캐비테이션 특성이 우수하고 추진효율이 높은 콘테이너선용 프로펠러를 설계하기 위하여 새로운 날개단면(KH18)을 이용한 프로펠러 설계법을 제안하였다. KH18 단면은 캐비테이션 초생곡선(Cavitation-free bucket diagram) 및 양력-항력곡선(Lift-drag curve)에서 폭이 넓어 불균일한 선미후류에서 작동되는 선박용 프로펠러의 날개 단면으로 적당하리라 판단되었다. 새로운 날개 단면을 이용한 콘테이너선의 프로펠러 설계를 위하여 양력면이론을 사용하였다. 프로펠러 설계시 코오드 방향 부하분포를 설계변수로 선택하여 5개의 프로펠러를 설계하였고, 단면 변화의 영향을 비교하기 위하여 NACA형 단면을 갖는 프로펠를 설계하여 예인수조 및 캐비테이션 터널에서 모형시험을 수행하였다. 모형시험 결과 코오드 방향 부하분포가 프로펠러 반경의 70% 내부에서는 날개 앞날의 부하가 적고 그 외부에서는 날개 앞날부하가 상대적으로 큰 코오드방향 부하분포를 갖는 프로펠러(KP197)가 NACA 단면을 갖는 프로펠러에 비하여 추진효율은 1% 향상되었고 캐비테이션 발생양은 30% 감소하였으며 선체변동압력은 9%감소하였다. 새로운 날개단면을 갖는 프로펠러의 캐비테이션 특성이 우수함을 고려하여 낱개 전개면적비를 감소시킨다면 더 많은 추진효율 증가를 기대할 수 있으리라 판단된다.
본 연구에서는 큰 침하량과 동적트림을 가지는 선박에 대하여 전산유체역학(CFD)을 기반으로 하여 효율적인 저항성능 추정 방법을 제시하였다. 본 방법에서 효율적이라 함은 점성 유동해석 이전에 비 점성 유동해석의 침하량과 동적트림 결과를 이용하여 선박의 큰 자세를 설정하고 DFBI(Dynamic Fluid Body Interaction) 방법에 의한 점성 유동해석을 수행한 것이다. 본 방법을 방법I로 명하였다. 방법I는 해석 전에 큰 자세를 설정함으로 인해 중첩격자(Overset Mesh) 기법을 사용하지 않는 단순한 격자시스템(Fig. 3 참고)을 사용하면 된다. 이로 인해 방법I는 계산시간 단축 및 계산의 정도를 높일 수 있는 장점이 있다. 점성 유동해석은 상용 CFD 코드인 STAR-CCM+를 사용하였다. 방법I의 첫 번째 점성 유동해석 결과는 최종 수렴된 결과와 비교하였을 때 저항 값에서 최대 1 % 내에서 차이를 보임을 확인 하였다. 중첩격자가 아닌 단순 격자시스템에 의한 STAR-CCM+에서 제공하는 DFBI 기법을 활용하여 계산단계 별로 변화된 자세에 대하여 매번 격자를 변경하여 수렴된 결과를 도출하였다. 본 방법을 방법II로 명하였다. 방법II의 저항 값과 비교하였을 때 방법I은 선속에 따라 0.03 % ~ 0.6 %의 차이를 보였다. 방법I의 결과는 수조모형시험과의 비교를 통해서 정성적 그리고 정량적으로 타당함을 확인하였다.
From viewpoints of over-all ship economy the straight framed V-bottom hull forms with chines are considered to be attractive even for usual commercial vessels, because increments of resistance over that of round hull forms, if any, can be well compensated with reduction in construction cost.[1] To investigate the influences of both prismatic coefficient and chine elevation on resistance performance, three models of straight-framed V-bottom hull forms which are similar to Prof. C. Ridgely-Nevitt's W-18, W-8, and W-20[2],[3] in size and hull form coefficients were tested at the SNU Ship Model Towing Tank for resistance measurements. They are of Cp=0.60, 0.65 and 0.70 and of ${\Delta}/(0.01L)^3=300$. Influence of variation of chine elevation on resistance performance were observed with the test results obtained at normal condition, and at the trimed by the stern by 2% and 4% of $L_{bp}$ at normal condition under same displacement. The hull form characteristics are shown in Table 1, and in Fig. 1, 2, 3, 4 and 5. The test results are shown in Fig 8, 9 and 10 in the form of Cr vs. $V/\sqrt{L}$ curves taking Cp as a parameter for normal condition, trim by the stern in 2% and 4% $L_{bp}$ at normal condition , respectively. Cr vs. $V/\sqrt{L}$ curves taking trim condition as a parameter are also shown in Fig 11, 12 and 13 for Cp=0.60 and 0.70, respectively. The best and the worst trim condition at given $V/\sqrt{L}$ in viewpoint of Cr are plotted for each Cp-value as shown in Fig 14, 15 and 16. From the above results the following conclusions are derived: (1) In general, the resistance performance of the straight-framed V-bottom hull forms are not inferior to those of round hull forms. At a certain range of $V/\sqrt{L}$ the former gives less resistance than the latter. (2) Regarding influences of Cp on Cr, it is observed that, at $V/\sqrt{L}$ less than about 0.925, the greater Cp-value gives the more increment of Cr, and that, at $V/\sqrt{L}$ greater than about 0.925 the smaller Cp-value gives the more increment of Cr. It is also noteworthy that the model of Cp=0.70 has remarkable hump on Cr vs. $V/\sqrt{L}$ curve between $V/\sqrt{L}=0.80$ and 0.90. (3) For higher speed within the test range, the chine elevation having the steeper slope around bow and the easier slope around amidship and stern, refered to watering, give the better results in resistance performance. (4) Assuming the chine elevations adopted for the tested models were not of the best, we would expect further improvement of resistance performance for such form. Hence, a systematic study on chine elevation is very disirable to prepare design data of general purpose for the such hull forms.
본 연구에서는 연안 및 항만 내에서 운항이 빈번한 총톤수 9.77톤급 소형어선을 대상으로 구속모형시험을 수행하고, 선속 별 운항성능을 추정하였다. 연안 및 항내에서는 소형 어선이 주로 중저속 운항함을 고려하여, 구속모형시험은 8노트 이하에서 수행하였다. 실선을 1/3.5 축소한 모형선을 대상으로 선형예인수조의 프로펠러 단독특성, 저항, 자항추진 시험을 통하여 실선 선속 별 저항추진성능을 추정하였다. 그리고 타 단독특성, 3자유도 정적 및 동적 HPMM 시험을 수행하고 수평면 운항모델 내 유체력 미계수들을 도출하였다. 특히 사항 및 순수선수동요시험은 2~8노트 영역에서 수행되었고, 주요 선형 유체력 미계수들이 선속에 따라 현저하게 변화함을 파악하였다. 선형 유체력 미계수들을 Froude 수에 대한 함수화 한 후, 선속 별 시뮬레이션을 통하여 대상 어선의 조종성능을 검토하였다.
대한민국의 해양레저산업은 세일링을 비롯한 다양한 형태의 수상레저 활동이 증가하는 추세에 따라 세계적으로 신흥시장으로 주목받고 있어 세일링 요트에 대한 수요가 높아질 것으로 추정된다. 이에 따라 2022년 현재 우리나라 요트 문화의 부흥과 보급을 위해 해양수산부의 지원을 받아 28피트 세일 요트의 설계 및 개발이 착수되었다. 개발 초기 단계에서의 성능을 확인하고 이를 통해 설계 인자를 결정하기 위하여 속도 예측 프로그램 VPP(Velocity Prediction Program) 분석이 수행되었다. 본 연구에서 사용된 소프트웨어는 University of Southampton의 Wolfson Unit사(社)의 WinDesign으로, 속도 예측에 적용된 유체역학적 데이터 모델은 Wolfson Unit사(社) 자체적인 조선공학 및 요트연구 분야에서 수십 년간의 예인 수조 시험 데이터를 회귀 분석한 방법으로 대부분의 현대식 요트에 대해 신뢰할 수 있는 추정치를 제공하는 것으로 여겨진다. 하지만 예인 수조 시험이나 CFD 수치해석 등을 통한 실험 결과적인 유체역학적 정보가 없기 때문에 소프트웨어에서 제공하는 유체역학적 데이터 회귀 모델의 저항 값은 다소 차이가 있을 것으로 예상된다. 또한, 아직 미완료된 무게 중심 추정에 의한 VCG 값은 속도 예측의 입력 변수 중 하나로, 성능 결과에 어느 정도 영향을 미칠 수 있을 것으로 예상된다. 개발 세일 요트에 대한 최적화된 보트 속도는 풍속 4, 8, 12, 16 및 20노트의 집세일 조합(최대 120° TWA) 및 스피네커 세일 조합(80° TWA부터) 모두에서 확인되었으며, VPP를 활용하여 얻어진 최적화된 속도는 국제적으로 유사한 등급의 요트와 견줄수 있는 수준으로 확인되었다.
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.
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.
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[게시일 2004년 10월 1일]
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