상태가 되었고 챔버 내부, 주입구, 배출구의 압력도 온도가 수렴하면서 일정하게 수렴하고 있다. Fig. 9는 질소의 온도-압력 선도와 2000초에서 입구 및 출구의 온도-압력 점을 보여준다. 이 그래프를 기반으로 구동 기반으로 초기에는 배관에서 기화되어 들어오던 액체질소가 온도와 압력이 일정한 시점부터는 액체 상태로 공급되고 있음을 알 수 있다, 상단 지지 베어링(SBT : supporter bearing top)과 하단지지 베어링(SBB : supporter bearing bottom)의 온도 역시 약 2,000초 이후부터 완만하게 증가하다가 5,000초부터는 거의 일정해진다. 시험 초기에 상단 지지 베어링은 액체질소의 영향으로 온도가 감소하였다가 회전에 의한 발열로 다시 온도가 증가하였다. 상단 지지 베어링 하우징의 온도는 약 4,000초 정도에 –80℃로 수렴한다. 그럼에도 상단 지지 베어링은 상온 상태를 잘 유지하면서 구동하고 있다. Fig. 8은 시험에서 측정한 모터 전류의 결과이다. 약 2000초까지 전류가 약 5A에서 8A로 증가하여 약 9A 정도에서 수렴한다. 앞서 토크 미터에서 비교 측정한 토크 미터를 토대로 9A에 대한 토크 값을 추정하여보면 약 10N⋅m 정도로 축에 작용하는 부하가 크지 않음을 알 수 있다.

Fig. 7  
Cryogenic operating test results of the test rig (a) temperature of inlet and outlet (b) temperature of supporter bearings and housing of supporter bearing top (c) pressure of inlet, outlet and chamber (d) mass flow rate of LN2

Fig. 8  
Motor current during cryogenic operating test

Fig. 9  
P-T diagram of nitrogen and vaporization curve from REPFROP, P-T of inlet and outlet at 2000 sec

시험장치의 구동에 대한 검증 이후 6314 베어링의 시험을 진행하였고 Fig. 10은 베어링 시험을 진행하는 동안 측정한 구동 환경 데이터를 보여준다. 하중 그래프를 보면 먼저 축 방향으로 7.5 kN, 반경 방향으로 1.8 kN이 가해지고 있는 그것을 알 수 있다. 처음부터 축 방향 하중을 15 kN 주게 될 경우, 메인 축에 과도한 부하가 걸릴 가능성이 있으므로 우선 시험 조건 하중의 50%를 가하였다. 하중을 준 상태에서 액체질소를 공급하여주었고 테스트 베어링이 액체질소에 잠긴 이후 모터를 구동하였다. 모터를 구동한 약 600초의 시간대에 테스트 베어링의 온도(TB: test bearing)를 보면 –180℃인 것을 알 수 있다. 그리고 Fig. 10. e의 그래프를 보면 마찰 토크가 모터 구동과 동시에 2.3 N⋅m로 상승하였다. 모터를 구동하고 약 100초 뒤에 테스트 베어링의 마찰 토크가 안정화되었음을 확인하고 축 방향 하중을 15 kN으로 조절하였다. 15 kN으로 하중이 조절된 시점부터 30분간 시험을 진행하였고 온도, 압력, 질량 유량, 하중 등이 시험을 진행하는 동안 일정하게 잘 유지되었음을 알 수 있다.

Fig. 10  
Performance test results (a) Applied load to test bearing (axial, radial) (b) temperature of inlet and outlet (c) pressure of inlet and outlet (d) temperature of supporter bearings and test bearing (e) friction torque of test bearing (f) mass flow rate of LN2

Fig. 10. e를 보면 시간에 따라 변화하는 테스트 베어링의 마찰 토크를 확인할 수 있다. 마찰 토크의 최댓값, 성능시험 시간 동안 측정된 토크 값의 평균, 표준편차 등의 값을 Table 3과 같이 분석할 수 있다.

시험에서 광학 센서로 측정한 케이지의 변위 데이터로 FFT(fast fourier transform)를 통해 시간에 따른 주파수 분석을 하였고 Fig. 11. a와 같은 폭포수 그래프가 그 결과이다. 케이지 휘돌림 주파수 (23.3Hz)의 하모닉 성분 (1X f_cage∼8X f_cage) 및 축 회전 주파수 (f_shaft)가 나타난다. 마찰 토크의 변동 폭이 크고 증가하는 약 1800초 지점까지는 1Xf_cage 가 거의 확인이 어려우며 2X, 3X 성분이 비교적 뚜렷하게 나타난다. 이 때, 케이지 거동은 불안정적이라고 할 수 있다. 그리고 마찰 토크가 감소하며 변동 폭이 감소하는 약 1800초 이후로는 1X f_cage 크기가 점차 증가하며 2X, 3X가 거의 사라지며 케이지의 거동이 안정화 된다. 이러한 케이지 거동 안정성은 Fig. 11. b와 같이 케이지 오빗으로도 확인이 가능하다. 각각 700초, 1,600초, 2,500초에서 1초 동안 측정된 오빗이다. 빨간색 원은 케이지와 베어링 외륜 사이의 가이던스 틈새를 나타낸다. 700초와 1,600초의 오빗은 불규칙하고 불안정한 형태를 보인다. 반면에 2,500초에서는 앞선 두 오빗들 보다 원의 형태가 선명해졌고 상대적으로 거동이 안정적이다. 오빗을 확인한 시간대의 마찰 토크를 보면 마찰 토크의 편차가 700초와 1,600초에서는 0.2∼0.3 N⋅m로 크지만 2,500초에서는 편차가 0.08 N⋅m이며 상대적으로 편차의 크기가 감소한 것을 확인할 수 있다.

Fig. 11  
(a) FFT results of cage displacement according to measuring point (b)Measured cage orbits at each time (700s, 1600s, 2500s)