• 한국항공우주학회지
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• 제31권7호
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• pp.15-25
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• 2003

진동하는 에어포일의 근접후류 특성을 조사하기 위한 실험적 연구가 수행되었다. NACA 4412에어포일은 1/4 시위 지점을 중심으로 조화적으로 피칭운동을 하고, 순간받음각이 +6$^{\circ}$에서 -6$^{\circ}$까지 진동하도록 하였다. 진동하는 에어포일의 근접후류에서의 평균속도를 측정하기 위하여 열선풍속계를 사용하였다. 본 연구에서 자유류의 속도는 3.4, 12.4, 26.2 m/s이다. 이러한 자유류 속도에 따른 시위 레이놀즈수는 $R_N$=5.3${\times}10^4$, 1.9${\times}10^5$, 4.1${\times}10^5$이고, 무차원 진동수는 K=0.1이다. 레이놀즈수가 진동하는 에어포일의 근접후류에 미치는 영향을 나타내기 위하여 축방향 위상평균 속도분포를 제시하였다. 본 측정에서 모든 경우에 속도결손은 $R_N$=5.3${\times}10^4$인 경우에 아주 크고, $R_N$=1.9${\times}10^5$과 4.1${\times}10^5$인 경우에는 작다는 것을 관찰 할 수 있었다. 이와 같이 위상평균속도의 커다란 차이는 $R_N$=5.3${\times}10^4$과 1.9${\times}10^5$ 사이에 있다는 것을 관찰하였다. 따라서 본 연구는 진동하는 에어포일의 근접후류에서의 레이놀즈수의 임계값이 5.3${\times}10^4$에서 1.9${\times}10^5$ 범위에 존재한다는 것을 보여준다.

• 전자공학회논문지CI
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• 제46권5호
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• pp.57-70
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• 2009

벡터 데이터 기반의 CAD 설계도면은 대부분 산업 분야에서 매우 주요한 저작물로, 저작권 보호 기술이 매우 필요한 콘텐츠로 인식되고 있다. 본 논문에서는 k-means++ 기반의 CAD 설계도면 워터마킹 기법을 제안한다. 하나의 CAD 설계도면은 여러 레이어들로 구성되며, 각 레이어는 폴리라인, 원, 호, 폴리곤 등의 다양한 기하학 객체들로 구성된다. 이들 기하학적 요소들 중 폴리라인 호 및 쿼드폴리곤 객체들은 CAD 설계도면의 기본적인 객체들로 객체 분포의 거의 대부분을 차지한다. 따라서 제안한 기법에서는 설계도면 내에 폴리라인, 쿼드폴리곤 및 호 객체들 중 가장 많은 수를 가지는 객체를 선택한 후, 이들 객체를 많이 분포하는 레이어들을 선택한다. 그리고 선택된 레이어 내에 객체들을 k-means++ 기반으로 그룹화한 다음, 각 그룹내에 기하학 특징 분포에 워터마크를 삽입한다. 이 때 기하학 특징 분포로는 폴리라인의 정규화된 길이 분포, 쿼드폴리곤의 정규화된 면적 분포 및 호의 각도 분포이다. 실험 결과로부터 제안한 기법이 CAD 도면툴 상에서 제공하는 다양한 기하학 편집과 파일포맷변환, 레이어 공격 등에 대하여 강인함을 확인하였다.

• 한국산학기술학회논문지
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• 제21권4호
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• pp.552-557
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• 2020

RCS(Radar Cross Section)는 레이더 신호가 반사되어 수신되는 파장의 강도를 나타내는 가상의 영역이다. 함정의 RCS는 고유의 스텔스 성능을 나타내고 이 값이 곧 함정의 생존성을 나타내기 때문에 이를 감소시키기 위해 함정설계 단계부터 건조까지 다양한 분야에서 노력하고 있다. 함정의 RCS 값은 설계도면과 CAD 모델을 활용하여 예측할 수 있지만, 실제 운항 환경인 해상에서는 해수면 클러터(Clutter)와 다중경로 반사가 발생하므로 해상에서 RCS 값을 측정할 필요가 있다. 하지만 이러한 RCS 예측 값과 측정값은 사용자에게 단순한 상대적인 크기만 제공할 뿐 이를 활용할 방법에 대해서는 연구가 많이 진행되지 않았다. 본 논문에서는 함정의 실 운항환경에서 측정된 3차원 RCS 측정 데이터를 활용하여 함정에 다가오는 유도탄에 대응할 수 있는 기법을 연구하였다. 함정에서는 유도탄의 위치 정보를 추적하여 유도탄에서 바라보는 함정의 고각 및 방위각을 추정하게 되고, 이를 미리 측정된 3차원 RCS 측정값에 맵핑하여 RCS 값을 역산하게 된다. 또한, 유도탄의 이동 정보를 활용하여 유도탄이 바라보는 RCS를 미리 예측하고 이를 활용하여 함정의 기동 및 기만체계를 이용한 대응 계획을 제안하게 된다.

• 항공우주시스템공학회지
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• 제15권5호
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• pp.33-42
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• 2021

현대 전투기는 정안정성 완화 개념을 적용하여 기동성과 성능을 향상시키는데, 천음속 비행영역에서는 충격파 형성과 더불어 감속기동 중 발생하는 공력중심 전방이동 현상에 의해 갑작스런 기수 들림이 발생하는 경향을 갖는다. 또한 천음속 중간 받음각 비행영역은 항공기 모델링이 어려워 모델 기반의 제어 방식은 이 문제를 해결하는데 한계를 갖는다. 이번 논문에서는 초음속 경전투기 모델을 이용하여 천음속 영역에서 감속선회 기동 중 모델 기반 증분형 동적 모델역변환 방식의 천음속 피칭모멘트 보상 제어(TPMC)와 모델과 센서를 기반으로 하는 Hybrid 증분형 동적모델 역변환(IDI) 제어의 성능을 분석하였다. 분석 결과, Hybrid 증분형 동적모델 역변환 제어는 천음속 피칭모멘트 보상 제어에 비해 빠른 초기 반응과 동등한 최대 수직가속도 제한 성능을 가지면서 조종사가 예측 가능한 비행성을 제공하여 천음속 중간 받음각 비행영역에서 하중제한 초과 방지 제어기의 성능을 크게 개선하였다.

• 한국수산과학회지
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• 제28권2호
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• pp.194-201
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• 1995

본 실험에서는 자루그물의 구조와 형상 및 사용 그 물감의 규격의 변화에 따른 저항의 변화를 조사하고, 그 저항이 전보에서 구한 저항식에 의해 정도 높게 해석되는가를 확인하기 위하여, 유연도가 큰 Nylon 그물감으로 자루그물을 사각추형으로 설계하고 상기 각 요소들을 변화시켜 회류수조(관측부 길이 : 7.00m, 수로 폭 : 1.45m, 수심 : 1.20m)에서 유속 v에서 받는 저항 R을 측정한 후, $R=kSv^2$(S: 그물 벽의 면적)에 의해 저항계수 $k(kg\;\cdot\;sec^2/m^4)$를 구하고 k로써 각각의 경우를 비교하였다. 실험에서 얻어진 결과를 요약하면 대략 다음과 같다. 1) 정사각추형으로 설계된 자루그물의 입구를 둘레가 서로 같은 원형 틀과 정사각형 틀에 교대로 부착하면, 수중 형상은 원형 틀에서는 매끈한 원추형이 되고 정각각형 틀에서는 입구 주변만을 제외한 나머지 모든 부분이 원추형이 되었기 때문에, k값에는 별다른 차리가 생기지 않았다 또한, 직편각추형으로 설계된 자루그물을 직체각형 틀에 부착하면 입구 주변만을 제외한 나머지 모든 部分이 타원추형이 되었는데, 그 때의 k값은 정사각추형으로 설계된 그물이 수중에서 원추형을 이루는 경우와 거의 같았다. 2) 정사각추형으로 설계된 자루그물에 대해 발의 길이 1에 대한 지름 d의 비 d/1를 변화시키면 k는 d/1가 큰 그물일수록 커지는 경향이었고, 입구 면적 $S_m$ 및 그물감의 재료는 일정하게 하고 $S/S_m$ 또는 흐름에 대한 그물의 영각 $\theta$를 변화시키면 k는 $S/S_m$가 커질수록 작아지는 경향이었다. 그러나, $kS/Sm$는 $S/S_m=1-4$ 또는 $\theta=15-90^{\circ}$의 범위에서는 거의 일정하였고, $S/S_m>4$ 또는 $\theta<15^{\circ}$ 직선적으로 증가하였다. 3) 본 실험에서 얻은 결과를 전보에서 구한 그물 저항식에 의해 해석하면, 자루그물에 있어 그물코의 면적에 대한 발의 체적의 비 $\lambda$ 즉 $$\lambda={\frac{\pi d^2}{21\;sin\;2\varphi}$$를 대표치수로 하는 레이놀즈수를 $R_e$라 하고($2\varphi$: 그물코의 전개각), 흐름에 수직인 평면에 대한 그물의 총 투영면적을 $S_n$이라 할 때, $R_e<100$의 영역에서는 $$k=160R_e\;^{-01}(\frac{S_n}{S_m})^{1.2}\;(\frac{S_m}{S})^{1.6}$$으로 주어졌고 $R_e\geq100$ 영역에서는 $$k=100(\frac{S_n}{S_m})^{1.2}\;(\frac{S_m}{S})^{1.6}$$으로 주어졌다. 이러한 결과는 전보에서 구한 k와 일치하는 것이므로, 전보에서 구한 k는 자루그물에 대한 책험의 결과와 잘 일치한다는 것을 알 수 있었다.

• 한국수산과학회지
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• 제28권2호
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• pp.183-193
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• 1995

본 연구에서는 그물을 그것의 영역권 내로 물을 유입한 후 영역권 밖으로 투과시키는 하나의 유공성 구조물로 간주하고, 벽 면적이 S되는 그물이 유속 v에서 받는 저항 R을 $R=kSv^2$으로 취하여, 레이놀즈수를 $R_e$, 그물 입구의 단면적을 $S_m$, 흐름에 수직인 평면에 대한 그물의 총 투영면적을 $S_m$이라 할 때 저항계수 k를 $$k=c\;Re^{-m}(\frac{S_n}{S_m})n(\frac{S_n}{S})$$으로 표시한 후, 지금까지 행해진 평면 그물감에 대한 저항 실험 결과들을 이용하여 이 식의 타당성과 각계수 값을 함께 조사하였다. 조사 결과, 발의 지름이 d, 그물코의 크기가 21, 전개각이 $2\varphi$ 그물감의 $R_e$에 관한 대표치수를 그물코의 면적에 대한 발의 체적의 비 $\lambda$, 즉 $$\lambda={\frac{\pi\;d^2}{21\;sin\;2\varphi}$$로 택하였을 때, c와 m의 값은 각각 $240(kg\;\cdot\;sec^2/m^4)$ 및 0.1로 일정해졌고, n의 합은 1.2로서 1.0보다 컸기 때문에 매듭과 발에서 생기는 반류가 그물코 속으로의 물의 투과를 나쁘게 하여 저항을 증대시킨다는 것을 알 수 있었다. 반면, $R_e$가 커서 그 영향이 무시되는 경우는 $cR_e\;^{-m}$의 값이 상수가 되는데, 그 값은 흐름에 대한 그물감의 영각 $\theta$가 $ 45^{\circ}<\theta\leq90^{\circ}$의 구간에 있을 때 100$(kg\cdot sec^2/m^4)$으로 주어졌고, $ 0^{\circ}<\theta\leq45^{\circ}$의 구간에 있을 때는 후류의 영향 때문에 $100(S_m/S)^{0.6}\;(kg\cdot\;sec^2/m^4)$으로 주어 졌다. 그런데, 평면 그물감에 대 한 $S_m$ 및 $S_n$의 값은 각각 $$S_m=S\;sin\theta$$ 및 $$S_n=\frac{d}{I}\;\cdot\;\frac{\sqrt{1-cos^2\varphi cos^2\theta}} {sin\varphi\;cos\varphi} \cdot S$$로 주어지므로, 이들과 상기 c, m 및 n 값을 이용하면 평면 그물감의 저항계수 k가 구해지는데, $\theta=0^{\circ}$인 경우는 저항 특성 자체가 변하여 k가 그물감 표면의 조도에 따라 달라졌으므로 $$k=9(\frac{d}{I\;cos\varphi})^{0.8}$$으로 주어졌다. 그러나, 이상의 결과를 실제 그물에 적용할 때는 $\theta=0^{\circ}$ 때의 것은 고려하지 않아도 되고, 전기한 c 및 m 값도 불충분한 자료에 의한 것들이기 때문에 $R_e$의 영향이 무시되는 경우의 것만을 이용하면, 그물 각부의 $\theta$가 $45^{\circ}<\theta\leq90^{\circ}$의 구간 또는 $0^{\circ}<\theta\leq45^{\circ}$의 구간에 들어오는 그물의 저항계수 $k(kg\cdot sec^2/m^4)$는 $$k=100(\frac{S_n}{S_m})^{1.2}\;(\frac{S_m}{S})$$ 또는 $$k=100(\frac{S_n}{S_m})^{1.2}\;(\frac{S_m}{S})^{1.6}$$으로 주어진다는 것을 알 수 있었다.

• 한국해안·해양공학회논문집
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• 제31권5호
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• pp.265-277
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• 2019

파랑관측 자료와 실측된 해안선 위치를 활용하여 맹방해안에 형성되는 beach cusp의 일 년에 걸친 대순환과정과 계절별 특성을 포획모드 Edge waves와 beach cusp의 인과 관계를 중심으로 살펴보았다. 맹방표사 계에 출현하는 beach cusp의 시공을 통한 변화 추이를 가늠하기 위해 threshold 상향통과 법으로 특정된 각 beach cusp의 파장과 진폭을 활용하여 정량화하였으며, 스펙트럼 해석의 경우에는 spectral mean sand wave number를 도입하여 정량화하였다. Spectral mean sand wave number의 시계열자료로부터 sand wave의 융합과 분할이 반복되는 주기를 산출하는 경우 beach cusp의 대순환과정은 일 년에 두 번에 걸쳐 진행되는 것으로 보인다. 해빈면적의 경우 해빈 대순환 과정이 완성되는 일 년을 기준으로 $14,142m^2$ 정도 증가하였으며, quadratic 회귀 분석하여 얻은 평균 해안선의 경우 맹방해안 남단과 북단에서는 18 m, 맹방해안 중앙부에서는 2.4 m 내외로 전진하였다. 해빈면적은 2017.11.26부터 2017.12.22 사이에 $30,345m^2$ 내외로 급속하게 증가하였으며, 이렇게 급속한 해빈면적 증가는 상당히 예외적인 것으로 11월 26부터 12월 22일 사이에 맹방해안으로 내습한 파랑의 성격에 기인하는 것으로 판단된다. 전술한 기간은 온화한 장주기 너울이 지배적이며, 대부분의 파랑이 영의 영각에 가깝게 맹방해안으로 내습한다. 이러한 파랑조건은 주 표사 이송모드가 횡단 표사라는 것을 의미하며 자연 해빈의 자기 치유능력이 횡단 표사를 통해 구현된다는 사실을 상기하면 전술한 해빈면적의 급속한 증가는 영의 영각으로 진입하는 파랑의 경계층 streaming에 의해 해안방향으로 회귀되는 표사가 누적되어 발생하는 것으로 판단된다.

• 대한조선학회논문집
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• 제28권2호
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• pp.52-68
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• 1991

캐비테이션 특성이 우수하고 넓은 받음각에서 양력-향력비가 큰 새로운 날개단면(KH18 단면)을 사용하여 체계적인 방법으로 기하학적 형상을 변화시켜 설계된 새로운 계열 프로펠러의 개발을 시도하였다. 새로운 계열 프로펠러의 형상을 설계함에 있어 기존의 계열 프로펠러와는 달리 선택된 반류분포의 회전방향 평균 반류분포를 입력자료로 하여 반경방향 부하분포와 코오드 방향 부하분포를 동일하게 유지하면서 피치 및 캠버의 형상을 결정하였다. 또한 코오드 길이, 두께, 스큐 및 레이크 분포와 같은 형상은 최근 실적선 프로펠러의 형상 특성을 정형화하여 선택되었기 때문에 초기설계시 설계된 형상이 최종 설계 프로펠러의 형상과 크게 다르지 않을 것으로 생각되어 초기성능을 보다 정확하게 추정할 수 있게 하였다. 설계된 계열 프로펠러는 날개수 4개인 프로펠러를 대상으로 날개 전개면적비 4개($A_{E}/A_{O}$=0.3, 0.45, 0.6, 0.75)에 대하여 각 전개면적비에서 평균피치비를 5개(P/D=0.5, 0.65, 0.8, 0.95, 1.1)로 변화시켜 총 20개의 프로펠러로 구성되었으며 KD-프로펠러 씨리즈(KRISO-DAEWOO Propeller Series)라 명명하였다. 설계된 계열 프로펠러들에 대하여 단독특성시험, 캐비테이션 관찰시험, 변동압력 계측시험을 수행하였다. 프로펠러 단독특성 시험결과의 회귀해석결과로 부터 $B_{P}-\delta$ 곡선을 도출하여 초기설계 단계에서 최적 프로펠러 직경등을 쉽게 결정할 수 있게 하였다. 기준으로 선택된 반류분포(2700TEU 콘테이너선의 반류) 후류에서 프로펠러 추력계수 및 캐비테이션 수를 체계적으로 변화시킨 상태에서 캐비테이션 관찰시험 및 변동압력계측시험을 수행하였다. 양력면이론에 의한 비정상 프로펠러 성능해석에 의해 계산된 최대 국부양력계수 ($C^{max}_{l,0.8R}$)와 국부캐비테이션 수(${\sigma}_0=\frac{p-p_v}{\frac{1}{2}{\rho}V^2_{0.8R}}$)를 기준으로 캐비테이션 관찰시험 결과를 정리하여 KD-캐비테이션 챠트를 도출하였다. 기존의 캐비테이션 챠트는 균일류중의 시험 결과를 정리하여 작성되었으나 KD-캐비테이션 챠트는 반류분포중에서 시험된 프로펠러 관찰시험 결과로 부터 도출되었으므로 초기설계 단계에서 보다 정확한 캐비테이션 발생량 추정이 가능하리라 예상된다.

• 수산해양기술연구
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• 제9권1호
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• pp.1-18
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• 1973

중층트를 어구(漁具)의 소해심도(掃海深度)를 일정(一定)한 적정어획속도(適正漁獲速度)에서 기동성(機動性)있게 변화(變化)시키기 위하여 기초적인 모형어구(模型漁具)의 수조실험(水槽實驗)과 특별(特別)히 고안한 깊이바꿈틀을 이용(利用)한 이차(二次)에 걸친 해상시험(海上試驗)을 통(通)하여 연구한 결과를 요약(要約)하면 다음과 같다. 1. 중층(中層)트롤의 그물어구의 깊이 y는 끌줄의 길이 L과 단위(單位) 길이의 끌줄, 깊이바꿈틀 및 그물의 각(各) 수중중량(水中重量) $W_r,\;W_o,\;W_n$과 각(各) 항력(抗力) $R_r,\;R_o,\;R_n$ 사이의 관계(關係)는 차원해석법(次元解析法)에 의하면 다음과 같다. $$y=kLf(\frac{W_r}{R_r},\;\frac{W_o}{R_o},\;\frac{W_n}{R_n})$$ 단(但), k는 상수(常數)이고 f는 함수이다. 2. 단위 길이당(當)의 수중중량(水中重量) $W_r$, 길이 L인 끌줄 끝에 항력(抗力) $D_n$, 수중중량(水中重量) $W_n$d인 수중저항분를 매달고 끌줄의 다른 한 끝을 수면(水面)에서 예인(曳引)할 때,. 끌줄의 형상(形狀)을 현수곡선이라고 보면, 수중저항분의 깊이 y는 다음과 같다. $$y=\frac{1}{W_r}\{\sqrt{{D_n^2}+{(W_n+W_rL)^2}}-\sqrt{{D_n^2+W_n}^2\}$$ 3. 중층(中層)트롤의 그물어구(漁具)깊이의 변화(變化) ${\Delta}y$는 예강(曳綱)의 길이 L을 바꾸거나 추(錘) ${\Delta}W_n$를 부가(附加)하면 다음과 같다. $${\Delta}y{\approx}\frac{W_n+W_{r}L}{\sqrt{D_n^2+(W_n+W_{r}L)^2}}{\Delta}L$$ $${\Delta}y{\approx}\frac{1}{W_r}\{\frac{W_n+W_rL}{\sqrt{D_n^2+(W_n+W_{r}L)^2}}-{\frac{W_n}{\sqrt{D_n^2+W_n^2}}\}{\Delta}W_n$$ 단(但), $D_n$은 그물어구의 항력(抗力)이다. 4. 끌줄 상(上)의 중간점(中間点)에 추(錘) $W_s$를 부가(附加)할 때 중층(中層)트롤 그물어구의 깊이바꿈 ${\Delta}y$는 $${\Delta}y=\frac{1}{W_r}\{(T_{ur}'-T_{ur})-T_u'-T_u)\}$$ 단(但) $$T_{ur}^l=\sqrt{T_u^2+(W_s+W_{r}L)^2+2T_u(W_s+W_{r}L)sin{\theta}_u$$ $$T_{ur}=\sqrt{T_u^2+(W_{r}L)^2+2T_uW_{r}L\;sin{\theta}_u$$ $$T_{u}'=\sqrt{T_u^2+W_s^2+2T_uW_{s}\;sin{\theta}_u$$ $T_u$ 추(錘)를 부가(附加)하지 않았을 때 끌줄 상(上)의 중간점(中間点)에 있어서의 예인어선(曳引漁船) 쪽을 향하는 장력(張力)이고, ${\theta}_u$는 장력(張力) $T_u$와 수평방향(水平方向)과 이루는 각도(角度)이다. 5. 어떠한 형태(形態)의 저예강용(底曳綱用) 전개판(展開板)도 성능(性能)에 있서어 차이는 있으나 전중량(全重量)을 가볍게 하고 저변(底邊)에 무게를 달아 안정(安定)시키면 중층예강용(中層曳綱用)으로 사용(使用)할 수 있다는 것이 모형(模型) 실험(實驗)결과 밝혀졌다. 6. 모형(模型) 그물(Fig.6)의 수조실험(水槽實驗)에서는 예강속도(曳綱速度) v m/sec, 강고(綱高) H cm 및 수유저항(水流抵抗) R kg 사이에는 다음과 같은 간단(簡單)한 관계식(關係式)이 성립(成立)한다. $$H=8+\frac{10}{0.4+v}$$$R=3+9v^2$$ 7. 특별(特別)히 고안한 십자(十字)날개형(型) 깊이바꿈틀과 H날개형(型) 깊이 바꿈틀을 비교(比較)한 결과(結果) 전자(前者)보다 안정성(安定性)이 우월하였다. 8. 그물어구(漁具)의 유수저항(流水抵抗)이 매우 크며 또 거의가 항력(抗力)으로 볼 수 있으므로 깊이바꿈틀의 종류에 관계없이 그물어구의 소해심도(掃海深度)는 대단히 안정(安定)된 상태를 유지하였다. 9. H날개형(型) 깊이바꿈틀의 수평(水平)날개 면적율 $1.2{\times}2.4m^2$로 하였을 때 유수저항(流水抵抗) 2 ton의 그물 어구를 2.3kts로 예인(曳引)하면서 영각(迎角)을 $0^{\circ}{\sim}30^{\circ}$로 변화(變化)시킨 결과(結果), 끌줄의 길이에 관계없이 약(約) 20m의 깊이바꿈을 얻을 수 있었다.