Tribological Characteristics of DLC-Coated Part in Compressor

컴프레서 부품의 DLC코팅 적용에 따른 트라이볼로지적 특성 연구

Abstract

Amorphous carbon (a-C) has excellent wear resistance and, therefore is used as a coating to protect numerous mechanical components to prolong their lifetimes. Among the a-C coatings, diamond-like carbon (DLC) and DLC-containing silicon (Si-DLC) receive extensive attention owing to their enhanced wear resistance and low frictional characteristics. In this study, the friction and wear characteristics of DLC and Si-DLC coatings are analyzed. For comparative analysis, DLC-coated and Si-DLC-coated vanes are utilized with the counterpart of a roller for the friction tests. Since the lubricated mechanical components are generally vulnerable to wear when a lubricant film does not form properly, friction tests are conducted under boundary lubrication conditions to promote wear. A cylinder-on-cylinder type tribometer is used to perform the friction tests with various normal load conditions. After the friction test, a 3D laser confocal microscope is used for quantifying the wear volume to calculate the wear rate of each specimen. Consequently, the DLC-coated specimen shows a lower coefficient of friction (COF) and wear rate than the specimen without the coating, while the Si-DLC coating shows a higher COF than the bare specimen. The results of this study are expected to contribute to improving the efficiency and reliability of compressors.

1. 서론

국제에너지기구(International Energy Agency, IEA) 에따르면 2050년까지 지구 온난화를 산업화 이전 수준보다 2oC 높게 제한하기 위하여 CO² 배출량 감소가 필요하며, 이를 위한 가장 핵심 기술은 에너지 효율 향상이라 보고하였다[1]. 미국 에너지부는 트라이볼로지 기술 개발을 통해 2.1%의 GNP에 달하는 에너지를 절약할 수 있다고 보고하였으며, 에너지 손실 측면 뿐 아니라 가전제품, 자동차, 반도체 생산장비, 항공, 중공업 등 다양한 기계 시스템이 마모로 인해 폐기되는 비율이 현재까지도 70% 에 달한다고 알려져 있다[2]. 이처럼 기계 작동 중 부품 간의 마찰과 마모로 인해 시스템의 에너지 손실 및 부품의 내구성 저하는 여전히 극복해야 하는 중요한 문제이다[3]. 이를 극복하기 위한 방법 중 하나인 DLC 코팅은 높은 경도와 표면에서의 낮은 마찰계수, 높은 화학적 안정성 특성으로 인해 여러 산업 분야에서 널리 사용되고 있으며 관련 연구 또한 지속적으로 진행되어 왔다[4-9].

윤활은 경계윤활, 혼합윤활, 유체윤활의 3단계로 이루어져 있으며, 기계 시스템의 작동 시작과 종료 시점에서는 부품 간 낮은 상대속도로 인해 윤활막이 형성되지 못하는 경계윤활을 경험하게 된다. 이로 인해 경계윤활 단계에서 마찰 및 마모 특성을 파악, 개선하는 것은 매우 중요하다[10-12].

컴프레서는 소형화를 통해 고효율을 달성할 수 있지만, 부품 크기 감소로 인해 기계적 특성이 저하되어 내구성 측면에서 악영향을 미칠 수 있다. 본 연구는 컴프레서 부품의 마모가 주로 발생되는 컴프레서의 작동 시작, 종료 시점과 유사한 환경을 모사하기 위하여 실제 컴프레서에 사용되는 polyvinyl ether (PVE) oil 및 DLC 코팅이 적용된 베인과 롤러 부품을 활용하여, 경계윤활 단계에서 마찰 시험을 수행하였다. 본 연구는 상온에서 마찰 시험이 진행되었으며, 이는 컴프레서의 일반적인 작동 온도인 100~110o C와는 상이한 조건이다. 윤활유로 사용된 PVE oil의 점도는 100o C일 때, 7.53 mPa. s, 40o C 일 때, 62.4 mPa. s이다. 본 연구에서는 PVE oil의 점도가 일반적인 컴프레서의 작동 온도에서 보다 높은 환경에서 마찰 시험을 진행하였다. 따라서 일반적인 작동 조건에 비해 가혹한 조건에서 마찰 시험이 수행되는 것을 확인하기 위해 최소윤활막 두께 및 무차원수 Λ를 계산하여 경계윤활 단계임을 확인하였다.

2. 연구방법 및 내용

2-1. 시편 준비

연구에서는 Fig. 1에서와 같이 SUS440C 재질로 제작 된 베인(26 × 30 × 4.73mm3 )의 노즈부(곡률반경 4.9mm) 에 코팅이 적용되지 않은 A 시편, DLC 코팅이 적용된 B 시편과 Si-DLC 코팅이 적용된 C 시편을 준비하였다. B 시편의 코팅 두께는 2.50 mm이다. 아래에서부터 크로뮴 층 0.24 mm, 텅스텐 층 0.43 mm, DLC 층 1.83 mm 으로 제작되었으며 크로뮴 층과 텅스텐 층은 adhesive layer로써 사용되었다. C 시편의 코팅 두께는 2.07 mm이 다. 아래에서부터 크로뮴 층 0.59 mm, DLC 층 1.48 mm 으로 제작되었으며 크로뮴 층은 adhesive layer로써 사용 되었다.

Fig. 1. DLC coated nose part of vane.

또한 Si-DLC 코팅은 접촉 표면에서 silicon oxide film 이 형성되어 저마찰 특성을 기대할 수 있다고 알려져 있기 때문에 C 시편에는 Si-DLC 코팅을 적용하였다[13- 15]. 상대면으로는 Fig. 2에서와 같이 GCD550 재질로 제작된 롤러(외경 44.2 mm, 내경 30.2 mm)를 사용하였다.

Fig. 2. Contact part of roller as a counter surface.

2-2. 표면거칠기 측정

마찰 시험을 수행하기 전 3D 레이저 공초점 현미경(Keyence 社)을 사용하여 200 × 200 mm2 크기의 정사각형을 임의의 4지점에 대하여 평균표면거칠기(Ra)를 측정하고 이를 평균내었다.

2-3. 경도 측정

DLC 코팅의 경도 측정은 비커스 경도계(Zwick Roell 社)를 사용하여 측정하였다. 경도 측정은 임의의 3지점에 대해 200 gf 수직 하중을 10초간 압입하는 조건으로 진행하였고, 측정한 값을 평균내었다.

2-4. 마찰 시험

마찰 시험은 직접 제작한 cylinder-on-cylinder 방식 마찰시험기를 사용하였다. Hertzian contact stress를 증가시키기 위해 베인을 실제 접촉 형상에서 90o 회전하여 cylinder-on-cylinder 방식의 마찰 시험을 수행하였다. 이를 Fig. 3에 나타내었다. 수직 하중은 5, 25 N을 사용하였으며 이는 각각 468, 800 MPa의 hertzian contact stress에 해당한다. 마찰 시험 시작 전 R410A 냉동기유 중 하나인 PVE oil을 베인과 롤러의 접촉면에 주사기로 미리 일정량 도포하여 경계윤활 환경을 조성하였다.

Fig. 3. Illustration of cylinder-on-cylinder type tribometer.

경계윤활 조건에서 마찰 시험이 수행되었음을 확인하기 위한 변수 중 하나인 최소윤활막 두께 h_min은 다음과 같이 실험식으로 표현될 수 있다[16]. 이를 계산한 결과, 수직하중 5, 25 N 조건일 때 h_min이 각각 171, 85.5 nm 로 계산되었다.

\(A=\frac{h_{\text {min }}}{\sqrt{R_{q, a}^{2}+R_{q, b}^{2}}}\)

\(\text { 1) 유체윤활, } 5 \leq \Lambda<100\)

\(\text { 2) 혼합윤활, } 1 \leq \Lambda<5\)

\(\text { 3) 경계윤활, } \Lambda<1\)

h_min과 제곱평균 거칠기 R_q가 가장 낮은 A 시편의 제곱 평균 거칠기 R_q,a, 롤러의 제곱평균 거칠기 Rq,b를 활용하여 위와 같은 계산식을 계산하였다. Λ는 수직하중 5, 25 N 마찰 시험 조건에서 각각 0.28, 0.14로 측정되었고, 이로 인해 수행한 마찰 시험이 경계윤활 조건에서 수행되었음을 확인하였다.

자세한 마찰 시험 조건은 Table 1에 나타내었다. 모든 시편은 데이터 신뢰성을 확보하기 위해 각 3번 반복 실험을 실시하였고 실험값에 대한 평균값, 표준편차를 나타내었다.

Table 1. Experimental conditions

3. 결과 및 고찰

3-1. 시편 표면거칠기 및 경도 분석 결과

시편의 표면거칠기는 A 시편의 표면거칠기가 0.33 mm 으로 측정되었으며, 이는 세 시편 중 가장 낮았다. B, C 시편의 표면거칠기는 각각 0.36, 0.45 mm로 측정되었다 (Fig. 4).

Fig. 4. Surface roughness measurement results.

시편의 경도는 A 시편이 1082 HV, B 시편이 1582 HV, C 시편이 2076 HV로 측정되었으며 C 시편이 가장 높은 경도 특성을 나타내었다(Fig. 5). 롤러의 경도는 486 HV로 측정되었다.

Fig. 5. Vickers hardness test results.

일반적으로 Si를 포함하는 DLC 코팅의 경도가 단순 DLC 코팅의 경도보다 더 낮게 측정된다는 보고가 있다. 이는 물리적 기상증착법(Physical Vapor Deposition, PVD) 또는 화학적 기상증착법(Chemical Vapor Deposition, CVD)을 활용한 Si-DLC 코팅 제작 공정 중, 전체 주입된 가스량의 Si 이온 비율에 따라 단순 DLC 코팅보다 코팅 경도가 높거나 비슷하게 제작될 수 있다고 보고되어 있다[17-19].

3-2. 마찰계수 결과 및 분석

먼저 수직 하중 5 N, 슬라이딩 속도 200 rpm, 20,000 cycle 실험에 대한 마찰계수 측정 결과를 Fig. 6에 나타내었다. A, B, C 시편의 마찰계수가 각각 0.105, 0.098, 0.106으로 측정되었다. A 시편에 비해 B 시편은 1.7% 높은 마찰계수를 나타내었으며 B 시편이 가장 우수한 마찰 특성을 나타내었다. 그러나 A 시편과 C 시편의 마찰 계수 차이가 크지 않았고, 정량적인 상대비교를 하기에 는 적합하지 않은 마찰 시험 조건이라 판단하였다. 해당 조건에서 마찰 시험 종료 후 마모트랙을 3D 레이저 공초점 현미경으로 분석한 결과, 모든 시편들의 접촉 표면에서 버니싱 수준의 마모가 발생하여 마모를 정량화기에 충분하지 않았다고 판단하였다. 이에 더 가혹한 조건에서의 마찰 시험을 수행하였다.

Fig. 6. COF measurement results under the normal load of 5 N, sliding speed of 200 rpm, sliding cycles of 20, 000 conditions.

수직 하중을 25 N으로 증가시켰고, 슬라이딩 속도를 100 rpm으로 감소시켜, 더 가혹한 경계윤활 조건에서 144,000 cycle 동안 마찰 시험을 수행하였다. 마찰계수 측정 결과는 Fig. 7에 나타내었다. A, B, C 시편의 마찰 계수가 각각 0.082, 0.074, 0.098로 측정되었다. A 시편 에 비해 B 시편은 9.8% 낮은 마찰계수를, C 시편은 19.5% 높은 마찰계수를 나타내었으며 마찬가지로 B 시편이 가장 우수한 마찰 특성을 나타내었다. 앞선 조건과 동일하게 B < A < C 순으로 마찰계수가 낮게 측정되었으며, 동일한 경향성을 나타내었다. 마찰계수 결과를 Table 2에 정리하였다.

Fig. 7. COF measurement results under the normal load of 25 N, sliding speed of 100 rpm, sliding cycles of 144, 000 conditions.

Table 2. Surface and tribological characteristics

B 시편이 가장 낮은 마찰계수를 나타낸 이유는 상대적으로 낮은 표면거칠기와 슬라이딩 방향과 평행한 방향의 가공결로 인해 안정적인 윤활유 도포가 이루어졌다고 판단된다[20]. Fig. 8은 시편들의 표면을 관찰한 모습이며 B 시편을 제외한 나머지 시편들은 가공결이 없다. C 시편은 높은 표면거칠기와 높은 경도로 인해 표면 요철 간 interlocking 효과를 보였다고 판단된다. 이로 인해 높은 마찰 특성을 나타내었다고 추정된다.

Fig. 8. 3D laser confocal microscope images of (a) specimen A, (b) specimen B, and (c) specimen C.

3-3. 마모율 결과 및 분석

앞선 수직 하중 5 N, 슬라이딩 속도 200 rpm, 20,000 cycle 마찰 시험 조건에서는 버니싱 수준의 마모가 나타났었던 반면, 더 가혹한 경계윤활 조건인 수직 하중 25 N, 슬라이딩 속도 100 rpm, 144,000 cycle 마찰 시험 조건에서는 마모를 정량화할 수 있는 수준의 충분한 마모트랙을 관찰할 수 있었다. A, B, C 시편의 마모율이 각각 4.76 × 10-11, 3.45 × 10-11, 1.91 × 10-11 mm3 /N·mm 로 측정되었다. A 시편에 비해 B 시편이 27.5% 낮은 마모율을, C 시편은 59.9% 낮은 마모율을 나타내었으며 C 시편이 가장 우수한 마모 특성을 나타내었다. 마모율 결과는 Fig. 9에 나타내었으며, Table 2에 정리하였다. 각 시편의 마모율은 경도에 의존하는 결과를 나타내었다. Fig. 10 (a), (c)는 A 시편의 마모트랙과 표면 프로파일이며 Fig. 10 (a)에서 연삭 마모 흔적이 관찰되었다. 가장 높은 경도 특성을 보이는 C 시편은 표면의 요철만 제거되는 버니싱 수준의 마모가 관찰되었으며, 해당 마모 트랙과 표면 프로파일을 Fig. 10 (b), (d)에 나타냈다.

Fig. 9. Wear rate measurement results under the normal load of 25 N, sliding speed of 100 rpm, sliding cycles of 144,000 conditions.

Fig. 10. 3D laser confocal microscope images of the wear track for (a) specimen A, (b) specimen C and surface profile images for (c) specimen A, (d) specimen C.

베인 노즈부의 상대면인 롤러의 마모트랙을 3D 공초점 현미경을 활용하여 관찰한 결과, A 시편과 접촉한 롤러는 버니싱 수준의 마모를 확인할 수 있었고 나머지 B, C 시편과 접촉한 롤러는 마모가 측정 불가한 수준으로 낮았다. Fig. 11 (a), (c)는 A 시편과 접촉한 롤러의 마모트랙과 표면 프로파일이다. Fig. 11 (a)의 광학 이미지에서 희미한 마모 흔적이 관찰되었고, Fig. 11 (c)에서 버니싱 수준의 마모를 확인할 수 있다. Fig. 11 (b), (d)는 C 시편과 접촉한 롤러의 마모트랙과 표면 프로파일 이다. Fig. 11 (a), (c)와 다르게 마모 흔적이 관찰되지 않았고, 마모량 또한 측정 불가한 수준으로 낮았다.

Fig. 11. 3D laser confocal microscope images of the wear track of the roller about (a) specimen A, (b) specimen C and surface profile images of the roller about (c) specimen A, (d) specimen C. Table 2. Surface and tribological characteristics

DLC, Si-DLC 코팅이 적용된 B, C 시편의 경우 연삭 마모 흔적이 관찰되는 A 시편과 달리, 마모 후의 표면 거칠기가 감소함에 따라 상대면인 롤러와 접촉 시, 미세 돌기에 집중되었던 접촉 압력이 완화되는 효과가 있었다고 추정된다. 이에 따라 Fig. 11의 광학 이미지를 확인할 시, C 시편과 접촉한 롤러는 A 시편과 접촉한 롤러에 비해 마모트랙이 거의 구별되지 않는 수준으로 적게 마모된 것을 확인할 수 있다.

베인 노즈부에 비해 상대적으로 롤러의 마모가 적은 이유는, 롤러는 회전하며 외경에 접촉 및 마찰이 발생한 반면, 베인의 접촉표면에서는 동일한 지점에서 지속적으로 접촉 및 마찰이 발생하기 때문이라고 판단한다

4. 결론

본 연구에서는 경계윤활 조건에서 실제 컴프레서에 사용되는 PVE oil, DLC 및 Si-DLC 코팅이 적용된 베인과 롤러를 마찰 시험에 사용, 마찰 및 마모 특성을 분석하였다. 분석 결과로부터 다음과 같은 결론을 도출하였다

수직 하중 5 N, 슬라이딩 속도 200 rpm, 20,000 cycle 마찰 시험 조건에서 A, B, C 시편의 마찰계수가 각각 0.105, 0.098, 0.106으로 측정되었다. 해당 조건에서는 버니싱 마모가 주로 발생하였음을 확인할 수 있었다.

가혹 조건인 수직 하중 25 N, 슬라이딩 속도 100 rpm, 144,000 cycle 마찰 시험 조건에서 A, B, C시편의 마찰 계수가 각각 0.082, 0.074, 0.098로 측정되었으며 앞선 조건과 마찬가지로 B < A < C 순으로 마찰계수가 낮음을 확인하였다.

B 시편이 낮은 마찰계수를 나타낸 이유는 A, C 시편에 비해 상대적으로 낮은 표면거칠기와 슬라이딩 방향과 평행한 방향의 가공결로 인해 접촉면에 윤활유가 지속적으로 도포되었다고 추정된다.

가혹 조건에서 실험 후 마모트랙을 분석한 결과, A, B, C 시편의 마모율이 각각 4.76 × 10-11, 3.45 × 10-11, 1.91 × 10-11 mm3 /N·mm로 측정되었으며 C < B < A 순으로 마모율이 낮게 측정되었다.

코팅이 적용되지 않은 A 시편은 낮은 경도로 인해 연삭 마모 흔적이 발견되며 가장 높은 마모율을 보여주었다. 반면 경도가 가장 높은 C 시편은 표면의 요철이 제거되며 버니싱 수준의 마모 현상이 나타나는 경우도 발생되는 것을 확인하였다

본 연구를 통해 컴프레서 부품의 신뢰성을 확보할 수 있을 것으로 기대한다.