중심으로 선측으로 선체의 반폭에 해당하는 위치인 y/l=.84 (SHIP A ), y/l=.88 (SHIP B ) 및 y/l=.3, 만큼 떨어진 위치에서 파형(파고)를 계측하여 Potential 유동과의 결과를 비교하였다. [Fig. 1] 과 [Fig. 2]의 그림은

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2 컨테이너선의 선수형상변화에 따른 파형특성 고찰 박성우 1, 박노준 1 A Consideration of Wave Pattern Characteristic with Forebody Variation of Container Carrier Sung-Woo Park 1, No-Joon Park 1 Abstract 본 논문에서는 컨테이너선의 선수변화에 따른 조선전용 CFD CODE 인 WAVIS 를 이용하여 계산된 파형을 파형계측 및 저항시험을 통하여 비교, 분석하였다. 검토선박은 컨테이너선이며 주요목이 다른 2 척의 선박 을 기준으로 각각 선수형상을 변화시켜 검토하였으며, 성능개선의 관점보다는 파형의 비교 검토를 통하여 차후 CFD 상에서 계산되어진 파형의 해석 및 선형간의 우열비교에 도움을 주고자 하였다. 1. 서 론 컨테이너선은 저속비대선에 비해 조파저항이 큰 상선이므로 선형 설계시 조파저항의 개선이 중요시 되고 있다. 그러한 조파조항의 개선를 위해 CFD 를 이용하여 저항성능을 최적화하는 많은 시도가 이루 어지고 있다. 아직까지 CFD 결과에서의 조파저항해석은 정량적 값보다는 정성적인 비교가 주로 이루어지고 있는 상 황에서 CFD 에서 계산된 파형이 계측데이타와 비교 하여 어느 정도 잘 재현하는가의 문제도 중요하다고 할 수 있지만 실제로 선형설계의 관점에서 보다 중 요한 것은 서로 다른 2 척의 선박의 파형의 경향을 보다 정확히 표현해주는 것이 활용가치가 높다고 할 수 있겠다. 이러한 점을 고려한다면 CFD 사용에 있어 주의 해야 할 사항 중의 하나가 정확한 결과해석이 필요 하다는 것이다. CFD 상에서 표현된 파형 해석에 있 어 실수를 한다면 큰 문제가 아닐 수 없으며 그러한 점를 감안하면 CFD 와 파형계측결과 및 저항 시험 결과의 상관관계는 아주 중요하다고 할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 선형변화에 따른 성능상의 관 점이 아닌 CFD 및 모형시험결과를 통한 결과 분석 에 중점을 두고자 하였다. 검토선형으로는 컨테이너 선 2 척이며, 각각 상대비교가 가능한 두가지 선형 F1A1, F2A1 에 대하여 CFD, 파형계측, 저항 시험 결과를 이용하여 결과분석을 하였다. 2. 검토 선형 SHIP A SHIP B L/B B/d Cb Abt. 6 Abt 6 Design FN 모형시험과 CFD 결과를 분석하기 위하여 위와 같 은 주요목을 갖는 선박을 대상으로 검토를 하였다. 3. CFD 계산 및 모형시험 CFD 계산은 Rankine Source 이용한 패널법(et al. 22) 및 Raise Panel Method 를 사용하는 WAVIS 를 이용하였다. 모형시험은 KRISO 예인수조에서 Centerline 을 1 한진중공업 기본설계팀

3 중심으로 선측으로 선체의 반폭에 해당하는 위치인 y/l=.84 (SHIP A ), y/l=.88 (SHIP B ) 및 y/l=.3, 만큼 떨어진 위치에서 파형(파고)를 계측하여 Potential 유동과의 결과를 비교하였다. [Fig. 1] 과 [Fig. 2]의 그림은 SHIP A 과 SHIP B 의 Wave Pattern 을 비교한 그림이다. 먼저 SHIP B 의 경우를 보면, F1A1 선형에 비해 F2A1 선형의 선수파가 Divergence 하게 만들어져 보다 복잡한 파형을 지니고 있다. 이런 경우는 경험 상 Cp Curve 가 보다 Straight Type 으로 갈 경우 많이 나타나는 경향을 보여준다. SHIP A 의 경우 는 Wave Pattern 형상만으로 등고선의 간격 및 파 고의 위상을 찾는 방법등으로 우열을 가리기는 힘 들어 보인다. 실제 Divergence 한 형상을 가져 복 잡한 파계를 가지더라도 파고와 파저간의 위상차가 크지 않은 형태도 있으므로 해석에 주의가 필요한 부분이며, 등고선의 간격설정 등 파계의 정확한 표 현을 위한 Post Process 작업도 중요한 부분이다. 선측 파형(Wave Profile)은 Longi. Cut y/l=.84 (SHIP A ), y/l=.88 (SHIP B ) Fig 1. Wave Pattern of Ship A (CFD) Fig 2. Wave Pattern of Ship B (CFD) 와 거의 유사한 영역이고 경향도 거의 일치하므로 계측결과를 가지고 있는 Longi. Cut 결과를 참조하 면 될 것으로 판단된다. [Fig.3, 4] 파고의 형상을 표현하는 방법으로 계산되어진 Wave Pattern 에서 Centerline 을 중심으로 종방향 으로 Intersection 하여 동일위치에서 파고를 계측하 는 Longitudinal Cut 을 이용하였다. 이러한 경우 y/l 위치에 따라 다소 불연속으로 변 하는 구간의 파형을 고려하지 못하는 경우도 있으나 파고를 2 차원적으로 비교할 수 있으므로 쉽게 분석 이 가능하다는 특징이 있다. 또한 CFD 상에서 Wave Pattern 을 다소 새밀한 구간을 두고 검토한 다면 불연속 구간에 대해서도 충분히 검토될 수 있 으므로 큰 문제는 없을 것으로 판단된다. 우선 선체 측면에서의 가장 유사한 위치인 abt. y/l=.9 에서 CFD 와 계측결과를 비교해보면 SHIP A 와 SHIP B 모두 F1A1 선형이 파 정과 파저의 위상차가 F2A1 선형에 비해 큰 것을 확인할 수 있다. 다만 선측파형에서 선수파정 이후 미소하게 2nd Wave 가 나타나는 것을 볼 수 있고 2 척 모두 F2A1 선형이 약간 더 큰 것을 알 수 있다. 이 부분은 계측결과에서 보면 더욱 선명히 드러나는 부분이다.[Fig. 5~8] 즉, x/l=-.25 부근(17.5ST)에 서 CFD 상에서미소하게 발생되는 2nd Wave 는 실 제 계측결과에서 위상차가 선명히 드러났으며, 이 부분은 CFD 계산에 있어 자유수면 격자계의 숫자를 늘이거나 Mesh 분포를 바꾸어 줌으로써 개선이 가 능한 것으로 알려져 있다. (박일룡 et al 24) 선측에서 발생되어진 파가 선측과 멀어지면서 생 기는 효과를 알아보기 위해, y/l=.3, 에서의 CFD 와 계측결과를 비교해 보면 파형의 위상차 및 주기는 약간의 차이를 보이고 있지만 파형의 정성적 인 경향은 유사함을 보이고 있다. [Fig. 9~16] 하지만 어느정도 유심히 살펴본다면 F1A1 의 위 상차가 F2A1 에 비해 작은 것을 알 수 있었다. 계측 결과에서 보면 위상차의 우열관계는 CFD 결과보다 선명히 나타나 SHIP A 와 SHIP B 결과 모 두가 F1A1 선형이 파의 위상차가 작은 것을 확실히 알 수 있다.

4 Fig 3. Wave Profile of Ship A (CFD) Fig 4. Wave Profile of Ship B (CFD) Fig. 5 Longi. Cut at y/l=.87 for Ship A (CFD) Fig. 6 Longi. Cut at y/l=.87 for Ship A (Exp.) Fig. 7 Longi. Cut at y/l=.84 for Ship B (CFD) Fig. 8 Longi. Cut at y/l=.84 for Ship B (Exp.) 선측부근 즉, abt. y/l=.9 결과와 y/l=.3, 의 결과를 비교해서 정리해 보면, abt. y/l=.9 에 서는 F2A1 선형이 파고의 위상차가 F1A1 에 비해 작았으며, 선측에서 비교적 떨어진 y/l =.3, 에 서는 F1A1 이 위상차가 F2A1 에 비해 작아지는 반 대 경향을 보이는 것을 알 수 있었다. 실제 저항시험결과를 보면 F2A1 선형이 F1A1 선형대비 계약속도에서 SHIP A 의 경우 abt. 4.9% EHP 증가, SHIP B 의 경우는 F2 선형이 abt. 2.5%가 증가되었다. 위의 시험결과를 볼때선측 파형 또는 선측에 가까운 위치의 파형보다 어느 정 도 떨어진 y/l=.3, y/l= 에서의 파고의 위상차 가 저항성능에 보다 큰 영향을 주었다는 것을 알 수 있다. 즉, 선측에서의 파고는 자체가 가지고 있는 Resource 의 세기를 반영하지 못하고 있으며 이러 한 Resource 의 세기는 Diverging 하는 방향으로 얼마나 전달할 수 있는 가로 나타난다. 따라서 위상 차에 의한 조파저항성능은 선측보다는 선측에서 어 느정도 떨어진 위치에서 보다 중요한 것으로 판단 되며, 또한 선측부근의 파형에서 선수파정 이후 Shoulder 부근의 파고변화 형상이 2nd Wave 의 생 성없이 부드럽게 발생되는 것이 선측에서 발산되는 파계에 작은 에너지를 전달하는 것으로 판단된다. 하지만 선측파형에서 급격한 기울기를 가지는 경우 에는 선측 어깨파의 영향으로 선측에서 멀리 떨어진 y/l=.3, 의 선미부에서 파형의 위상차가 과도하 게 커지는 경우가 있으므로 주의가 필요하다. 설계속도가 아닌 근접속도에서의 비교검토 결과, 우선 SHIP A 는 계약속도(FN=.25) 이외에 FN =.24,.249 를 SHIP B 는 계약속도 (FN =.253) 이외에 FN=.237,.271)에서의 CFD 결 과와 계측결과를 비교해 보았으나 설계속도에서의 결과와 큰 차이를 보이지는 않았다. 위의 2 척, 4 가지 선형의 CFD 결과를 정리해보면 선측에서 어느 정도 떨어진 y/l =.3, 에서의 위상차가 선측에서의 위상차보다 조파저항 성능에 큰 영향을 미친다는 것을 알 수 있었다. 이것은 파형계측결과에서 보다 확연하게 나타나며 저항시 험결과와 비교해 보면 선형의 우열관계를 분명히 알 수 있었다.

5 Fig. 9 Longi. Cut at y/l=.3 for Ship A (CFD) Fig. 15 Longi. Cut at y/l= for Ship A (CFD) Fig. 1 Longi. Cut at y/l=.3 for Ship A (Exp.) Fig. 16 Longi. Cut at y/l= for Ship A (Exp.) 4. 결 론 Fig. 11 Longi. Cut at y/l=.3 for Ship B (CFD) Fig. 12 Longi. Cut at y/l=.3 for Ship B (Exp.) Fig. 13 Longi. Cut at y/l= for Ship A (CFD) 본 연구에서는 WAVIS 의 Potential Code 를 이 용하여 선형의 우열비교를 파형 계측결과 및 저항시 험의 결과를 토대로 분석하여 보다 CFD 의 활용 가치를 높이는 것에 중점을 두었다. 대상선박은 컨테이선 2 척에 대하여 비교가능한 선수변화선형을 각각 2 가지(F1, F2)를 이용하여 WAVIS 의 Potential 계산에서 얻어진 파형을 비교, 분석하였으며, 파형계측 및 저항시험결과를 통하여 비교, 검증하였다. - CFD 와 파형계측결과는 정량적인 부분에서는 위상차 및 파장이 다소 차이가 있지만 정성적인 측면에서 파형의 경향이 잘 표현되었다. - 파형검토결과 선측에서의 파형의 위상차보다 선 측에서 어느정도 떨어진 y/l=.3, 에서의 위 상차가 조파저항 성능에 보다 큰 영향을 주는 것으 로 판단된다. 참 고 문 헌 Fig. 14 Longi. Cut at y/l= for Ship A (Exp.) [1] 김도현 2, 비선형 조파문제 해석을 위한 수 치 기법 연구, 박사학위논문, 서울대학교 조선해양 공학과 [2] 김도현, 김우전, 반석호 2, 패널법을 이용 한 일반 상선의 비선형 조파문제 해석, 대한조 선학회 논문집, 제 37 권, 제 4 호, pp. 1-11

6 [3] 김우전, 김도현, 반석호, 2, 유한제적법을 이용한 상선 주위의 난류유동 계산에 관한 연구, 대한조선학회논문집, 제 37 권, 제 4 호, pp [4] 박일룡, 김우전, 반석호 24, Twin-skeg 형 컨테이너선의 격자계 생성과 유동 해석, 대한조 선학회 논문집, 제 41 권, 제 1 호, pp

7 추진기 설계 일관화 시스템 개발 박성우 1, 박노준 1, 유용완 1 Integrated System Development for Propeller Design Sung-Woo Park 1, No-Joon Park 1, Yong-Wan Yu 1 Abstract 전통적인 추진기의 설계는 전산기의 터미널을 이용해 I/O 의 편집과 독립적인 단위 프로그램들의 실 행하고 그 수행 결과들의 해석을 용이하게 하기 위해 OUTPUT 을 적절히 편집, PLOTTING 하여 분석 설계 해 왔다. 이러한 일련의 과정들은 설계 결과들을 분석하는 설계 본 작업보다 더 많은 설계 시수를 차지 하며, 추진기 설계생산성을 향상시키기 위해서는 최우선 해결해야 할 요소이다. 본 고에서는 이러한 추 진기 설계 생산성을 저해하는 요소들을 제거하고 주어진 설계시간을 더욱 단축함과 아울러 결과들을 검 토하고 분석하는 작업에 더 많이 할당함으로써 우수한 추진기 설계가 가능하도록 I/O 의 중복을 배제하 고 단순화 하였으며, 결과의 해석을 더욱 용이하게 하도록 GUI 기반의 추진기 설계시스템을 구축하였다. 1.서 론 추진기 날개의 형상을 3D 형상으로 표현하기 위해서는 반경방향별 Pitch, Rake, Skew, Chord, Camber, Thickness 및 Section Type 이 요구된 다. 추진기의 설계는 이러한 기하학적 형상 요 소들을 결정짓는 과정으로서 그 중 추진기의 Cavitation 과 변동압력의 성능에 가장 영향을 미 치는 요소는 Pitch 및 Camber 분포라고 할 수 있 다. 실제로 Pitch 및 Camber 분포의 설계는 추진 기 설계공정의 절반이상을 차지할 정도로 중요한 설계작업이며 선박의 성능과 직결된다고 해도 과언이 아니다. 그러므로 선형설계의 완료 후 모 형시험에서 계측된 반류분포를 이용하여 우수한 성능을 가진 추진기의 설계를 위해서는 상기 Geometry 의 수정을 통해 성능을 검토하며 유사 선 및 실적선 들의 설계 결과를 참고로 만족할 만 한 설계 결과를 얻어질 때까지의 과정을 반복적으 로 수행한다. 따라서 상기의 반복적이며 Routine 한 작업 과 정들을 PC GUI 환경 하에서 구동 되는 일관화된 시스템으로 통합하였다. 2. 개발목표 - PC GUI 기반의 시스템 개발 및 구축으로 사용자 편의성을 확보 - 추진기 설계 단위 프로그램들의 통합 통합화 - 설계 입력자료 들의 중복성 배제/단순화 - 설계 결과의 분석 및 해석을 용이하게 하기 위한 그래픽 처리 - 설계결과를 문서화하여 보고서 작성 용이 3. 프로펠러 설계 개요 일반적인 추진기 설계는 Series Chart 를 이용 하여 설계 추진기의 직경과 평균 PITCH 비를 추 정하고 Burrill Cavitation Chart 를 이용하여 초기 면적비를 산정한다. 아울러 모형시험 시 계측된 반류를 이용, Lifting Line 을 통해 최적의 Loading 분포를 구한 후 Lifting Surface 1 한진중공업 기본설게팀

8 Program 을 이용, Pitch 분포 및 Camber 분포를 얻는다. 당사에서는 초기 Pitch 분포 및 Camber 분포를 얻기 위한 프로그램의 수행과정을 거치지 않고 MS-Access 를 이용한 실적선 Geometry DB를 이용하여 설계선과 유사한 반 류분포의 실적선 Geometry 를 찾아내어 설계한다. 이러한 과정들은 [Fig.1]과 같이 통상적인 설계 과정을 도식화하였다. [Fig.2] Propeller Design Procedure Design Data (M/E, Self-Propulsion Data of Stock Propeller) Initial Design (Series Chart ) Initial Weight Check (G.L. Position) Preliminary Design Clearance, Ae/Ao Check Lifting Line Design Lifting Surface Design Detail Design Lifting Surface Surface Analysis (Loading Distribution, Kt, Kq, POW) NOK Performance NOK Evaluation 4.2 다양한 POST PROCESS 그래픽 OUTPUT 을 생성하는 단위 모듈화 된 독립 프로그램은 대부분 기존의 DOS 나 UNIX 상 에서 구동되는 CALCOMP 루틴을 기반으로 한다. 이들 OUTPUT 의 출력물들은 CRT 상의 화면 Zoom In/Out 가 불가능하여 결과물을 항상 출 력하여 분석하는데 사용하고 있다. [Fig.3] 이러 한 단점을 보완하고자 그래픽 OUTPUT 의 Interface 및 전용 Viewer 를 개발하여 CALCOMP Routine 으로 된 Output 의 Zoom In/Out 기능을 추가, CRT 상에서 비교 분석과 아 울러 선택적 프린트도 가능하도록 하였다. 이외 상용 프로그램인 TECPLOT 과도 연계를 하여 결 과물의 비교분석이 용이하도록 하였다. [Fig.4] Pressure Pulse, Skew Angle Check NOK Blade Thickness Review (Rule & FEM) Propeller Drawing, Offsets, W eight Model Test Propeller Manufacturing Fig 1. 프로펠러 설계 과정 LSPP 통합 시스템 Lifting Surface Analysis Bearing Force Calculation Strength Offset & Drawing Loading Cal. Skew Variation Rules Offset Generation P.O.W. Cal. Bearing Force FEM Drawing Powering P. P. 3D Modeling Cavity Extent Pressure Fluctuation Fig 2. 프로그램 내부 기능 Fig 3. CALCOMP 루틴 INTERFACE 4. 프로그램 소개 4.1 프로그램 개발 및 사용 환경 본 프로그램은 PC Windows 9x, NT 환경에 사 용가능하며, 개발환경은 Visual C++6. 을 이용 하였다. 기본적인 GUI 기능으로 Geometry 의 순 정작업이 용이하도록 Zoom In/Out/Rect.를 적용 하였다. 현재 당사에서 사용, Update 중인 추진기 DB 와 연계가 되어 실적선의 Geometry 정보와의 비교검토도 가능하다. Fig 4. TECPLOT INTERFACE

9 5. LSPP 를 이용한 프로펠러 설계 5.1 프로그램 실행 및 메뉴구성 보여주고 있다. Geometry 수정은 마우스, 키보드 에 의한 미소수정 및 다이얼로그 박스에 의한 직 접 수정이 가능하다. [Fig.8]은 Pitch 분포를 수정 하고 있는 화면이며 수정되는 즉시 해당되는 반경 에서의 Pitch 및 Mean Pitch 를 화면상에 계산, 출력하여 준다. Pitch, Camber 및 Chord 분포를 수정 또는 실적선의 Geometry 를 이용하여 원하 는 프로펠러 Loading 분포를 얻었으나 속도성 능 및 RPM 이 만족스럽지 못하는 경우는 Mean Pitch 와 Ae/Ao 를 일률적을 원하는 값에 맞추는 것도 가능하다. Fig 5. 시스템 전체 화면 [Fig.5]은 시스템의 전체 화면을 보여주고 있다. 화면구성은 프로펠러의 Geometry 를 보여주는 Geometry View(화면중앙), Geometry 수정 메뉴 (화면상단) 및 단위실행 모듈을 실행할 수 있는 계산 메뉴(화면우측)로 나누어져 있다. Fig 8. Geometry 수정 Fig 6. Geometry Camber View Geometry View는 추진기에 있어 가장 수정을 많이 필요로 하는 Pitch 와 Camber 의 관계를 고 려하여 View 상단은 Pitch 를, 하단은 Camber 를 포함한 그 외의 Geometry 를 디스플레이 하였다. [Fig.6] [Fig.9]은 설계선 또는 실적선 프로펠러와의 Geometry 변화를 보여주고 있다. 이는 DB (MS Access)내에 저장된 실적선의 Geometry 를 Reference 로 두고 설계 프로펠러의 Pitch 및 Geometry 의 수정이 가능하며, Reference Geometry 를 바로 Active 로 설정하여 계산이 가 능하여 성능검토를 보다 용이하게 할 수 있다. 5.2 Geometry 수정 Fig 7. Geometry 수정 메뉴 [Fig.7]은 Geometry 를 수정하기 위한 메뉴를 Fig. 9 Geometry 비교

10 5.3 양력면이론을 이용한 프로펠러 설계 위에서 수정 설계된 Pitch 및 Camber 분포등의 Geometry 를 입력데이터로 양력면 이론에 바탕을 둔 KPA4 를 이용하고 있다. 초기에 한번입력 해 놓은 설계조건(Ja, RPM)등을 제외하하면 GUI 상에 수정한 Geometry 는 자동반영되어 쉽게 계 산할 수 있으므로 결과로는 Propeller 의 Loading Frame 1 28 Aug 23 Z Y X 분포(Gamma Distribution)를 확인할 수 있다. [Fig.1] Fig.11 변동압력 계산 5.6 Skew 및 Thickness 검토 Propeller 의 기진력을 최소화 하도록 최적 Skew 를 결정해 주는 모듈이다. 본 모듈은 고부 가 가치 선박설계 연구과제 중 하나로서 선체 반류를 고려한 프로펠러 최적 Skew 계산 프로 그램 개발 제목의 위탁과제 내용을 본 시스템에 Fig.1 Propeller Loading 분포 5.4 P.O.W 및 Powering Performance 검토 설계 프로펠러의 P.O.W 성능 추정은 Wake 를 Open Water 상태로 수정하고, Ja 를 일정하게 변 화시켜 KT, KQ 를 추정할 수 있다. 따라서 설계 프로펠러의 P.O.W 성능 추정은 Stock Propeller 모형시험결과와 계산 결과와의 관련를 고려하여 설계 프로펠러의 P.O.W 성능을 추정할 수 있다. 추정된 설계 프로펠러의 P.O.W 성능과 Stock Propeller 의 저/자항 결과로부터 속도 및 RPM 성능을 확인할 수 있다. 5.5 Cavitation 및 변동압력 추정 Cavitation 및 변동압력 추정프로그램은 KPA3 를 사용하여 추정한다. [Fig.11]는 선체 변동압력 계산 시 사용되는 선미 형상의 Mesh 를 자동으로 생성시키도록 하여 변동압력 계산에 사용하고 있 으며, 아울러 평판을 이용한 가능하도록 하였다. 변동압력 계산도 삽입하였음. 계산방법은 Skew 가 2,3 차식의 곡선 분포를 따른다고 가정하고 구속 조건을 두어 6- 성분 기진력이 최소화되는 Skew 분포를 구한다. Fig.12 Skew 최적화 기능 계산 후 최적 Skew 를 Reference Curve 로 출력할 수 있어 필요 시 변경된 Skew 를 이용하 여 추진성능을 검토할 수 있다. 또한 최소 Thickness 를 구하는 Rule 식이 포함되어 Thickness 결정에 참고 할 수 있다.

11 5.7 Offset 및 Drawing 출력 상기에서 설계된 프로펠러가 속도 및 Cavitation 등 만족할 만한 성능이 확보되면 현 재 설계된 프로펠러의 Geometry 를 이용, 간단 하게 Offset 과 Drawing 을 생성할 수 있도록 하 였으며, 아울러 T.E.에서의 두께도 GUI 를 이용하 여 수정 설계가 가능하도록 되어 있다. 또한 다른 프로그램과의 연계성을 위해 3D Geometry 형상 출력도 가능하다. [Fig.13] Fig.13 3D Geometry 출력 6. 결론 및 향후 연구 계획 본 시스템의 구축으로 많은 단위 프로그램들을 통합, 프로펠러 설계시간을 단축할 수 있다. 아 울러 OUTPUT 의 비교 분석을 용이하게 하기 위 한 그래픽으로 처리하였고, 반복적인 설계 작업 을 단순화 하여 설계오류를 감소시킬 수 있으며, 설계 결과의 출력물들을 문서화 하여 보고서 작 성에 편리하도록 하였다. 현재는 설계 프로펠러의 강도해석에는 주로 선 급의 RULE 에 의존하여 설계를 수행해 왔으나, 보다 완벽한 시스템 구축을 위해 FEM 에 의한 날 개강도해석을 수행할 예정이다. 참 고 문 헌 [1] 이창섭, 선체 반류를 고려한 프로펠러 최적 스큐 계산프로그램 개발 충남대학교 공과대학 부설 첨단수송채연구소, 22 [2] Byoung K. Choi. Surface Modeling for CAD/CAM,. ELSEVIER, 1991 [3] D.F. Rogers, J.A. Adams, Math Elements for Computer Graphics, 7 th McGraw-Hill, 1989

12 HOVERCRAFT 의 저항특성 연구 양종훈 1, 이인선 1, 김상근 1 A Study on Resistance of Hovercraft Jong-Hoon Yang 1, In-Sun Lee 1 and Sang-Kun Kim 1 Abstract Hovercraft 는 수륙양용 공기부양선으로써 일반 선박과는 매우 다른 저항 특성을 갖는다. 본 연구에서는 Hovercraft 의 저항 성분 분석을 통하여 Hovercraft 의 저항 특성에 대해 살펴보고 배수량형 선박과 Hovercraft 의 저항 특성을 비교하였다. 또한 스커트 설계가 Hovercraft 의 저항 특성에 미치는 영향을 살 펴보았고, Hovercraft 의 저항성능 시험에 대한 일반적인 사항과 모형시험 후 저항 추정 과정을 정리하였 다. 1. 서론 2. Hovercraft 일반사항 Hovercraft(수륙양용 공기부양선)는 수면 또는 지 면과의 마찰을 줄이기 위하여 공기압을 이용하여 수 면 또는 지면 위로 부양시켜 운항한다. Hovercraft 를 부양시키기 위한 부양체계는 부양송풍기와 스커 트로 구성된다. 부양송풍기로 흡입된 공기는 아래쪽 스커트 내부에 유입되어 스커트 내부에 공기압을 형 성하여 선박을 지지하게 된다. 이때 스커트는 쿠션 공기를 가두고 수면 또는 지면에 직접 접하는 부분 이므로 저항 성능에 중요한 영향을 미친다. 이와 같은 체계로 구성된 Hovercraft 는 저항 측 면에서도 배수량형 선박과 다른 특성을 갖는다. 배 수량형 선박은 고속에서 조파저항이 지배적인데 반 하여, Hovercraft 는 Hump 구간을 지나고 나면 조 파저항이 급격하게 줄어들면서 고속에서 완만한 저 항 곡선을 나타낸다. 본 연구에서는 Hovercraft 의 저항 특성과 스커트 설계가 저항특성에 미치는 영향에 대해 알아보고, Hovercraft 의 저항성능 시험에 대해 살펴보고자 한 다. Hovercraft 는 SES 와 더불어 공기압으로 선체 중량을 지지하는 대 Table 적인 공기부양선(ACV, Air Cushion Vehicle)이며 Fig. 1 과 같이 Air Cushion 에 의해 선체가 지지된다. Fig. 1. Hovercraft 의 개념 우선 Hovercraft 의 저항을 나타내는 주요 특성치는 수선과 접하는 형상인 스커트의 주요 특성치로 쿠션 길이, 쿠션 폭, 쿠션 높이, 쿠션면적이다. 단, 쿠션 형상이 Fig. 2 와 같이 직사각형이 아니기 때문에 Hovercraft 의 특성을 대표하는 길이는 쿠션의 최전 후 끝단 사이의 길이가 아닌, 식(1)과 같이 쿠션 면 적을 쿠션 폭으로 나눈 값이며 이를 유효 쿠션 길 이라고 정의한다. 1 한진중공업 기술연구소

13 Table 2. 저항성분 비교 Fig. 2 Hovercraft 의 주요 제원 A C L E = (1) B C L E B C A C : 유효 쿠션 길이 : 쿠션 폭 : 쿠션 면적 Hovercraft 의 저항 특성은 Fig. 4 와 같이 배수량 형 선박과 다르기 때문에 Hovercraft 의 추진마력 또한 배수량형 선박과는 달라지게 된다. 따라서 Hovercraft 의 저항 성분에 대하여 알아보고자 한다. Hovercraft 의 소요마력은 Table 1 및 Fig. 3 과 같이 부양마력(Lift Power)과 추진마력(Propulsion Power)의 합으로 구성된다. 배수량형 선박 Table 1. 소요마력 비교 소요마력 Hovercraft 소요마력 = 추진마력 = 추진마력 + 부양마력 Fig. 4. Hovercraft 와 배수량형 선박의 저항 곡선 3. Hovercraft 저항 특성 Fig 3. Hovercraft 의 소요 마력 구성 부양마력은 함중량에 따른 부양공기 유량의 함수 로 나타나고, 추진마력은 함속에 따른 저항과 프로 펠러 성능 곡선으로부터 계산할 수 있다. Hovercraft 와 배수량형 선박의 저항성분을 비교 하면 Table 2 와 같다. Hovercraft 의 전체저항은 다음의 5 가지 성분의 합으로 정의된다. (1) 공기 저항 ( D ) A 공기저항은 공기 중을 항주하는 공기부양선의 형 상에 의해 발생하는 저항성분이다. 공기저항은 풍압 면적 및 풍속에 대한 선박의 상대속도의 함수로 정 의된다. D A = C A V V C S DA F W DA ρ AIR 2 ( V S + V W ) A (2) F 2 : 공기저항 계수 : 정면 투영면적 : 함속 : 풍속

14 (2) 조파 저항 ( ) D W 조파저항은 부양상태로 수면 위를 항주할 때, 부 양 압력(Cushion Pressure)에 의해 발생되는 파도 에 의한 에너지 손실을 말한다. 조파저항은 Froude Number 에 따라 저항의 파정 과 파저가 나타나며, primary hump 가 지나면 조파 저항이 감소하는 경향을 보인다. 조파저항은 edge effect parameter 인 α와 β및 쿠션의 종횡비 L E / B C 다. D W 에 따라 다른 경향을 보이는 특성을 갖는 = C W 4 PC W (3) ρ g L SW Edge Effect 를 고려한 조파저항 계수 곡선은 Doctors와 Sharma의 Fig. 5와 같다. E (4) 정수중 스커트 저항 ( ) D S 정수중 스커트 저항은 스커트 마찰저항과 스커트 조파저항의 합으로서 스커트가 수면과 접촉하면서 발생하는 저항성분이다. (5) 파랑중 스커트 부가저항 ( ) D SR 파랑중 스커트 저항은 정수중이 아닌 파랑 조건에 의해 부가되는 저항성분으로 해상상태를 고려한 저 항성분이다. (6) 전체 저항 ( ) D T 전체 저항은 위의 각 저항성분의 합으로써 식(5) 와 같다. D = D + D + D + D + D (5) T A W M Hovercraft 의 전체 저항을 성분별로 분석해 보면 Fig. 6 과 같다. S SR Fig. 6. 성분별 저항 곡선 Fig. 5. 조파저항 계수 곡선 (3) 모멘텀 저항 ( ) D M 모멘텀 저항은 부양송풍기로부터 연속적으로 부양 실(Cushion Chamber)에 공급되는 공기흐름에 의한 저항성분이다. 모멘텀 저항은 부양공기 유량(Cushion Flow)의 함수로 정의된다. D = ρ Q V + V ) (4) M V S V W Q F AIR F ( S W : 함속 (Ship Speed) : 풍속 (Wind Speed) : 부양송풍기 유량 (Fan Flow) Hump 속력은 조파저항이 최대가 되는 곳에서 나 타나는데, Froude Number 부근에서 secondary hump 가, 부근에서 primary hump 가 나타난다. 조파저항은 edge effect parameter 인 α와 β및 쿠 션의 종횡비 L 에 따라 다르게 나타난다. E / B C 일반적으로 공기부양선은 primary hump 속력의 2~3 배 되는 곳에서 순항하도록 설계된다. 성분별로 살펴보면 조파저항은 Hump 구간에서 두드러지고 이후에는 급격히 감소한다. 스커트 저항 은 secondary hump 에서 최대가 되며 속력이 증가 하면서 완만해진다. 공기저항은 함속의 제곱에 비례 하고, 모멘텀 저항 및 파랑중 스커트 부가저항은 함 속에 비례하여 증가한다.

15 4. 스커트 설계와 저항 특성 Hovercraft 의 저항특성은 스커트 설계에 따라 크 게 달라진다. 따라서 스커트 체계를 선정할 때 중요 한 고려 수단 중의 하나가 저항 특성에 대한 검토이 다. 고속상륙용 공기부양선의 Skirt Type 에 관한 연구 에서 Table 3 과 같은 네 가지 종류의 스커트 체계에 대하여 검토하였는데, 각 스커트 체계에 대 한 정수중 및 파랑중 저항을 검토한 결과 Fig. 7 및 Fig. 8 과 같이 저항성능의 상당한 차이를 확인하 였다. Table 3. 스커트 체계 구분 스커트 체계 Bag & Finger Skirt Type 1 - No Compartmentation Bag & Finger Skirt Type 2 - Aft Compartmentation Type 3 Pericell Skirt Type 4 Deep Skirt 을 미치기 때문이다. 이전의 Hovercraft 의 저항 특 성 연구는 현재 개발되고 있는 스커트 형상의 저항 특성을 제대로 반영하지 못한다. 따라서 Hovercraft 의 저항 특성 연구는 스커트 형상 개발과 각 스커트 설계에 대한 꾸준한 모형시험 데이터 축적이 필수적 이다. 따라서 Hovercraft 의 모형시험 중 저항성능 시험에 대해 살펴보고자 한다. 5. Hovercraft 의 저항성능 시험 (1) 저항성능 시험 일반 Hovercraft 의 저항성능 시험은 기하학적 상사와 유체동역학적 상사를 이용하여 실선과 상사체인 모 형을 제작하고, 수조에서 실제 운용조건과 유사한 환경을 인위적으로 형성하여 실험을 통해 모형선의 성능을 계측한다는 점에서 수상선과 동일하다. 그러 나 Hovercraft 는 일반 고속선보다 초고속으로, 그 리고 수면 위에 부양하여 운항하기 때문에 일반 고 속선과도 다른 운용조건을 갖는다. 따라서 이러한 특수한 운용 환경을 고려하여 수행하게 된다. Fig. 7. 속력 대 저항 곡선 (정수중) Fig. 9. Hovercraft 모형시험 Fig. 8. 속력 대 저항 곡선 (파랑중) 이와 같이 스커트 설계에 따라 저항 성능이 달라 지는 이유는 스커트 형상이 스커트 저항에 큰 영향 (2) 모형시험 조건 Hovercraft 는 배수량형 선박과 비교해 종횡비가 크고 고속에서 운항하므로 Hovercraft 의 모형시험 은 고속 수조에서 수행해야 한다. 예인수조에서 계측된 저항값은 수조 바닥 및 벽의 존재에 따른 상당한 영향을 받게 된다. Blockage Effect 를 무시할 수 있으려면 식(6) 및 식(7)을 만 족해야 한다.

16 / > D T L E / > W T L E D T L E : 수조 깊이 : 유효 쿠션길이 (6) (7) W T : 수조 폭 실선은 해수에서 운항하지만 수조의 물은 청수의 밀도에 가깝기 때문에 모형선의 실선 중량에 상당하 는 중량은 식(8)과 같이 수조의 물과 해수의 밀도비 만큼 감소한다. FW = (8) W TEST W DESIGN ρ ρ 밀도 보정에 따른 중량 감소를 감안하여 모형선의 부양송풍기 회전속도는 식(9)와 같이 보정된다. N = N TEST DESIGN SW W W TEST DESIGN (3) 저항성능 시험을 통한 저항 추정 방법 (9) 모형선은 실선에서의 공기역학적인 외부형상을 적 절히 반영하지 못하기 때문에 Air Tare Test 를 먼 저 수행한다. Air Tare Test 는 모형선을 Carrage 에 고정시킨 상태에서 예인하여 수조 시험에서 계측 되는 저항값 중 공기역학적 저항값(Air Tare)만을 따로 계측하는 시험이다. Air Tare Test 에서는 저항 성능 시험 때와 같은 형상 조건을 갖추기 위해서 부 양송풍기를 구동시켜 스커트를 부풀리고, 스커트 바 닥에 판을 부착하여 부양공기에 의한 영향을 없앤다. 모형선을 Carrage 에 고정시킨 상태에서 각 속도별 로 예인하고 Air Tare 를 계측하여 Fig. 9 와 같이 2 차 곡선식을 산출한다. 저항성능 시험에서 모형선의 전체저항은 식(1)과 같이 계측 저항에서 Air Tare 를 빼고, 함속 및 풍 속을 고려하여 계산한 공기저항 및 모멘텀 저항 추 정값을 더하여 구한다. D = ( D AirTare ) + D + D (1) T M TEST D TEST D T M D A M D M M A M M : 모형선 계측 저항 : 모형선 전체 저항 : 모형선 공기 저항 : 모형선 모멘텀 저항 실선의 전체저항은 식(11)과 같이 실선- 모형선 축척비를 고려하여 계산한다. D T D S D T S λ (4) 최적 LCG 도출 시험 = T M 3 λ : 실선 전체 저항 M (11) : 실선-모형선 축척비 Hovercraft 의 저항은 LCG 위치에 따라 변화한 다. Hovercraft 는 일반적으로 LCG 가 선수쪽으로 치우치면 Hump 구간에서의 저항값은 감소하지만 고속에서 Plow-in(쟁기가 땅속으로 쳐박히듯, 공기 부양선이 물속으로 쳐박히는 현상)의 위험이 증가하 고, LCG 가 선미쪽으로 치우치면 Hump 구간에서의 저항값은 증가하는 대신 고속에서 Plow-in 의 위험 도가 낮아진다. 따라서 Hovercraft 의 모형시험에서 는 저항성능이 우수하고 Plow-in 위험이 낮은 최적 LCG 를 찾기 위하여 여러 가지 LCG 위치에서 저항 값을 계측하고 이로부터 최적 LCG 위치를 도출한 다. 6. 결론 Fig. 1. 속력 대 Air Tare 곡선 Hovercraft 의 저항 특성은 배수량형 선박과 비교 해 전혀 다른 특성을 갖는다. 본 연구에서는 Hovercraft 의 저항 성분 분석 및 배수량형 선박과 의 비교를 통해 Hovercraft 의 저항 특성을 살펴보 았고, 스커트 설계가 저항 성능에 미치는 영향에 대 해 알아보았다. 또한 Hovercraft 의 저항성능 시험 에 대한 일반적인 사항과 모형시험 후 저항 추정 과 정을 정리하였다. Hovercraft 의 저항특성 연구는 스커트 선형 개발과 꾸준한 모형시험 데이터 축적이

17 필요한 분야이며, 모형시험을 통한 성능 확인 및 이 를 통한 설계 재반영이 매우 중요하다. 참 고 문 헌 [1] Mantle, P.J., 1975, "Air Cushion Craft Development", NSRDC. [2] Doctors, L.J., Sharma, S.D., 1972, The Wave Resistance of an Air-Cushion Vehicle in Steady and Accelerated Motion, Journal of Ship Research, Vol.16, No.4, pp [3] 이청근, 양종훈, 김상근, 23, 고속 상륙용 공기부양선의 Skirt Type 에 관한 연구, 대한조 선학회 23 년도 추계학술대회논문집, pp [4] Forstell, B.G., Harry, C.W., 1985, "The Use of Model-Test Data for Predicting Full-Scale ACV Resistance".

18 CFD Code 의 점성계산 조건에 대한 사례 정영준 1, 박노준 1 Investigation of calculating condition for viscous flow with CFD Code Young-Jun Jeong 1, No-Joon Park 1 요 약 본 논문은 설계선형 주위 유체의 유동해석을 위해 사용하고 있는 CFD Code 인 WAVIS 프로그램의 Guideline 에 대한 건으로서, WAVIS 의 Viscous 계산 시 Stern Grid Type, Field Grid 분포 개수, Ta/Tf, Iteration No.의 Parameter 변화에 따른 Wake 의 CFD 계산 결과를 Model Test 결과와 비교하여 가장 유사 한 경향을 도출하는 Parameter 들의 계산조건을 결정하고자 하였다. 1. 서 언 선형을 설계함에 있어서 최적의 선미 반류를 가지 는 선미선형을 설계하기 위하여 사용하고 있는 CFD Code 인 WAVIS 프로그램에 대하여 User 에 따라 계산 Parameter 들을 조금씩 다르게 적용함에 따른 계산조건이 달라짐에 따라 조금씩 다른 형상을 가지는 경향이 있다. 이에 따라 선미선형 설계 시 이전 실적선과 비교 하기 위하여 선미 반류를 상호 비교해보면 이러한 본래의 경향성이 서로 틀려 보일 수 있으므로, 동 일 Parameter 적용에 따라 동일한 계산조건을 적용 함으로써 실적선들 간의 상호 비교를 용이하게 하고 자 하였다. 이를 위해 각각의 계산 Parameter 에 대 하여 계산을 수행하여 이를 모형시험 결과와 상호 비교함으로써, 모형시험 결과와 가장 유사한 경향을 나타내는 Parameter 들을 찾고자 한다 2. 대상 선박의 주요제원 ITEM Ship A Ship B Ship C Ship D LBP (m) Breadth (m) Depth (m) Draft (dd/ds) 1./ / / /14.5 Transom End Height (m) Reynolds Number (Model) 1.11* * * *1 7 1 한진중공업 기본설계팀

19 3. Parameter 변화에 따른 계산결과 검토 3.1 Stern Grid Type(CB2, TB3, MB2) Ship Ship A Ship B Stern Grid CB2 TB3 MB2 CB2 TB3 MB2 Field Grid (i*j*k) 127*41*31 137*41*31 127*41*31 129*41*31 139*41*31 129*41*31 Ta, Tf 1.m * 12.m ** 12.m ** 12.m * 14.m ** 14.m ** 계산반복 횟수 계산소요 시간 1hr 3min 2hr - 1hr 4min 2 hr - 계산결과 수렴 수렴 발산 수렴 수렴 발산 Ship Ship C Ship D Stern Grid CB2 TB3 MB2 CB2 TB3 MB2 Field Grid (i*j*k) 143*41*31 153*41*31 129*41*31 143*41*31 153*41*31 143*41*31 Ta, Tf 12.m * 13.2m ** 12.m * 13.m * 15.5m ** 15.5m ** 계산반복 횟수 계산소요 시간 2hr 2min 2hr 2min - 1hr 5min 2 hr - 계산결과 수렴 수렴 발산 수렴 수렴 발산 * : Design Draft ** : Transom End Height x 1.1 Stern Grid Type 중에서 MB2 는 계산이 발산되 었으나, CB2 와 TB3 는 계산이 수렴되었으며, TB3 의 경우 Transom 을 고려하기 위해 Ta/Tf 값을 Transom End Height 에서 1% 증가시켜 계산 하 였다. 계산결과를 모형시험 결과와 비교하면 Fig.1 ~ Fig.8 처럼.3r/R ~ r/r 에서는 CB2 가, r/r ~ /R 에서는 TB3 가 모형시험 결과에 근 접하는 경향을 보였다.

20 TEU Design Condition Model Test CB2 (Ta,Tf=1.m) TB3 (Ta,Tf=12.m) 1 Stern Grid Type 18teu-mt-.3r r r r CB2-.3r r r r TB3-.3r r r r Y Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.1 Stern Grid Type 에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP A) Fig.2 Stern Grid Type 에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP A) 1 435TEU Design Condition Model Test CB2 (Ta, Tf = 12.m) TB3 (Ta, Tf = 13.2m) 1 SternGridType 435teu-mt-.3r r r r CB2-.3r r r r TB3-.3r r r r Y - Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.3 Stern Grid Type 에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP B) Fig.4 Stern Grid Type 에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP B) 49TEU Design Condition Model Test Y 1 CB2 (Ta, Tf = 12.m) TB3 (Ta, Tf = 14.m) Vx/V 1 SternGridType 49teu-mt-.3r r r r CB2-.3r r r r TB3-.3r r r r X Position Angle in Degrees Fig.5 Stern Grid Type 에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP C) Fig.6 Stern Grid Type 에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP C)

21 1 83TEU Design Condition Model Test CB2 (Ta, Tf = 13.m) TB3 (Ta, Tf = 15.5m) 1 SternGridType 83teu-mt-.3r r r r CB2-.3r r r r TB3-.3r r r r Y Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.7 Stern Grid Type 에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP D) Fig.8 Stern Grid Type 에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP D) 3.2 Field Grid 개수 Ship SHIP A SHIP B Stern Grid TB3 TB3 TB3 TB3 Field Grid (i*j*k) 137*41*31 171*41*41 153*41*31 173*41*41 Ta, Tf 12.m 12.m 계산반복 횟수 계산소요 시간 2hr 3hr4min 2hr 4min 3hr 2min 계산결과 수렴 수렴 수렴 수렴 Ship SHIP C SHIP D Stern Grid TB3 TB3 TB3 TB3 Field Grid (i*j*k) 139*41*31 173*41*41 153*41*31 173*41*41 Ta, Tf 14.m 14.m 계산반복 횟수 계산소요 시간 2hr 3hr3min 2hr 1min 3hr 5min 계산결과 수렴 수렴 수렴 수렴 계산결과 Fig.9 ~ Fig.16 처럼 격자수를 증가시키 면.3r/R ~ r/r 에서는 모형시험 결과에 다소 근접하는 경향이 있으며, r/r ~ /R 에서는 격 자수 증가 전과 증가 후를 비교하면 거의 유사한 결 과를 나타내었다. 또한 격자수 증가에 의해 계산시 간은 약 1hr ~ 1hr 3min 정도 더 소요되었다. 격 자수 분포의 영향은 Stream 의 격자수 보다는 Hull 의 격자수가 계산결과에 큰 영향을 끼쳤다. Fig.11 과 Fig.12 처럼 격자수를 최대 허용수로 반영하여 계산해본 결과 계산에는 영향을 거의 끼치지 못하며, 계산 소요시간은 9hr 정도 소요되었다.

22 .3 Y 1-18TEU Design Condition.3 Model Test TB3 (137*41*31) TB3 (171*41*41) Vx/V FieldGridNumber 435teu-mt-.3r r r r TB3-.3r r r r TB3-Grid-.3r r r r TB3-Max-.3r r r r X Position Angle in Degrees Fig.9 Field Grid 개수에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP A) Fig.12 Field Grid 개수에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP B) 1 435TEU(dd) FieldGridNumber Model Test TB3 (153*41*31) TB3 (173*41*41) TB3 (221*49*53) 1 FieldGridNumber 18teu-mt-.3r r r r TB3-.3r r r r TB3Grid1-.3r r r r Y Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.11 Field Grid 개수에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP B) Fig.1 Field Grid 개수에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP A) 1 49TEU Design Condition Model Test TB3 (139*41*31) TB3 (173*41*41) Field Grid Number 49teu-mt-.3r r r r TB3-.3r r r r TB3Grid1-.3r r r r Y Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.13 Field Grid 개수에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP C) Fig.14 Field Grid 개수에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP C)

23 1 8TEU Design Condition F1A2 Model Test TB3 ( 153*41*31) TB3 (173*41*41) 1 8TEU FieldGridNumber f1a2-mt-.3r r r r tb3-.3r r r r tb3-grid-.3r r r r Y - Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.15 Field Grid 개수에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP D) Fig.16 Field Grid 개수에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP D) 3.3 Ta, Tf 변화 Ta, Tf 는 배의 Surface Mesh 를 생성할 때 입력 하는 흘수 값으로, 실제 모형시험 시 Degin Draft 에 서 Wake 를 계측할 때 배가 움직이므로 인해 Wave 및 Sinkage 가 발생하여 실제 Design Draft 보다 더 많이 잠기게 된다. 따라서 이러한 영향을 고려하기 위하여 Ta, Tf 를 변화시켜가며 Wake 를 검토하였 다. Ship SHIP A SHIP B Stern Grid TB3 TB3 TB3 TB3 TB3 TB3 Field Grid (i*j*k) 137*41*31 137*41*31 137*41*31 153*41*31 153*41*31 153*41*31 Ta, Tf 12.m 15.m 16.5m 13.2m 17.m 21.5m 계산반복 횟수 계산소요 시간 1hr 3min 1hr 3min 1hr 3min 2hr 2min 2hr 1min - 계산결과 수렴 수렴 수렴 수렴 수렴 발산 Ship SHIP C SHIP D Stern Grid TB3 TB3 TB3 TB3 TB3 TB3 Field Grid (i*j*k) 139*41*31 139*41*31 139*41*31 153*41*31 153*41*31 153*41*31 Ta, Tf 14.m 2.m 21.6m 15.5m 2.m 24.6m 계산반복 횟수 계산소요 시간 1hr 4min 1hr 4min 1hr 4min 2hr 2hr 1hr 5min - 계산결과 수렴 수렴 수렴 수렴 수렴 수렴 계산결과는 Fig.17 ~ Fig.24 처럼 흘수가 점점 증 가할수록.3r/R ~ r/r 에서는 모형시험결과에 멀어지며, r/r ~ /R 에서는 Angle 별로 9 ~27 에서 낮은 흘수가 모형시험 결과와 유사하며, ~9, 27 ~36 에서는 흘수가 점점 증가 할 수 록 모형시험결과와 유사한 결과를 보였다.

24 Y 1-18TEU Design Condition Model Test CB2(Ta,Tf=1.m) TB3 (Ta,Tf=12.m) TB3 (Ta,Tf=15.m) TB3 (Ta,Tf=16.5m) Vx/V TEU Draft 435teu-mt-.3r r r r CB r r r r TB r r r r TB r r r r X Position Angle in Degrees Fig.17 Draft(Ta/Tf) 변화에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP A) Fig.18 Draft(Ta/Tf) 변화에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP B) Y 1-435TEU Design Condition Model Test CB2 (Ta, Tf = 12.m) TB3 (Ta, Tf = 13.2m) TB3 (Ta, Tf = 17.m) Vx/V Draft 18teu-mt-.3r r r r CB2-1-.3r r r r TB r r r r TB r r r r TB3-16.5(depth)-.3r r r r X Position Angle in Degrees Fig.19 Draft(Ta/Tf) 변화에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP B) Fig.2raft(Ta/Tf) 변화에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP A) Y 1-49TEU Design Condition Model Test CB2(Ta,Tf=12.m) TB3 (Ta,Tf=14.m) TB3 (Ta,Tf=2.m) TB3 (Ta,Tf=21.6m) Vx/V Draft 49teu-mt-.3r r r r CB r r r r TB r r r r TB3-2-.3r r r r TB3-21.6(depth)-.3r r r r X Position Angle in Degrees Fig.21 Draft(Ta/Tf) 변화에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP C) Fig.22 Draft(Ta/Tf) 변화에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP C)

25 Y TEU Design Condition -1 1 X Model Test CB2(Ta,Tf=13.m) TB3 (Ta,Tf=15.5m) TB3 (Ta,Tf=2.m) TB3 (Ta,Tf=24.6m) Vx/V Draft Position Angle in Degrees 8teu(f1a2)-mt-.3r r r r CB r r r r TB r r r r TB3-2-.3r r r r TB3-24.6(depth)-.3r r r r Fig.23 Draft(Ta/Tf) 변화에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP D) Fig.24 Draft(Ta/Tf) 변화에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP D) 3.4 계산횟수 계산횟수를 5 번과 1 번으로 각각 계산을 수행하여 결과를 검토하였다. Fig.25 와 Fig.26 은 계산의 수렴성을 확인하기 위 하여 속도 및 압력 방정식의 오차의 수렴 정도를 보 이고 있으며, 통상적으로 속도장(U,V,W)은 오차가 1.e-5 가 될 때까지 수렴시키고, 압력(P)에 대해서 는 1.e-7 이 될 때까지 반복계산을 수행하도록 설 정하였다. 이에 대한 계산 결과 모두 수렴하지는 않 지만 5 번 정도에서는 어느 정도 수렴하고 있다. Fig.27 과 Fig.28 은 점성 저항의 변화를 알아보기 위해 저항계수 변화과정을 나타내었는데, 약 25 번 의 반복계산으로 인해 점성저항의 값은 수렴한 것으 로 보이며 이후에는 거의 변하지 않았다. Fig.29 ~ Fig.36 은 Wake 계산결과로서 계산반복 횟수를 1 번으로 증가시켜도 계산결과는 거의 변하지 않았다. 따라서, 오차수렴, 점성저항의 변화 및 계산소요 시간을 고려하면 5 번 정도가 타당하다. Ship SHIP A SHIP B Stern Grid TB3 TB3 TB3 TB3 Field Grid (i*j*k) 137*41*31 137*41*31 153*41*31 153*41*31 Ta, Tf 12.m 12.m 13.2m 13.2m 계산횟수 계산소요 시간 2hr 4hr3min 2hr 2min 3hr3min 계산결과 수렴 수렴 수렴 수렴 Ship SHIP C SHIP D Stern Grid TB3 TB3 TB3 TB3 Field Grid (i*j*k) 139*41*31 139*41*31 153*41*31 153*41*31 Ta, Tf 14.m 14.m 15.5m 15.5m 계산횟수 계산소요 시간 2hr 5hr 2hr 4hr 계산결과 수렴 수렴 수렴 수렴

26 Eq(U), Eq(V), Eq(W), Eq(P), Eq(k), Eq(e) Convergence history of equation residuals (184TEU) Eq(U) Eq(V) Eq(W) Eq(P) Eq(k) Eq(e) Eq(U), Eq(V), Eq(W), Eq(P), Eq(k), Eq(e) Convergence history of equation residuals (49TEU) Eq(U) Eq(V) Eq(W) Eq(P) Eq(k) Eq(e) It It Fig.25 Convergence history of equation residuals for SHIP A Fig.26 Convergence history of equation residuals for SHIP C.1.9 Drag convergence history (184TEU).1 Drag convergence history (49TEU) Cd,Cdp,Cdf Cd Cdp Cdf Cd,Cdp,Cdf Cd Cdp Cdf It It Fig.27 Convergence of drag coefficients for SHIP A Fig.28 Convergence of drag coefficients for SHIP C 1 18TEU Design Condition Model Test TB3 (5) TB3 (1) 1 Iteration 18teu-mt-.3r r r r TB3-5-.3r r r r TB3-1-.3r r r r Y Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.29 계산횟수에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP A) Fig.3 계산횟수에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP A)

27 Y 1 435TEU Design Condition Model Test TB3 (5) TB3 (1) Vx/V Iteration 49teu-mt-.3r r r r TB3-5-.3r r r r TB3-1-.3r r r r X Position Angle in Degrees Fig.31 계산횟수에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP B) Fig.32 계산횟수에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP C) 1 49TEU Design Condition Model Test TB3 (5) TB3 (1) 1 Iteration 435teu-mt-.3r r r r TB3-5-.3r r r r TB3-1-.3r r r r Y Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.33 계산횟수에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP C) Fig.34 계산횟수에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP B) 1 8TEU Design Condition Model Test TB3 (5) TB3 (1) 1 Iteration 8teu-mt-.3r r r r TB3-5-.3r r r r TB3-1-.3r r r r Y 9 Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.35 계산횟수에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP D) Fig.36 계산횟수에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP D)

28 4. 선형변화에 따른 CFD 검토 결과 여기서, WAVIS 의 계산결과가 선형의 차이에 따 라 정성적으로 유동 변화를 재현할 수 있는지 검토 하기 위해 대상선형을 선수가 같고 선미 를 변화시 킨 SHIP B 와 SHIP B 를 검토하였다. 모형시험 결 과는 Fig.37 과 Fig.38 처럼 SHIP B 이 SHIP B 보 다 Axial Velocity 가 작게 측정 되었으며, CFD 결 과 또한 Fig.39 ~ Fig.42 처럼 모형시험의 이런 경 향을 정성적으로 반영하고 있다. Ship SHIP B SHIP B Stern Grid CB2 TB3 CB2 TB3 Field Grid (i*j*k) 143*41*31 153*41*31 143*41*31 153*41*31 Ta, Tf 12.m 13.2m 12.m 13.2m 계산반복 횟수 계산소요 시간 2hr 2min 2hr 2min 2hr 3min 2hr 1min 계산결과 수렴 수렴 수렴 수렴 1 435TEU Design Condition N9 Model Test N99 Model Test 1 435TEU Model Test n9-.3r r r r n99-.3r r r r Y Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.37 Model Test 에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP B & B ) Fig.38 Model Test 에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP B & B ) 1 435TEU Design Condition N9 CB2 CFD N99 CB2 CFD 1 435TEU CB2 CFD n9-.3r r r r n99-.3r r r r Y Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.39 CB2 CFD 에따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP B & B ) Fig.4 CB2 CFD 에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP B & B )

29 1 435TEU Design Condition N9 TB3 CFD N99 TB3 CFD 1 435TEU TB3 CFD n9-.3r r r r n99-.3r r r r Y Vx/V X Position Angle in Degrees Fig.41 TB3 CFD 에 따른 Iso-Axial Velocity Contours (SHIP B & B ) Fig.42 TB3 CFD 에 따른 Angle 별 Axial Velocity (SHIP B & B ) 5. 결 론 이상과 같이 각각의 Parameter 에 대해 검토한 결과를 요약 정리하면 다음과 같다 STERN GRID TYPE : MB2 는 계산이 발산하며,.3r/R~r/R 에서는 CB2 가, r/r~/r 에서 는 TB3 가 모형시험 결과와 유사함. Field Grid 개수 : 격자수를 증가시키면.3r/R~ r/r 에서는 모형시험 결과에 다소 근접하는 경향 이 있으며, r/r~/r 에서는 격자수 증가전과 증가 후를 비교하면 거의 유사한 결과를 나타냄. Ta, Tf 변화 : 흘수가 점점 증가할수록.3r/R~ r/r 에서는 모형시험 결과에 멀어지며, r/r ~/R 에서는 Angle 별로 9 ~27 에서는 낮은 흘수가 모형시험 결과와 유사하며, 또한 ~9 와 27 ~36 에서는 흘수가 점점 증가 할 수록 모형 시험 결과와 유사함. 계산횟수 : 오차의 수렴여부와 점성저항의 변화 및 계산소요 시간을 종합적으로 고려할 때 계산횟 수는 5 번 정도가 타당함.

30 쌍축 컨테이너선의 조종성능 특성 연구 유병석 1, 김연규 2, 김선영 2 A Study on The Maneuvering Characteristics of Container Ship with Twin Skeg Byeong-Seok Yu 1, Yeon-Gyu Kim 2 and Sun-Young Kim 2 Abstract Recently, the attention to large container ships whose size is greater than 1, TEU container ship has been increased due to their increasing demand. The large container ship has twin skeg because of the engine capacity and large beam-draft ratio. In this paper, the maneuvering characteristics of a container ship with twin skeg were investigated through 4DOF(four degree of freedom) HPMM(Horizontal Planar Motion Mechanism) test and computer simulation. The mathematical model for maneuvering motion with 4DOF of twin skeg system was established to include effects of roll motion on the maneuvering motion. And to obtain rollcoupling hydrodynamic coefficients of a container ship, 4DOF HPMM system of KRISO which has a roll moment measurement system was used. HPMM tests were carried out for 12,TEU class container ships with twin skeg at scantling load condition. Using the hydrodynamic coefficients obtained, simulations were made to predict the maneuvering motion. Rudder forces of twin-rudders were measured at the angles of drift and rudder. The neutral rudder angles with drift angles of ship was quite different with those of single skeg ship. So other treatment of flow straighten coefficient was used, the simulation results was compared with general simulation result. The treatment of experimental result at static drift and rudder test was very important to predict the maneuverability of a container ship with twin skeg. 1. 서 론 해상 물류 이동 시스템의 컨테이너화가 가속화 되면서 유통 경비를 줄이기 위해서 컨테이너선은 대형화 및 고속화되어가고 있다. 특히 컨테이너선 의 대형화는 1, TEU 를 넘어서서 15, TEU 컨테이너선의 건조에 대한 많은 연구가 수 행될 정도로 가속화되고 있다(고창두, 22). 초대형 컨테이너선이 출현되면서 쌍축을 적용 하는 선박에 대한 연구가 수행되고 있으며(이영연, 24), 이것은 초대형 컨테이너선이 광폭천흘수 선형이면서, LCB 가 선미쪽에 위치하고 안정성을 요구하며, 가장 중요한 이유인 엔진크기의 제약 조건에 따른 것이다(이춘주, 22). 쌍축 선형에 대한 조종성능을 추정하는 기법에 1 한진중공업 기술연구소 2 한국해양연구원 해양시스템안전연구소

31 대한 연구는 다수 수행되어 왔으며(김연규, 1998, 이승건, 1988, 1996), 본 연구에서는 기존의 쌍축 선형에 대한 조종운동 방정식을 정리하고, 컨테이 너 선형에 대하여 횡동요를 고려한 4 자유도 운동 방정식을 사용하였다. 조종성능 추정은 HPMM (Horizontal Planar Motion Mechanism) 시험에 의하여 구해진 조종유체력 계수를 이용해서 표준 조종운동을 시뮬레이션하여 수행하였다. 대상 선 형은 12, TEU 컨테이너선이었다. 2. 쌍축 컨테이너선의 조종운동 방정식 선체고정 좌표에서 선박의 Midship 에 원점을 가진 Surge-Sway-Roll-Yaw 4 자유도 조종운동 방정식은 다음과 같다. 와 S 는 각각 좌현타와 우현타를 의미한다. : 타의 압력 중심의 x좌표, z 좌표 좌현타 및 우현타에 대한 타 직압력은 다음과 같은 식으로 나타낼 수 있다. 식 (1)에서 아래첨자 H, P, R 은 각각, 선체, 프 로펠러, 타에 의한 유체력을 나타내고, 위첨자 는 시간에 대한 미분을 나타내며, 아래첨자 G 는 선박의 무게중심을 의미한다. Fig. 1 에 운동 방정 식의 좌표계가 나타나 있다. 식 (1)에서 선체 및 프로펠러에 대한 운동 방정 식은 일반 단축 선형과 같이 사용하고 자세한 내 용은 참고문헌(김선영, 22, 김선영, 23)을 참 고하기 바란다. 쌍축에서 생기는 기하학적 특성을 이용하여 좌 현타와 우현타의 선체와 타간의 간섭계수들에 다 음과 같은 관계를 정의할 수 있으며, 실험에서도 우현타에 대해서 구해진 간섭계수를 이용해서 좌 현타에 대한 간섭계수를 정의할 수 있다(김연규, 1998). Fig. 1 Coordinates System 3. HPMM 시험 및 해석 결과 쌍축 선형에 대한 타에 의한 유체력은 다음과 같이 좌현타 및 우현타에 대해서 간략하게 나타낼 수 있으며(김연규, 1998), 다음 식에서 위첨자 P 모형시험 대상 선형인 12, TEU 컨테이너선 의 선체, 프로펠러 및 타에 대한 제원은 Table 1 에 자세히 나타나 있고, 시험에 있어서의 모형선

32 의 축척비 λ 는 51. 이었으며, 흘수는 Scantling 상태에서 수행하였다. Table 1 Principal dimensions of 12, TEU Container Ship Fig. 3 Photographs of model ship and HPMM test HPMM 시험은 KRISO 가 보유하고 있는 예인 수조에서 수행되었으며(김은찬, 1987), 시험은 모 형선이 HPMM 장비에 취부된 상태에서 프로펠러 와 타를 구동시켜 가면서 수행되었다(김선영, 1988). 힝동요를 포함한 4 자유도에 대한 HPMM 시험을 수행하기 위해서 KRISO 에서 제작한 4 자 유도 HPMM 장치를 이용해서 시험을 수행하였으 며, 횡동요 모멘트는 2 개의 Z 게이지들을 이용해 서 계측하였다(Kim, 23). Fig. 2 에 게이지 시스 템에 대한 그림이 실려 있다. 모형시험은 Scantling 상태에서 실선 속도 24. Knots( V m =1.73 m/sec)에서 실선자항점에 해당하 는 프로펠러 회전수(11.22 rps)에서 프로펠러와 타를 구동시켜서 모형선에 작용하는 힘과 모멘트, 타에 작용하는 힘을 계측하였다. Fig. 3 에 모형선 사진이 실려 있다. 12, TEU 컨테이너선에 대해서 정적 시험과 동적 시험을 포함한 HPMM 시험을 수행하였으며, 선체 및 타에 작용하는 힘과 모멘트는 다음과 같 이 무차원화하였다. Fig. 4 에는 Static Rudder 시험에서 계측된 횡 동요 모멘트와 횡방향 힘에 대해서 그려진 그림이 실려 있고, Fig. 5 에는 Static Drift 시험에서 각 편류각에 대해서 계측된 횡동요 모멘트와 횡방향 힘에 대한 그림이 실려 있다. Table 2 에는 HPMM 시험에 의해서 구해진 중요 계수들과 안 정성 지수가 실려 있다. 단 안정성 지수는 타를 포함한 선형 계수를 이용해서 구해진 값이다..1 8E-5 6E-5 4E-5 Uc=1.729m/s(Js=1.2) Uc=1.153m/s(Js=8) Uc=64m/s(Js=1) fitting 2E-5 K' -2E-5-4E-5-6E-5-8E Y' Fig. 2 4DOF HPMM gage system Fig. 4 Measured roll moments and side forces for static ruder test

33 Uc=1.729m/s(Js=1.2) Uc=1.153m/s(Js=8) Uc=64m/s(Js=1) 1 δ R - δ : Measured (Stbd) (δ R - δ )*(u R /U) fitting δ R - δ : Measured (Port) (δ R - δ )*(u R /U) fitting.1 5 5E-5 K' δ -5E Y' Fig. 5 Measured roll moments and side forces for static drift test Fig. 6 에는 정류 계수를 구하기 위해서 수행된 Static Drift and Rudder 시험에서 계측된 편류각 에 따른 중립타각을 좌현타와 우현타에 대해서 각 각 도시한 것이다. 우현타에 대한 결과를 보면 β 에 대해서는 일정한 기울기를 갖고 변화하는 것을 볼 수 있는 반면에 + β 에 대해서는 15 o 보다 큰 영역에서 중립타각이 줄어들기 시작하는 현상 을 볼 수 있다. 조금 더 큰 편류각에 대해서 시험 을 수행하여 이러한 경향을 확인하기에는 설계 속 도에서의 선수요 모멘트가 너무 크게 작용하였다. 그래서 우선 일반 단축선과 같은 방법으로 다음의 표와 같이 정류계수를 구하였다 Table 2 Hydrodynamic coefficients and stability indices β Fig. 6 Variation of neutral rudder angles with drift angles at static drift and rudder test Table 3 Flow straightening coefficient for STD Rudder (Type1) 앞에서 언급한 현상을 검토하기 위해서 작은 속 도(1.15 m/sec)에서 편류각을 키워가면서 시험을 수행하였다. Fig. 7 에는 우현타에 대해서 편류각 이 +4 o 까지 실험한 결과가 실려 있다. 시험 속 도가 Fig. 6 의 중립타각이 줄어드는 기울기보다는 작지만 큰 편류각에 대한 중립타각의 변화 경향을 얻을 수 있었으며, 이러한 경향을 이용하여 각 구 간에 대해서 정류계수를 다음의 표와 같이 구하였 다 δ R - δ : Measured (Stbd) (δ R - δ )*(u R /U) fitting 5 δ β Fig. 7 Variation of neutral rudder angles with large drift angles

34 Table 4 Flow straightening coefficient for starboard rudder (Type 2) 4. 시뮬레이션 및 검토 결과 앞 절에서 구해진 조종 유체력 계수를 이용해서 횡동요를 포함한 표준 조종 시운전을 시뮬레이션 하였다. 단 을 일반 단축 선형과 같이 구해서 시 뮬레이션한 경우(Type 1)와 쌍축 선형에서 나타 나는 현상을 고려해서 여러 구간으로 나누어 을 구하여 시뮬레이션한 경우(Type 2)를 비교하여 보았다 x Yaw Rate (deg/sec) γ R (Type 1) γ R (Type 2) y γ R (Type 1) γ R (Type 2) time (sec) Fig o Port Rudder Turn. Heading Angles(deg.) Yaw Rate (deg/sec) time(sec) γ R (Type 1) γ R (Type 2) γ R (Type 1) γ R (Type 2) time(sec) Fig. 9 1 o /1 o ZigZag Test Fig. 8 에는 타를 35 o 좌현으로 구동시켜서 선 회하는 것을 시뮬레이션한 그림이 실려 있고, Fig. 9에는 1 o /1 o ZigZag 시험을 시뮬레이션한 그림 이 실려 있다. Table 5 에는 표준 조종 시운전을 시뮬레이션한 결과를 정리하였다. 시뮬레이션 결 과를 보면 쌍축 선형의 특성을 고려한 Type 2 의 결과가 일반 단축선과 같이 해석한 Type 1 보다 조종성능이 나쁘게 추정되고 있으며, 따라서 쌍축 선형의 조종성능을 추정할 경우 이러한 현상을 고 려할 것인지 주의를 요한다. 정류계수에서 생기는 이러한 현상에 대한 유체 의 흐름에 관한 규명이 필요하며, 특히 중립타각 을 구할 경우 실선보다 중립타각이 크게 나오는 것이 일반적이며, 이러한 경향을 고려해서 실선에 대한 조종성능을 추정하는 것에 대한 검토도 수행 되어야 한다. 그리고 큰 편류각에서 중립타각이 역전되는 현상은 일반적으로 잘 이해되지 않는 현 상으로 이에 대한 검토도 요망된다.

35 Table 5 Simulation results 5. 결 언 본 논문에서는 쌍축 컨테이너선의 조종성능 특 성에 대한 연구를 수행하였으며, 대상 선형으로는 12, TEU 컨테이너선을 선택하였다. 조종성능 추정은 4 자유도 HPMM 시험에 의해서 수행되었 으며, 연구 결과로부터 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다. - 쌍축 선형에 대한 4 자유도 조종운동 방정식 을 정리하여 우현타에 대한 실험 결과를 이용해서 좌현타에 대한 조종성 계수들을 구하였다. - 정류계수의 경우 단축 선형과 매우 다른 경 향을 보여주고 있다. - 정류계수를 일반 단축 선형과 같은 방법으로 해석하는 경우와 쌍축 선형의 특성을 고려해서 해 석하는 경우 매우 다른 시뮬레이션 결과를 주고 있으며, 이에 대한 검토가 필요하다. 본 논문의 결과로부터 쌍축 컨테이너선의 조종 성능을 추정하기 위한 조종운동 방정식을 정리하 였으며, 정류계수에 대한 추가적인 연구가 필요하 다는 것을 알 수 있었다. 이를 위해서 추후에 HPMM 시험 및 유장 계측 시험이 수행될 계획이 다. 후 기 붕근, "15, TEU 급 초대형 컨테이너선의 최 적화 초기설계", 대한조선학회 22 년도 추계 학술대회 논문집, pp 98-11, [2] 김선영, "조종성능 추정기법 개발", 한국기 계연구소 보고서 No. UCE D, [3] 김선영, 김연규, 이석원, 박광동, "대형 컨테 이너선의 조종성능 추정을 위한 4 자유도 HPMM 시험 기법", 대한조선학회 22 년도 추계 학술 대회 논문집, pp , [4] 김선영 외, "차세대 선박의 조종성/안전성 평 가기술 개발 (I)", 과학기술부 과제, 한국해양 연구원 보고서 UCN , 23. [5] 김연규, 김선영, 공인영, 조용만, 김인표, 이 요섭, "PMM 시험에 의한 2 축 2 타선의 조종성능 추정", 대한조선학회 1998 년도 추계 학술대회 논문집, pp 195, [6] 김은찬, 양승일., "저항, 자항시험 해석 프로 그램 개발", 한국기계연구소 소보 Vol.17, [7] 이승건, "2 축 2 타선의 조종수학 모델에 관한 연구", 동경대학 박사학위 논문, [8] 이승건, 김윤수, 이승재, "2 축 2 타선의 조종 성능 추정에 관한 연구", 대한조선학회 논문집, 제 33 권 4 호, pp 6-65, [9] 이영연, 반석호, 이춘주, 박재상, 김용수, 박 노준, "Twin-Skeg 초대형 컨테이너선의 선미 스 케그 변화에 따른 저항 및 추진성능 고찰", 대 한조선학회 24 년도 춘계 학술대회 논문집, pp , [1] 이춘주, 이영연, "Twin-Skeg 선형변환 방법 개발", 대한조선학회 22 년도 추계 학술대회 논문집, pp 17-11, [11] S.Y. Kim, Y.G. Kim, N.S. Son, S.W. Lee, K.D. Park, "Maneuvering Characteristics of a Large Container Ship", International Conference on Marine Simulation and Ship Maneuverability (MARSIM) '3, pp RC-8-1~11, 본 논문의 내용은 과학기술부에서 지원하고 KRISO 와 대우조선해양 및 한진중공업이 공동으 로 수행한 차세대 선박의 조종성/안정성 평가기 술 개발 과제의 연구결과의 일부이다. 참 고 문 헌 [1] 고창두, 조용진, 신우행, 김하준, 권성칠, 박

36 HYDRODYNAMIC PERFORMANCE ANALYSIS FOR THE TWIN-SKEG CONTAINER SHIPS No-Joon Par 1 k, Suak-Ho Van 2, Il-Ryong Park 2, Jin Kim 2, Young-Bok Choi 3 Abstract A numerical analysis of viscous flow around twin skeg container hull forms was conducted using a hydrodynamic analysis system, WAVIS developed at KRISO, according to the variations of three design parameters: vertical skeg angle, longitudinal skeg angle and distance between skegs. Eight twin skeg hull forms were derived by associating three design parameters with each other: four vertical skeg angles (,1,15,2 ), three longitudinal skeg angles (,1,1.5 ) and three distances between skegs (16m, 2m, 24m). It is found that the increase of the skeg vertical angle improves the resistance performance of twin skeg ship when the distance between skegs decreases. In nominal wake fraction point of view the increases of the skeg vertical angle and the skeg distance work advantageously. For the longitudinal skeg angle its increase improves both of the resistance and propulsion performances of twin skeg ship. The experimental results show the same conclusions of the present numerical study. 1. INTRODUCTION A systemic study on the twin skeg hull form combining high loading capacity, superior resistance and propulsion performance has been carried out by KRISO and several participant Korean ship building companies. Through the aforementioned study, a way of the twin skeg hull definition and design and design modification tool for generating the twin skeg hull have been developed. Both of the experimental and numerical analysis approaches were employed to investigate the hydrodynamic performance of a preliminarily designed twin skeg hull form. For advancing a good hull form design of the twin skeg ship it is important to know the resistance and propulsion characteristics corresponding to the variation of the skeg stern shape. However, compared with mono-hull ships, there are very few hydrodynamic analysis data of the twin skeg ship which may have superior hydrodynamic performance to mono-hull ship. Some related references are as follows; Lee et al. (22), Lee et al. (23), Lee et al. (23), Van and Park (23), Van et al. (23). The important design parameters, which mainly influence on the hydrodynamic performance, in the shape variation of the twin skeg stern are as follows; 1) Distance between skegs, 2) The longitudinal slope between skegs, 3) Vertical skeg angle, 4) Longitudinal skeg angle, 5) Skeg form, 6) Propeller rotation 1 Hanjin Hevy Industries & Construction Co.,Ltd. 2 Korea Research Institute of Ships and Ocean Engineering 3 Daewoo Shipbuilding & Marine Engineering Co.,Ltd

37 direction. In the present work the numerical analysis of viscous flows around the twin skeg container hull forms was conducted according to the variations of the vertical skeg angle, the longitudinal skeg angle and the distance between skegs, where their hull bow shapes are same. However, the above shape variations of the skeg stern are naturally accompanied by the deformation of the skeg shape itself. Numerical results for the eight twin skeg hull forms derived by associating four values of the vertical skeg angles, three values of the longitudinal skeg angles and the distances between skegs are compared with each other and with the experimental results. The hull form variations were conducted using a hull form design program developed by KRISO, HCAD. Three dimensional multi-block grid and viscous flow solutions were obtained from a grid generator and RANS (Reynolds Averaged Navier-Stokes) solver in WAVIS, KRISO hydrodynamic analysis system, which is connected with HCAD. In the numerical results viscous drag coefficients, pressure distributions and nominal wake distributions and their fractions computed in model scale for the eight twin skeg hull forms are compared. The present CFD resutls are validated by the KRISO towing tank measured results. Through the present systemic comparison analysis it is intended to find the special geometrical characteristics of the twin skeg stern shape that has a good resistance performance and nominal wake distribution at the propeller plane. 2. NUMERICAL METHODS It is desirable to use multi-block grid system when viscous flow around a hull with the complicated twin skeg stern shape is to be solved. KRISO has developed a viscous solver based on multi-block grid system for previous hydrodynamic analysis system, WAVIS. The theoretical background of this multi-block grid based RANS solver is not so different from the previous one but contains more complex computation algorithm for the exchange of the solutions of the governing equations computed on the interfaces of the grid blocks. The details of numerical method can be briefly mentioned as follows. The governing equations for turbulent flow in the present study are RANS equations for momentum transport and the continuity equation for mass conservation. For turbulence closure the realizable k-ε model (Shih et al. [6]) is employed. It is advisory to use a near-wall turbulence model to resolve boundary layer up to the wall; however, the number of grid should be almost doubled. For the present study the so-called Launder and Spalding s wall function is utilized to bridge fully turbulent region and wall. The first grid point in the wall function approach is approximately 1 times off the wall compared to that in the near wall turbulence model. It provides the economy and robustness to a viscous flow calculation method as a design tool. WAVIS utilizes a cell-centered finitevolume method to discretize governing equations. Convection terms are discretized using QUICK scheme of the third order. Central difference scheme is utilized for diffusion terms. Linear equations are solved using strongly implicit procedure. If the pressure field is known a prior, momentum equations will give correct velocity field. However, those velocity components will not satisfy the continuity equation. To ensure divergence-free velocity field, the SIMPLEC method is employed. The description of turbulence model and numerical method is given in Kim et al.[7]. 3. NUMERICAL RESULTS The main design parameters of eight container hull forms with twin skeg (S1, S2, S3, S4, S5, S6, S7, S8) are as follows; L/B=6.975, B/T=4.17, lcb=-3%. The bow shape has an extreme V-type knuckle within the range not

38 to be affected seriously from slamming phenomenon. The design speed of these twin skeg ships is 26konts and the corresponding Reynolds number in towing tank model scale is Fig. 1 shows the definition of the skeg angles and the distance between skegs. The details of the vertical skeg angle, longitudinal skeg angle and the distance between skegs for each hull form can be seen in Table 1. C f, C p & C T ( 1 3 ) C T Skeg Vertical Angle (dgree) Fig. 2 Viscous drag coefficients versus skeg vertical angle C f C p (a) o Fig. 1 Definition of vertical skeg angle, longitudinal skeg angle and distance between skegs (B) 1 o Table 1 Skeg angles and distances between skegs for eight twin skeg hull forms Hull Vertical skeg angle Longitudinal skg angle Skeg distance S1 o o 2m S2 1 o o 16m S3 1 o o 2m S4 1 o o 24m S5 15 o o 2m S6 2 o o 2m S7 1 o 1 o 2m S8 1 o 1.5 o 2m (c) 15 o (d) 2 o Fig. 3 Comparison of pressure distribution (vertical angle= o, 1 o, 15 o & 2 o )

39 For the strict comparison of the numerical results with each hull form the grid distribution and the number of grid points, 348,136 were fixed allowing a small deviation in the grid distribution around the stern region. In the present numerical results viscous drag coefficients and nominal wake distribution at the propeller plane are mainly compared and it is explained how the changes of the skeg vertical and longitudinal angles and the distance between skegs influence on the hydrodynamic properties by close investigation of flows around the stern. Simultaneously, the qualitative forecasting ability of the present numerical approach was validated by comparing with the measured nominal wake data in KRISO towing tank. Fig. 2 shows the influence of the skeg vertical angle change on the viscous drag, where the distance between skegs is fixed with 2m (S1, S3, S5, S6). The friction drag component shows a nearly constant tendency and the total drag coefficient increases as the vertical skeg angle increases. In Fig. 3 it can be explained why this result comes out. Fig. 3 shows the comparison of the pressure distributions around the skeg and inside the skeg tunnel. As the skeg vertical angle increases, the occupied area by the value of -.15 among pressure contours inside the region between skegs decreases and also the pressure disturbance more or less abates. When the skeg vertical angle goes small, the skeg body shape becomes thicker and has some large curvature. This shape distinction and the closed tunnel effect between skegs make the inside flow and the local flow on the skeg surface faster. This flow feature results in the increase of the viscous drag, namely, the resistance performance becomes higher when the vertical skeg angle becomes larger. In Fig. 4, it can bee seen that the comparison of the computed viscous drag coefficients versus the distances between skegs, 16, 2, and 24m, where the vertical skeg angle is 1 (S2, S3, S4). From the intuitive point of view it seemed that the internal flow between skegs might be improved when the skeg distance becomes larger so the viscous drag could be down. C f, C p & C T ( 1 3 ) C T C f C p Skeg Distance (m) Fig. 4 Viscous drag coefficients versus skeg distance However, in Fig. 5, the whole pressure distributions do not appear much different instead the area of the value of -.15 becomes larger and the region of the value of -.2 comes into being and the magnitude of viscous drag increases a little according to the increase of the skeg distance. Viewed in this figure, if the skeg vertical angle is determined, the distance between skegs should be narrow appropriately to improve the resistance performance. Though the present computed viscous drag does not contain wave resistance component, it gives the same conclusion for this test condition with the KRISO experimental result (Lee et al. 23). It seems that the more detail investigation of the skeg distance effect corresponding to ship speed should be carried

40 out in the near future. Fig. 6 shows the comparison of the nominal wake fractions of the four twin skeg hull forms (S1, S3, S5, S6) with the skeg distance of 2m according to the variation of the skeg vertical angle. The present numerical result shows a good agreement with the experimental data. As the skeg vertical angle increases, the value of nominal wake fraction shows a decrease tendency. However, it is thought that the maximum variation limit over which the nominal wake fraction does not decrease would exist, because the accompanied skeg body shape variation for those cases would affect disadvantageously. Nominal Wake Fraction WAVIS Cal. ( o,1 o,15 o,2 o ) KRISO Exp. ( o,1 o,15 o ) Skeg Vertical Angle (degree) Fig. 6 Nominal wake fraction versus skeg vertical angle (a) 16m (b) 2m No experimental (c) 24m Fig. 5 Comparison of pressure distribution (skeg distance: 16m, 2m & 24m) Fig. 7 Comparison of wake distribution (vertical angle: o, 1 o, 15 o & 2 o ; left: calculation, right: experiment)

41 Fig. 7 compares the computed wake distributions at the propeller plane according to the skeg vertical angles with the experimental results. For the present computation conditions do not consider trim and sinkage change, some deviations can be seen. But, except that the compute value of occupies wider region than those of the experiment, both results show a good agreement. As the skeg vertical angle increases, the wake distribution inside region between skegs becomes thinner and that outside region of the skeg tunnel becomes a little thicker. In the wake distribution for the hull form with the skeg vertical angle of 2 there are low axial velocities around the propeller hub. Fig. 8 compares the computed wake distributions at the propeller plane of the hull forms with the skeg vertical angle of 1 with the experimental results according to the distances between skegs (S2, S3, S4). The present results show also a good agreement with the measured data. As the distance between skegs increases, it can be seen that the nominal wake fraction is reducing. distance between skegs of 16m and 24m, where the nominal wake fraction for each hull form is the lowest and the highest, respectively. In both of the numerical and the experimental results, the wake distributions outside the skeg tunnel for the distance of 16m are thick and low axial velocity regions exit under the propeller hub location. Fig. 9 Comparison of wake distribution (skeg distance: 16, 24m; left: calculation, right: experiment) Fig. 8 Nominal wake fraction versus distance between skegs Fig. 9 shows the comparison of the wake distributions for the hull forms with the It can be explained why this flow feature occurs by examining the skeg body shape and the flow pattern around it in Fig. 1 and Fig. 11. Because the skeg vertical angles are same, the internal flows between skegs for the two hull forms show nearly same pattern and Fig. 9 shows this results. However, the effect of the skeg body shape more strongly disturbs the flow outside the skeg tunnel and the phenomenon that the streamlines flow from the skeg outside to the skeg tunnel is more

42 considerable for the hull form with the skeg distance of 16m. Otherwise, for the hull form with the skeg distance of 2m, the streamlines are uniform and its wake distribution shows a good pattern. Finally, Table 2 and 3 show the effect of the longitudinal skeg angle on viscous drag coefficient and nominal wake fraction of the twin skeg hull forms S3, S7, S8. The increase of the longitudinal skeg angle improves slightly the resistance performance of the twin skeg hull. In Talbe 3 as the same results, it can be seen also that the nominal wake property goes better as the longitudinal skeg angle increases. Table 2 Comparison of drag coefficients S3 S7 S8 C p ( 1 3 ) C f ( 1 3 ) C T ( 1 3 ) Table 3 Comparison of nominal wake fraction S3 S7 S8 Nominal Wake Fraction CONCLUSIONS Fig. 1 Comparison of skeg body shape Fig. 11 Comparison of limiting streamlines distribution A numerical study on the hydrodynamic performance of twin skeg container ships according to the variations of the skeg vertical angle, the longitudinal skeg angle and the distance between skegs was carried out by systemically investigating turbulent flows around the eight designed twin skeg hull forms. The present CFD results show a good agreement with the KRISO experimental results. The increase of the skeg vertical angle improves the resistance performance of twin skeg ship when the distance between skegs decreases. Otherwise, the increases of the skeg vertical angle and the skeg distance work advantageously in nominal wake fraction point of view. For the longitudinal skeg angle its increase slightly improves both of the resistance and propulsion performances of twin skeg ship. It is certain that the present study offers the useful hydrodynamic information on the twin skeg ship in the preliminary design stage.

43 ACKNOWLEDGEMENT This study has been performed as a part of National Project, Hull form design and powering performance optimization (PN58) supported by Ministry of Science and Technology of Korea. modern tanker hull forms, International Journal for Numerical Methods in Fluids, 38, 4, pp REFERENCES [1] Lee, C.J., Lee, Y.Y., Van, S.H., Park, I.R., Hwang. Y.S., Park, J.S., Kim, S.P., and Park, N.J. 22, Development of Twin skeg Hull Forms for Mega Containership and Powering Performances Evaluation, Proceedings of the Annual Autumn Meeting, SNAK, pp [2] Lee, Y.Y., Lee, C.J., Van, S.H., Hwang. Y.S., Park, J.S., Kim, S.P., and Park, N.J. 23, A Development of Basic Hull Forms and a Survey on the Performance for Twin skeg Mega Containership, Proceedings of the Annual Spring Meeting, SNAK, pp [3] Lee, Y.Y., Lee, C.J., Van, S.H., Park, J.S., Kim, Y.S., and Park, N.J. 23, Investigation of Powering Performance with Parametric Variation of Distance and Vertical Angle of Twin skegs, Proceedings of the Annual Autumn Meeting, SNAK, pp [4] Van, S.H., and Park, I.R. 23, Comparison of Hydrodynamic Characteristics of Twin skeg ships corresponding to the Hull Variation, Proceedings of the Annual Spring Meeting, SNAK, pp [5] Van, S.H., and Park, I.R., Kim J., and Lee, C.J. 23, Hydrodynamic Performance Analysis for the Twin skeg Ship with the Variation of Stern Hull Shape, Proceedings of the Annual Autumn Meeting, SNAK, pp [6] Shih, T.-H., Liou, W.W., Shabir, A., and Zhu, J. 1995, A New k-ε Eddy Viscosity Model for High Reynolds Number Turbulent Flows-Model Development and Validation, Computers & Fluids, 2, 3, pp [7] Kim, W.J., Kim, D.H., Van, S.H., 22, Computational study on turbulent flows around

44 강판의 선상가열시 변형량 예측 모델의 개발 임동용 1 Development of Deformation Predicting Model for Line Heating of Steel Plates Dong-yong. Lim 1 Abstract This paper is concerns with the development of the formulae to predict deformation of curved plate due to line heating. For this purpose thermal elasto-plastic analysis has been carried out for both flat and curved plate models with varying parameters which affect the result of line heating. based on the results of numerical analysis, the formulae for predicting angular deformation has been derived through the regression analysis, which. It has been seen that the present model well agrees with the numerical analysis results and can reflect the curvature effect of plate to be heated. This paper ends with some comments on this formula. 1.서론 선박제조공정의 가장 기반이며 고도의 기술을 요 하는 강판의 곡가공은 선박의 외판뿐 아니라 교량, 해양구조물, 플랜트등의 대형구조물의 제작에 필수 적인 기술이다. 선상가열법을 이용한 강판의 곡가 공시 열변형으로 인한 변형량을 예측하는 모델들이 다수 개발되어 있으나 대부분이 평판에 대한 실험 또는 수치해석의 결과를 토대로 유도된 것들이다. 실제 가공공정에서는 어느정도 곡면이 형성된 상태 에서 가열하여 곡면을 형성하므로 이 경우 평판에 대해 유도된 예측 모델 보다는 가열선 방향으로 곡 률의 영향을 고려할 수 있는 예측모델을 사용해야 하는 것이 더 합리적일 것이다. 본 논문의 목적은 가열선의 곡률의 영향을 고려 할 수 있는 선상가열의 예측모델을 개발하는 것이 다. 이를 위하여 곡률이 다른 여러 모델에 대해 열 탄소성 해석을 수행 하였다. 열탄소성 해석에는 범 용 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS 를 이용하였 다. 이의 해석 결과를 토대로 회귀분석을 하여 선 상가열로 인한 변형량을 보다 합리적으로 추정할 수 있는 모델을 개발 하였다. 또한 간이예측법의 타당성을 검증하기 위하여 수치해석 결과를 정량적 으로 비교하였고, 이로부터 간이 예측모델은 수치 해석 결과와 비교하여 좋은 추정 결과를 준다는사 실을 알 수 있었다. 2. 열탄소성해석의 개요 선상가열에 의한 온도분포와 잔류변형의 계산 을 위해서는 열탄소성문제를 풀어야 한다. 과거의 많은 연구에서는 이의 열탄소성문제를 유한요소법 등의 수치해석법을 이용하여 다루어 왔으나, 선상 가열이 가지는 재료 및 기하학적 비선형성, 온도에 대한 의존성 등 복잡한 물리적 성질과 사용된 가스 1 한진중공업 기술연구소

45 의 유량, 가열속도, 가열순서, 구속조건 등 잔류변 형의 결과에 영향을 주는 많은 인자들이 있어서, 이들의 효과를 반영하여 해석하는데는 방대한 계산 시간이 필요하다. 열하중은 분포열속(distributed heat flux)으로 주었고, 열전달문제는 등속으로 이 동하는 열원이 통과하는 과정의 온도분포를 각 Time Step 에서 계산한다. 이 결과를 열하중으로 입력하여 열탄소성해석을 수행함으로써 선상가열에 의한 변형량을 계산하였다. Fig.1 에서 보인 바와 같이 열전도율(thermal conductivity), 비열(specifi heat) 등 열전달해석과 관련된 물성치들은 온도 의존성을 갖도록 하였고, 밀도(density)는 (kg/mm3)의 상수로 가 정하였다. 탄성계수(Young's modulus), 항복응력 (yield stress), 열팽창계수 등 열탄소성해석과 관련 된 재료적 특성치 역시 Fig.2 와같이 비선형적인 온 도 의존성을 반영하였고, Poisson 의 비는 상수로 가정하였다. Fig.3 은 좌표축의 정의를 보여주는데, 대칭성을 고려하여 전체판의 1/2 만을 해석 대상으 로 선택 하였다. 냉각은 공냉으로 하였다. Fig.3 Definition of coordinate 3. 열탄소성해석 결과 3.1 해석 모델 수치해석 대상을 Fig.4 에 보인바와 같이 3 차 원 고체요소(three- dimensional solid element)로 모델링 하였다. 유한요소 모델에서 mesh 수를 같 게 하고, 입열량(Q)에 대한 heating area 의 크기를 같게 함으로써 표면열속(surface heat flux)의 크기 를 같게 하였다. Fig.4 Overall model (mesh) Fig.1 Temperature-dependent k, c, ρ of mild steel 이 때 이용된 표면열속(surface heat flux) p 의 크기는 아래의 식에 의해 계산한다. 여기서, p = Q eff A (1) p : Surface heat flux (cal/mm 2 sec) Q eff : Effective thermal Power (cal/sec) A : Unit heat input area (mm) Fig.2 Temperature-dependent E, δy, α of mild steel Table.1 에 해석 대상 모델들을 정의하였는데, 대 상 모델은 가로 세로 = 6X6 mm 인 연강판이 다. 차원은 Fig.3 에서 보인 바와 같으며, 선상가열 조건은 Table.1 에 열거된 바와 같으며 모델의 크 기는 모두 6X6(mm)이다.

46 Table.1 Analysis model MONEL 곡률 두께 속도 NAME 반경 ( mm ) ( mm/min ) A A A B B B C (a) in x-direction C C D D D3 3.2 열전달 해석 18 4 여기에서는 평판과 곡판의 선상가열시 열전달 특 성을 비교하고자 Table 1 에 보인 모델 중 평판인 Model A1 (곡률반경, ρ = )과 곡판인 Model D1 (곡률반경, ρ =3mm)에 대한 열전달 해석 결과 를 비교하였다. Fig.5 와 6 는 각각 Model A1 과 (b) in z-direction Fig.5 Transient temperature distribution for model A1 D1 에 대한 결과로서 Fig.5(a)와 6(a)는 몇몇 time step 에서 가열선 방향 (x 축 방향)으로의 온도 분 포이고, Fig.5(b)와 6(b)는 폭방향 (z 축 방향)으로 의 온도분포이다. 보는 바와 같이 평판과 곡판모두 판의 양끝단에서는 가열시작과 가열 마지막 단계에 서 단부효과로 75 에 과도적인 응답을 보이고 있으나 그 사이에서는 균일한 온도분포를 보이고 있는 점에서 차이가 없고 단지 Model D1 의 경우 가열속도가 Model A1 보다 늦기 때문에 최고온도 (a) in x-direction 가 다소 높다는 차이만 있을 뿐이다. Fig.7 과 8 은 토치가 가열선의 중간점 근처에 왔을때의 등온선을 보여주는데 비교적 같은 형태의 분포를 보이고 있 고 또한 선상가열로 인한 열영향부는 가열선을 중 심으로 상대적으로 좁은 범위에 한정되어 있음을 알 수 있다. 이 두 모델에 대한 비교에서는 결국 평 판이나 곡판이나 열전달 특성에 차이가 없어 보이 는데, Model D1 의 곡률반경이 ρ =3mm 으로 판의 길이와 폭에 비해 상대적으로 커서 곡률의 영 (b) in x-direction Fig.6 Transient temperature distribution for model D1 향이 나타나지 않는 것으로 보인다.

47 는 각변형에 대한 간이예측식에서 곡률의 영향이 반영되어야 하고 또한 가열선의 길이방향으로 각변 형의 변화가 고려되어야 한다는 점을 뒷받침해 준 다. Table 1 에 보인 모든 모델에 대한 열탄소성해석 결과로서 각변형량을 Table 2 에 정리하였고 이를 Fig.7 Temperture conture for model A1 when torch is located at x = 3 mm 도식적으로 Fig.13 에 보였다. Fig.13 에서 종축은 Radian 으로 표시된 각변형량(angular distortion)이 고, 횡축은 (2) 로 정의되는 입열량 계수(heat input parameter)이 다. 여기에서 Q eff 는 유효입열량이고, t와 v는 각각 판 의 두께 (mm)와 가열속도 (mm/sec)이다. Fig.8 Temperture conture for model D1 when torch is located at x = 3 mm 3.3 탄소성 해석 변형의 결과를 얻기위해 전절의 열전달 해석 결과를 하중으로 입력하여 구조해석을 수행한다. 여기에서도 평판과 곡판의 변경의 결과를 비교하기 위해 전절에서와 마찬가지로 평판은 model A1 을 곡판은 model D1 을 선택하였다. Fig.9 와 1 은 두 모델에 대해 가열시간대별 즉, 토치의 위치에 따른 폭방향 (z 축 방향)으로의 변형형상의 변화를 보여 주는 것인데 가열선방향으로 시작점(x=mm)과 중 간점(x=3mm) 그리고 끝점(x=6mm)에서 변형 형상의 변화이다. Fig.9 과 1 을 비교해 보면 토치 가 진행하면서 가열선에 법선방향으로 변형의 변화 가 유사한 형상을 보이고 있으나 냉각과정이 완료 된 후 (time = 36 sec 로 표시된 것) 평판과는 달 리 곡판에서는 변형량이 급증하고 있는 것을 볼 수 있다. 이는 곡률의 영향때문으로 보이며 가열선의 끝단에서 이러한 경향이 뚜렷함을 볼 수 있다. 두 모델에 대한 최종적인 변형형상을 Fig.11 과 12 에 각각 표시하였는데, 평판인 model A1 은 가열선에 연하여 비교적 균일한 변형을 보이고 있으나 곡판 인 model D1 의 경우에는 가열선의 시작과 끝에서 Displacement Displacement Displacement sec 12.9sec 25.8sec 38.7sec 51.82sec 36sec Z (mm) (a) A1 (x = ) sec 12.9sec 25.8sec 38.7sec 51.82sec 36sec Z (mm) (b) A1 (x = 3) sec 12.9sec 25.8sec 38.7sec 51.82sec 36sec Z (mm) 더 많은 변형이 발생하는 것 즉, 가열선 방향으로 각변형량에 변화가 있음을 뚜렷이 볼 수 있다. 이 (c) A1 (x = 6) Fig.9 Deformation in z-direction for model A1

48 sec 12.9sec 25.8sec 38.7sec 51.82sec 36sec Table.2 Result of thermal elasto-platic analysis Displacement MONEL NAME 두께 속도 (mm)(mm/min) 입열량 계수 ( q = Q eff t vt ) φ (X1rad) Displacement Z (mm) (a) A1 (x = ) sec 12.9sec 25.8sec 38.7sec 51.82sec 36sec Z (mm) (b) A1 (x = 3) A A A B B B C C C D D D sec 12.9sec 25.8sec 38.7sec 51.82sec 36sec Displacement Z (mm) (c) A1 (x =6) Fig.1 Deformation in z-direction for model D1 Fig.13 Angular distortion of analysis model 3.4 간이 예측 모델 본 연구의 수치해석을 도식적으로 표시한 Fig.1 을 참고하면 각변형량은 Eq.(2)로 정의된 입 Fig.11 Deformed shape for A1 열량 계수의 지수함수로 표현될 수 있는 것을 볼 수 있다. 여기에서는 이점을 감안하고 가열선에 따 른 곡률의 영향을 고려할 수 있도록 각변형량 에 대한 간이 예측식을 Eq.(3)과 같은 형태로 정의 하 였다. (3) Fig.12 Deformed shape for D1 이 식의 두 번째 항인 (4) 는 가열선에 따른 곡률의 영향을 반영하는 항으

49 로써 가열전 곡률 반경이 = 일때, = 이고, =1 일때, =1 라는 조건을 만족하는 함수이다. 열탄소성해석 결과(Table.2)에 회귀분석법을 적용 하면 각변형에 대한 간이예측식이 Eq.(5)와 같이 유도된다. (5) 수치해석 결과와 Eq.(5)로 추정한 각변형량 사이 의 관계를 Fig.11 에 보였고, 각변형의 비를 (6) 으로 정의 할 때, 12 개의 수치해석 모델에 대한 z 의 평균과 COV (coefficient of variation)의 값은 각각 1.7 과 5.96%이다. Eq.(6)으로 정의된 z 의 평균은 거의 1. 이고, COV 는 6%정도로 분산 의 정도가 비교적 작는 등, 여기에서 제안하는 각 변형의 모델인 Eq.(5)는 수치해석 결과와 좋은 일 치를 보이고 있다. 의 경우 가열방향의 중심부에서의 각변형이 가열선 방향으로 불균일함을 알 수 있었다. 본 연구에서는 가열 선에 따른 곡률의 이러한 영향을 고려 할 수 있도록 간이 예측식을 유도 하였으며, 수치해석의 결과와 비교해볼때 좋은 일치를 보이고 있다. 이로 써 본 연구에서 제안한 간이 예측식의 정당성을 확 인할 수 있다. 본 논문에서 적용한 열탄소성 해석방법의 정당성 은 다수의 모델에 대한 선상가열 실험을 통해 확인 되어야 하며, 더 다양한 모델에 대한 열탄소성해석 을 수행한 결과를 토대로 여기에서 제안하는 간이 예측모델을 보완한다면 곡가공시 최적의 가열조건 산정에 이용될 수 있을 것이다. 또한 실제 현장에 서의 냉각 법은 대부분 수냉에 의해 이루어지므로 향후에는 수치해석시 수냉효과를 반영할 수 있는 연구가 이루어져야 할 것이다. 참 고 문 헌 Numerical analysis Eq.(5) Fig.14 Comparison between numerical analysis results and the estimated value by Eq.(5) 4. 결론 본 연구에서는 곡률이 다른 다수의 모델에 대 해서 가열조건과 판 두께를 변화시켜 열탄소성 해 석을 수행하여 그 결과를 토대로 선상가열시 각변 형에 대한 간이 예측 식을 유도하였다. 평판과 곡 판의 열탄소성 해석결과로 열전달 해석시 평판과 곡판의 온도분포가 거의 일치하고 열탄소성해석 역 시 유사한 변형량을 보이나 최종변형을 보면 곡면 [1] Tsuji, J. and Okumura, Y., "A Study on Line Heating Process for Building of Ship Steels," Transactions of the West-Japan Society of Naval Architects, No. 76, [2] Ueda, Y., Murakawa, H., Rashwan, A.M., Okumoto, Y. and Kamichika "Development of Computer Aided Process Planing System for Plate Bending by Line Heating(1st Report)," Journal of the Society of Naval Architects of Japan, Vol. 17, pp , [3] 신 종계, 노 인식, 이 광한, 유한요소해석에 의한 선상가열변형의 시뮬레이션, 대한조선학 회논문집, 제 32 권, 제 2 호, pp , [4] 장 창두, 서 승일, 고 대은, 간이 열탄소성 해석을 이용한 선상가열에 의한 판의 변형 예측 에 관한 연구, 대한조선학회논문집, 제 34 권, 제 3 호, pp , [5] 이 주성, 김 상일, 오 석진, 선상가열법에 의한 강판의 곡가공 자동화 시스템(I), 대한조 선학회논문집, 제 31 권, 제 4 호, pp , [6] 이 종무, 신 종계, 대형 곡면 부재의 계측 및 비교 기술 개발, 대한 조선학회 논문집, 제 39 권, 제 2 호, 22 년, pp 28-33, 22.

50 접수효과에 의한 Tank 용 보강판의 진동특성 이 기 문 1 The study of vibration characterictic in stiffened plate for tank due to fluid effect K. M. LEE 1 Abstract 선박에는 Ballast, 청수, 연료 등의 유체를 보관하기위한 탱크가 많으며, 선측 외판은 항상 해수에 접해있 다. 따라서 유체의 영향에 의해 이러한 구조물에서 진동에 의한 손상이 자주 발생하곤 한다. 이는 유체의 정적 또는 동적 압력이 Elastic plate 의 고유진동수를 변형시켜 선박의 기진원과 공진을 일으키기 때문이 다. 특히 접수진동문제는 설계단계에서 발견하지 못해 사후에 이를 해결하려면 많은 시간과 경비가 소요되 며, 오일탱크의 경우는 매우 위험한 작업이 되곤 한다따라서 국부진동 해석시 정확한 접수 효과의 고려가 요구된다. 탄성판의 진동에 접수효과가 미치는 영향에 대한 연구는 많은 학자 및 기술자들에 의해 연구되 어 왔으며, 현재도 많은 연구가 진행중이다. 본 보고서는 당사에서 사용하고 있는 국부진동 해석 프로그 램의 정도 검증 및 접수진동효과를 확인하기위해 청수탱크의 축소모델을 대상으로 진동 실험을 실시하고, 유한요소 상용 프로그램인 MSC/NASTRAN 을 이용해 해석한 결과와 비교하였다. 1. 서 론 선박은 항상 외판이 수면에 접해있을 뿐만 아니 라, 선박의 운항에 필요한 청수, 발라스트용 해수, 각종 오일 등을 저장하기 위한 탱크들을 가지고 있 으며, 이중 대부분이 선미부와 기관실에 있어 선박 의 주요기진원인 프로펠러와 주기관의 기진성분과의 공진문제가 항상 내재되어있다. 탱크외벽의 진동 문제는 주로 구조-유체 상호작 용문제중의 하나인 접수진동이 그 원인이며, 구조물 이 접한 유체의 동적/정적압력이 탄성판의 고유진동 수를 저하시키는 것이 접수진동이다. 그러나, 탱크의 접수 진동해석은 접수 구조물의 형상, 자유수면, 인접구조, 슬로싱,구조 및 유체의 경계조건 등의 여러 가지 제약에 의해 이를 엄밀하 게 해석하는 것이 매우 어렵기 때문에 통상, 공기와 유체간 밀도비를 이용한 경험식을 이용하고 있다 한편, 이들 탱크의 진동 문제는 시운전시 또는 인 도 후에야 알게 되므로, 이를 보강하기 위해서는 많 은 시간과 경비가 요구된다. 특히 유류탱크의 경우 작업의 위험 또한 매우 높다. 따라서 설계단계에서 미리 각종 탱크의 외벽에 대한 국부진동해석을 통해 방진설계를 하여야 한다. 방진설계시 평가는 통상 주요 기진원인 프로펠러 의 하모닉 성분과 주기관의 실린더 차수 성분과의 공진여부로 하게 되는데, 이는 국부 판넬의 경우 기진력의 전달경로가 복잡하고 정확한 기진력의 크 기를 알 수 없기 때문이다. 이번 연구는 외부용역을 통해 개발된 국부진동해 석프로그램(VAPS)을 검증하고, 사용시 필요한 경계 조건 계수 등을 구하기 위해, 유한요소해석과 탱크 1 한진중공업 기술연구소

51 모델 진동시험을 통해 정도를 비교 검토하였다. 2. 탱크측벽 진동해석 2.1 보강판 해석방법 보강판의 진동해석은 일반적으로 유한요소법 또는 고전적 근사해석 방법(Rayleigh-Ritz 방법, 진동 파 형가정 Lagrange 운동방정식 등)을 이용하여 수행 하고 있다. 유한요소법은 거의 모든 구조물에 적용 할 수 있으나, 모델링 및 해석시간이 많이 소요되며, 고정과 단순지지의 중간 조건에 해당하는 실제 보강 판의 경계조건을 엄밀하게 반영하기 어렵다. 한편 고전적 근사해법은 해석 가능한 모델의 기하학적 형 상이 직사각형과 원형으로 제한적이나, 유한요소법 과 비교하여 해석정도가 보장되며 쉽게 진동해석을 할 수 있다. 따라서 고전적 해석 방법으로 해석 가 능한 구조물에 대해서는 이를 이용한 진동해석이 효 율적이다 2.2 해석 조건 탱크측벽의 진동 해석을 위해서 각 측벽을 따로 분리해서 해석하였으며, 공기중 및 접수 조건을 고 려하였으며, 접수 조건은 d/h=.2,,,,, 1. 이며, 경계조건은 사변 완전 고정과 사변 단순 지지로 하였다. 또한, VAPS 프로그램의 정도 비교를 위해 다항 식의 숫자를 5 개, 7 개, 9 개로 각각 설정하여 계산 하고, 실 경계조건에 가까운 조건을 찾기 위해 회전 구속 스프링계수 값을 단순지지조건(=)에서 완전 고정조건(=1E1)까지 순차적으로 변화하면서 계산 을 수행하였다. 2.3 대상 모델 해석 및 계측을 위해서 중간에 유공 격벽을 가진 청수 탱크를 대상으로 하였으며, 판의 형상, 보강재 의 유무, 보강재의 수와 형상을 모두 고려하기위해 Fig.1 과 Table.1 과 같이 제작하였으며 해석 모델과 시험 모델은 동일하다. 2.4 VAPS 를 이용한 해석 공기중 진동 해석 당사가 보유하고 있는 국부 보강판의 진동 해석 프로그램은 고전적 근사 해법을 이용한 것으로, 전 단변형 및 회전관성효과를 고려한 Timoshenko 보 함수 성질을 갖는 다항식을 진동파형 가정함수로 이 용하여 박판은 물론 후판, 선저 이중저 구조와 같은 복판 패널, 적츨복합재료판과 같은 Mindlin 판유추 구조물의 진동해석이 가능하도록 하였다. 또한 진동파형 가정 라그랑제 운동방정식을 이용 하여 각종 부가물의 효과 및 유공판에 대한 진동 해 석이 가능하도록 하였다 Table 1 탱크측벽 모델의 크기 B(mm) h(mm) T(mm) Stiffener Left Middle *4*4.5 (수직방향 2개) Right *4*4.5 (수직방향 2개) Front left *4*4.5 (수직방향 3개) Front right After left *4.5+4*4.5 (수직방향 3개) 5*4*4.5 (수직방향 3개) 4*4.5FB (수평방향 1개) After right *4*4.5 (수직방향 3개) (a) Left (bmiddle ) (c)right (d)front left (f)after left 접수진동해석 Fig.1 탱크 측벽 모델 (e)front right (g) After right 일반적으로 유동이 없는 유체에 접하는 보강판의

52 고유진동수는 유체의 부가질량 효과에 의해 공기중 에서의 고유진동수보다 현저히 낮아진다. 일반적으 로 부가질량효과로 인한 고유진동 특성 변화량은 유 체의 밀도는 물론 접수 구조물의 형상과 접수 깊이, 구조 및 유체의 경계조건 등에 따라 달라지므로 이 를 엄밀하게 해석하는 것은 매우 어렵다. 따라서 본 프로그램에서 접수판의 진동해석은 일 본선급에서 제시한 방법을 토대로 부분 또는 완전 접수된 경우에 대해서도 고유진동수를 계산할 수 있 도록 하였다. -접수시 고유진동수 N A N W = ( 1 + ε ) (1) 여기서, N 는 접수 상태의 고유진동수, N 는 W 공기중에서의 공기진동수이며, ε 는 평판의 유효질 량에 대한 부가질량의 비를 나타내는 계수로서 사각 ρ a 단순지지 평판의 경우 ε = α W 와 같고, a ρ h 는 판의 길이, b 는 판의 높이, h 는 판의 두께이고, ρ, ρ M 은 각각 유체 및 평판의 밀도이다. W 그리고 α 는 평판 또는 둘러싸고 있는 유체의 상 태에 따라 정해지는 계수로서 다음과 같이 정해진다. M A 1 β α = π 2 a (5) 1 + b β 는 유한한 유체영역을 나타내는 계수로서 마주 보는 평판과의 진동형태에 따라 두가지로 구분된다. 2 2 π β tanh s s = = β a b : in -phase s : 두 평판간의 거리 1 β = : out-of-phase β 1 5) 유체깊이가 유한하고 수직한 경계벽을 갖는 평 판의 경우 1 β (1 + η ) α = π 2 a (6) 1 + b 여기서, η 는 평판을 막고있는 수직한 벽의 효과 를 나타내는 계수로서 in phase 와 out-phase 에 따라 계산한다. 1) 무한유체영역에 단면접수시 1 1 α = π 2 a 1 + b 2) 무한유체영역에 양면접수시 2 1 α = π 2 a 1 + b 3) 무한유체영역에 부분접수시 1 1 d 1 2d α = + sin 1 π 2 a b 2π b 1+ b 4) 깊이가 유한한 유체에 평판이 접수된경우 (2) (3) (4) Fig.2 접수 평판의 형상 2.5 NASTRAN 을 이용한 해석 NASTRAN 은 유한요소법을 사용하는 상용프로그 램으로서 진동해석을 위해 normal mode 해석을 수 행하였으며, 접수 효과를 위해 VMM(Virtual Mass Method)를 이용하였다. VMM 은 경계요소법을 바탕으로 이상유체에서 유 체와 구조의 연성진동문제를 풀기위해 유체와 접하 고 있는 경계면에서의 적합조건을 만족시키는 포텐 셜에 의한 힘에서 구해진 유체 질량 행렬을 구조행 렬에 더해 푸는 방법으로 FEM-BEM 방법이라 할 수 있으며 다음의 가정을 가진다.

53 d/h d/h d/h d/h VAPS-FIX VAPS-SS FEM -FIX FEM -SS MEAS. VAPS-FIX VAPS-SS FEM-FIX FEM-SS MEAS. VAPS-FIX VAPS-SS FEM-FIX FEM-SS MEAS. VAPS-FIX VAPS-SS FEM-FIX FEM-SS MEAS. - 비압축성 유체 - 유체가 질량을 통해 구조에 직접 결합. - 오직 접수된 구조요소만이 유체를 가진다 - 무한 외부유체를 허용한다. - 자유수면을 허용한다 - 중력은 포함하지않는다. - 슬로싱의 영향은 사용하지 않는다. - 체적내 밀도는 일정하고 비점성이다. 3. Modal Test 3.1 시험방법 - Impact hammer & Shaker 를 이용한 Impulse modal test - SIMO(single input multi output) - FRF 계측 - ME Scope 를 이용해 분석 4.2 회전스프링 계수에 따른 진동수 변화 VAPS 에서는 경계조건을 주기위해 각 변에 회전 스프링계수를 넣게 되어 있다. 이 회전 스프링계수는 단위 길이당 회전 스프링 강성인 k Rx1, krx2, kry 1, kry2 x y 를 판의 굽힘강성으로 나 누어 무차원화한 파라메타로서 다음과 같다. krx 1a krx2a K Rx1 = K Rx2 = Dx Dx (7) kry 1a kry2a K Ry1 = K Ry2 = Dy Dy (8) 3 3 Exh Eyh Dx =, Dy 12(1 ν ν ) = 12(1 ν ν ) (9) Frequency(Hz) Left x y Right 3.2 시험조건 - Tank 하부 모서리 지지 - 공기중 조건 - 접수 조건(d/h=.2,,,,,1.) Frequency(Hz) Frequency(Hz) Front Left 4. 결과 4.1 수위변화에 따른 진동수 변화 수위변화에 대한 고유진동수의 변화는 Fig.3.1~ 3.2 에서와 같이 계측치가 NASTRAN 를 이용한 해 석결과와 일치하는 경향을 보이며, 부분접수는 수위 에 비례해 점차 감소하는 경향을 나타내며, 한면 완 전접수시는 과거 경험식과 유사하게 공기중의 고유 진동수의 약 5%정도로 나타나고 있다. 그러나 VAPS 로 해석한 결과는 공기중에서의 고 유진동수는 잘 일치하고 있으나, 접수시 많은 오차 를 발생하고 있는 것을 알 수 있다. 특히 양면 부분 접수는 계산되지않는 것을 알 수 있다. VAPS 에서 의 접수진동은 경험식에 따른 것으로 단순지지 조건 을 가정으로 만들어진 것이므로 이로 인한 오차로 판단되며, 단순지지조건에서 FEM 해석결과와 유사 한 경향을 띄고 있음을 알 수 있다. Frequency(Hz) Front Right Fig.3.1 수위변화에 따른 고유진동수 변화 Frequency(Hz) Frequency(Hz) Frequency(Hz) After Left d/h 12 1 After Right d/h Middle d/h Fig.3.2 수위변화에 따른 고유진동수 변화 VAPS-FIX VAPS-SS FEM-FIX FEM-SS MEAS. VAPS-FIX VAPS-SS FEM-FIX FEM-SS MEAS. VAPS-FIX VAPS-SS FEM-FIX FEM-SS MEAS.

54 Left(1st mode) 5-Poly 7-Poly 9-Poly 12 After Right(1st mode) 5-Poly2 7-Poly2 9-Poly Frequency(Hz) Frequency(Hz) Rotational spring parameter Rotational spring parameter 6 58 Left(2nd mode) 5-Poly 7-Poly 9-Poly After Right(2nd mode) 5-Poly2 7-Poly2 9-Poly Frequency(Hz) Frequency(Hz) Rotational spring parameter Rotational spring parameter 6 58 Left(3rd mode) 5-Poly 7-Poly 9-Poly After Right(3rd mode) 5-Poly2 7-Poly2 9-Poly Frequency(Hz) Frequency(Hz) Rotational spring parameter Rotational spring parameter Fig.4.1 회전스프링변수에 따른 해석결과비교 (Left, 공기중) Fig.4.3 회전스프링변수에 따른 해석결과비교 (After Right, 공기중) 3 28 Front Left(1st mode) 5-Poly1 7-Poly1 9-Poly1 4.3 다항식 수에 따른 진동수 변화 Frequency(Hz) 일반평판의 경우 다항식 5 개를 사용해도 계산의 정도는 양호하였으나 강성이 강한 보강판의 경우 5 개의 다항식으로 계산시 큰 오차가 발생하였다. 그 Rotational spring parameter 러므로 대부분의 보강판 구조에서는 7 개의 다항식 Front Left(2nd mode) 5-Poly1 7-Poly1 9-Poly1 을 사용하는 것이 좋을 것이다. 그러나 일축 보강판 의 경우 처럼 특정방향의 강성이 상대적으로 매우 Frequency(Hz) 클 경우 국부진동 모드가 지배적으로 나타나므로 보 강판 구조물의 고차 모드를 확인 하기위해서는 9 개 의 다항식을 사용하는 것이 좋을 것이다 Rotational spring parameter 하지만 다항식을 9 개로 해석할 경우 7 개를 사용 6 58 Front Left(3rd mode) 5-Poly1 7-Poly1 9-Poly1 할 때보다 약 15 배, 5 개 다항식을 사용할 때보다 Frequency(Hz) 배의 시간이 소요되므로 계산시간을 유의해야 한다. 5. 결 론 Rotational spring parameter Fig.4.2 회전스프링변수에 따른 해석결과 비교 (Front Left,공기중) (1) 당사에서 개발한 국부진동해석 프로그램 VAPS 로 공기중에서 해석한 결과는 FEM 을 이용한

55 Frequency(Hz) Frequency(Hz) Frequency(Hz) 2 Left 3-Poly(FIX) 18 5-Poly(Fix) 7-Poly(Fix) 16 9-Poly(Fix) 3-Poly(S.S) 5-Poly(S.S) 14 7-Poly(S.S) 9-Poly(S.S) Mode Poly(FIX) 5-Poly(Fix) 7-Poly(Fix) 9-Poly(Fix) 3-Poly(S.S) 5-Poly(S.S) 7-Poly(S.S) 9-Poly(S.S) Poly(FIX) 5-Poly(Fix) 7-Poly(Fix) 9-Poly(Fix) 3-Poly(S.S) 5-Poly(S.S) 7-Poly(S.S) 9-Poly(S.S) Right Mode Front Left Mode Fig.5.1 다항식 수에 따른 고유진동수변화 (공기중) Frequency(Hz) Frequency(Hz) Front Right 13 3-Poly(FIX) 12 5-Poly(Fix) 7-Poly(Fix) 11 9-Poly(Fix) 1 3-Poly(S.S) 5-Poly(S.S) 9 7-Poly(S.S) 9-Poly(S.S) Mode 13 3-Poly(FIX) 12 5-Poly(Fix) 11 7-Poly(Fix) 9-Poly(Fix) 1 3-Poly(S.S) 5-Poly(S.S) 9 7-Poly(S.S) 9-Poly(S.S) After Left 계산 결과와 잘 일치하고 있다. 그러나 실제 계측 치와는 약간의 오차가 발생하는데 이는 보강판의 경 계조건이 고정도 단순지지도 아닌 상태이기 때문이 다. 따라서 국부진동 해석시 경계조건을 회전구속 스프링계수를 6 으로 설정하는 것이 보다 더 사실 에 가까운 결과를 얻을 수 있을 것으로 본다. (2) 경험식에 의한 부분접수진동 해석은 단순지지 된 사각판에만 적용하는 것으로 실제 선박의 보강판 에 사용하는 것은 다소 무리가 있다. 따라서 부분 접수시는 한면 접수시 고유진동수를 해석한 후, 수 면 높이의 비율에 따라 비례적으로 감소시키면 될 것으로 판단된다. (3) 향후 접수 진동해석을 위해서는 유한요소법과 경계요소법을 결합해 접수진동을 정확하게 해석할 수 있는 도구의 개발이 요구된다. 참 고 문 헌 [1] 선체 국부 보강판 진동해석 프로그램개발 보고 서, 조대승, 23, 부산대학교 첨단조선공학연구 센터, [2] NIPPON KAIJI KYOKAI, 1984, Guide to ship Vibration, NKK [3] 사각형 탱크 구조의 접수 진동 특성에 관한 연 구, 최수현외, 22,한국소음진동공학회논문집 제 12 권 제 3 호 [4]평판의 접수진동에 관한 실험적연구, 김극천외 3 인, 1979,대한조선학회 제 16 권 2 호 [5] vibration Analysis of Water Tank Structures,Yukitaka Y 외, 1998,서부조선학회 96 회강연집 [6] Documentaion for the Virtual Mass Capability, Dean B., 1985,MSC Technical note Mode Frequency(Hz) Poly(FIX) 5-Poly(Fix) 7-Poly(Fix) 9-Poly(Fix) 3-Poly(S.S) 5-Poly(S.S) 7-Poly(S.S) 9-Poly(S.S) After Right Mode Fig.5.2 다항식 수에 따른 고유진동수 변화(공기중)

56 선박용 공조소음 해석시스템 개발 권종현 1, 김문수 1 Development of analysis code for HVAC noise J. H. Kwon, M. S. Kim 요약 본 연구에서는 격실을 포함한 공조 시스템의 효율적인 소음예측을 위하여 음향 파워 평형방법을 이용한 소음예측 프로그램을 개발하였다. 아울러, 기존의 경험적 해석 방법들 중에서 최신의 공신력 있는 연구 결 과에 해당하는 미국의 National Environmental Balancing Bureau (NEBB)에 의한 소음예측 프로그램도 함께 개발하였다. 개발한 프로그램은 NEBB 에서 제시한 모든 경험식 또는 실험 자료를 내부 라이브러리로 구축하 여 공조 시스템의 기하학적 배치 및 각 요소들의 주요 사양 입력만으로 소음예측이 가능할 뿐만 아니라 복 잡한 배치를 갖는 공조 시스템의 모델링 및 소음예측 결과 확인을 편리하게 수행할 수 있는 3 차원 GUI(Graphic User Interface) 전 후처리 프로그램을 지원하여 실용적이고도 편리하게 공조 시스템의 소음 예측을 수행할 수 있도록 하였다. 그리고 추후에 개발되는 공조 시스템에서 발생할 수 있는 요소들을 사용 자 정의로 입력할 수 있으므로, 공조소음 해석의 정확도를 향상시킬 수 있도록 하였다. 1. 서 론 대형 상선 및 고급 여객선의 격실 소음수준은 선체 구조부재의 진동으로 전달되는 고체 전달음과 격실 경계면을 투과하여 전달되는 공기 전달음 및 공조 시스템(HVAC system)의 배관으로 전달되는 소음 및 수음 격실의 음향특성 등에 의해 결정된다. 특히, 공조 시스템 소음의 경우 팬, 공조기 등의 기 기 구동에 의한 1 차 소음은 물론 유속을 갖는 공 기가 댐퍼(Damper), 엘보우(Elbow), 분기관 (Junction), 확산기(Diffuser) 등의 각종 배관 요소 를 통과할 때 발생하는 2 차 소음으로 인해 고체 전달음 및 공기 전달음의 기여도가 적은 격실의 주 요 소음원으로 간주되고 있다. 따라서, 공조 시스템의 각 위치별 음향파워를 정 도 높게 예측할 수 있어야만 격실 소음의 예측 정 확도 향상과 효과적이고도 경제적인 격실 방음 설 계를 도모할 수 있다. 공조 시스템의 소음해석 방법으로는 파동음향학, 통계적 에너지 해석기법(SEA 방법), 경험적 방법 및 음향파워 평형방법(Acoustic power balancing method: PBM) 등이 있다. 파동음향학은 전달매트 릭스법, 정규모드(Normal mode) 방법, 유한요소법, 경계요소법등의 수치해법을 이용하여 파동성이 지 배적인 저주파 수 영역의 소음해석에 유용하다. 그러나, 상기 방법은 해석이 복잡하고 고주파수 대역으로 갈수록 음향모드(Acoustic mode)가 기하 급수적으로 증가 하여 효율적 소음해석이 곤란하 다. 통계적 에너지 해석기법은 배관내 각 요소가 확 산 음장을 구성할 경우에 유용하게 적용할 수 있으 나 선박 공조용 배관과 같이 단면 크기가 작고 음 향에너지가 축적되기 어려운 계에서는 매우 높은 주파수 영역에 대해서만 제한적으로 적용할 수 있 다. 경험적 방법은 음원에서 배관 출구단까지를 하나 1 한진중공업 기술연구소

57 의 통로로 간주하되 배관 각 요소의 음향전달 및 발생특성을 각종 이론해석 및 실험결과 등으로부터 구한 경험적 자료를 이용하여 예측하는 방법이다. 이 방법은 비교적 간단하게 공조시스템 소음예측에 적용할 수 있으나 루프(Loop) 관로, 분기, 반사단 등을 포함하는 복잡한 배관 계의 소음특성을 정확 하게 반영하기가 어렵다. 한편, 음향파워 평형방법은 배관 각 요소에서의 음향파워의 연속성을 이용하여 배관 내부 음장 해 석을 수행하는 방법으로서 배관 요소의 음향 파워 전달, 반사 및 2 차 소음 유발 특성에 대한 정확한 파라메터가 적용될 경우 파동 효과가 적은 고차모 드 주파수 영역에서 공조 시스템 소음을 정도 높게 해석할 수 있는 방법이다. 여기서, W 는 음향 파워, τ는 투과율, R 은 반사율 을 나타내며, 하첨자 j 는 배관 결합부 번호를 나타 내는 인자, 상첨자 L, R 는 각각 결합부를 기준으로 음향파워가 좌 우로 진행되는 방향을 나타낸다. 또 한, 상첨자 I, O 는 각각 배관 요소에서 결합부 방향 으로 초기 입사되는 음향파워와 반사 및 투과에 의 해 결합부 반대 방향으로 전달되는 음향파워를 나 타낸다. 챔버(chamber), 분기부와 같이 동일한 결합부에 2 개 이상의 배관 요소가 연결된 경우의 일반적 배 관 결합부의 음향파워 평형관계식은 다음과 같이 나타낼 수 있다. 2. 공조소음 해석 이론 2.1 음향파워 평형방법에 의한 공조 소음해석 기본가정 음향파워 평형방법을 이용한 공조 시스템의 소 음해석에 있어서 특정 배관 단면 내의 음향 인텐시 티는 일정하다고 가정한다. 즉, 음향 파워 전달에 있어서 배관 내 고차모드의 영향은 무시하며, 특정 단면에서의 음향출력 분포는 일정하다고 간주한다. 따라서, 음향파워 평형방법의 적용에 있어서 배관 은 길이 방향으로만 음향출력이 변화하는 일차원 요소로 모델링할 수 있다 평형관계식 및 지배방정식 Fig.1 에 보인 바와 같이 두 개의 배관 요소가 연 결되어 있는 경우 배관의 결합부 음향파워는 다음 과 같은 평형 관계식을 만족하여야 한다. W j LO{ RI W j R τ R W RI j j L W LI j j j R W RI j j L LI } W j j W RO j Fig. 1 Sound power of duct elements at coupling τ R LI W j 공조 시스템을 구성하는 배관요소를 m 개의 결합 부를 갖는 계로 모델링할 경우, 공조 시스템 전체 의 음향파워 평형관계식은 다음과 같은 행렬관계식 으로 나타낼 수 있다. 상기의 정방행렬 B 는 공조 시스템을 구성하는 각 구성 요소의 음향파워 전달율과 결합부의 반사 율 및 투과율 자료를 이용하면 구성할 수 있다. 또 한, 음향파워벡터 Π는 송풍기 등과 같은 소음원의 음향파워와 각 배관요소에서의 2 차 음향파워 발생 특성을 이용하여 구성할 수 있다. 따라서, 배관 요 소의 각 결합부 음향파워 W 는 다음과 같이 구할수 있다. 2.2 경험식 방법에 의한 공조 소음해석 경험식에 의한 공조 시스템 소음해석은 팬과 같은 1 차 소음원으로부터 발생한 소음이 배관 경 로를 따라 전달될 때 각 배관 요소에서의 감쇠 및 공기 유동으로 인한 2 차 발생소음을 고려하여 소 음해석을 수행하는 방법이다. 이 방법은 공기의 공 급 경로를 따라 순차적으로 배관의 음향특성치를 고려하기 때문에 댐퍼, 엘보우, 분기관, 확산기 등 의 2 차 소음 발생원으로부터 공급 흐름 방향에 역 행하여 전달되는 소음 효과를 고려하기 어렵고, 새

58 로운 배치 또는 형상을 갖는 배관 시스템에 적용하 기 어렵다는 단점이 있다. 그러나, 경험식에 의한 방법은 비교적 해석이 용이하고, 대부분의 배관 요 소들에 대한 음향 특성치 자료들이 제작사 및 공신 력 있는 기관들에 의해 제공되고 있어 공조 시스템 의 소음예측에 현재 가장 널리 적용되고 있고 있 다. 본 연구에서는 경험식을 이용한 공조 시스템 소음예측 방법 중에 가장 최신의 공신력 있는 미국 의 National Environmental Balancing Bureau (NEBB) 방법에 의거한 소음예측 프로그램을 개발 하였다. 개발된 프로그램은 다음과 같은 조건을 만 족하는 배관 시스템의 소음예측에 적용할 수 있다. 배관 내부로 입사되는 소음을 Break-in 이라 한다. Break-out 에 의한 소음은 격실의 소음수준에 영향 을 미치게 된다. 또한, Break-in 에 의한 소음은 배 관 내부의 2 차 소음원으로 간주할 수 있으며, 배관 요소를 거쳐 타 영역의 소음 수준을 영향을 미치게 된다. 본 절에서는 배관 관통 소음의 음향파워 산 정 방법과 함께 배관 형상에 따른 관통시의 투과손 실 산정 방법에 대해 기술한다. (1) 공조 시스템은 팬과 같은 한 개의 원천 소음 원과 이에 연결된 주 배관 및 다수의 분기관으로 구성된다고 가정한다. 이는 NEBB 방법은 주 배관 과 분기관을 구분하여 음향출력레벨을 달리 산정하 기 때문이다. 따라서, NEBB 방법에 소음예측 방법 은 주 배관과 분기관이 구분하기 어려운 순환 관로 를 갖는 공조 시스템에 대해서는 적용하기 어럽다. (2) X 자형, T 자형 등의 분기관에 의해서 배관이 분기될 경우 분기전 주 배관과 일직선상에 위치한 분기관은 주배관, 기타 분기관은 부 배관으로 간주 하여 2 차 발생소음을 산정하며, 감쇠량은 공기가 유입되는 배관을 주 배관, 유출되는 배관을 부 배 관으로 간주하여 산정한다. (3) 공조 시스템의 배관은 한 개의 분기점에서 최대 1 개 이내의 분기관은 가진다. (4) 공조 시스템의 굴곡부와 분기관은 모두 직각 형상으로 구성되어 있다고 간주한다. 이는 임의 각 도를 갖는 굴곡부와 분기관에 대한 2 차 발생 소음 및 감쇠량 산정에 대한 산정 자료를 찾아보기 어렵 기 때문이다. 2.3 공조소음으로 인한 격실 소음해석 배관 관통 소음 Fig.2 에 보인 바와 같이 배관 내부의 소음이 배관 벽을 투과하여 방사되는 소음을 Break-out 이 라 하며, 배관 외부의 소음이 배관 벽을 투과하여 Fig. 2 Break-out and break-in noise of duct 격실 소음도 공조 시스템 소음은 공기 공급구인 확산기와 배관 Break-out 소음이 천정부를 투과하여 격실에 전달된다. 본 연구에서는 확산기와 배관 Break-out 소음으로 인한 격실내 임의 지점에서의 음압레벨를 확산음장이론에 의거하여 다음과 같이 산정하였다. (1) 확산기 (2) 배관 Break-out 소음 여기서, L wd 는 확산기 토출부에서의 음향파워레 벨, L wr 은 break-out 소음의 음향파워레벨, r은 소 음원으로부터 수음점까지의 거리(m), R은 실정수, L 은 해당 격실의 천정부를 통과하는 배관 길이(m), TL c 은 격실 천정부 재료와 시공 방법에 따른 투과 손실(dB)이다. 하나의 격실에 다수의 확산기 또는 배관 Break-out 소음의 전달 경로가 있는 경우의 격실

59 음압레벨은 각각의 전달 경로에 대해서 계산된 음 압레벨을 대수 합하여 계산할` 수 있다. 3. 공조 시스템의 소음예측 프로그램 본 연구에서는 전술한 내용을 토대로 공조 시 스템 소음예측 프로그램 NOVAC(Noise prediction program for HVAC system)을 개발하였다. 개발된 프로그램은 음향파워 평형방법 또는 NEBB 에서 제 시한 경험식 방법을 적용할 수 있는 소음예측 프로 그램, 통합 환경 제공과 GUI 를 활용하여 공조 시 스템과 격실의 모델링, 자료 입력 및 계산 결과 확 인을 위한 전 후처리 프로그램과 배관 재료의 흡음 률과 투과손실 자료관리를 위한 데이터베이스 프로 그램 등으로 구성되어 있다. 개발된 프로그램의 전체적인 소음예측 순서도는 Fig.3 에 나타내었다. 프로그램의 화면 구성은 Fig.4 와 같으며, NOVAC 프로그램의 각 창들에 대 한 기능은 다음과 같다. Fig. 3 Flow chart of program Fig.4 Arrangement of NOVAC program

60 (1) Model View 전 후 처리 과정에서 공조 시스템 모델을 3D 로 전시하며, 마우스를 통하여 모델을 조작한다. (2) Proejct View 프로젝트를 관리하는 창으로서 프로젝트 항목 밑 으로 공조 시스템 케이스를 트리 형태로 전시한다. 각각의 케이스는 전 후 처리과정이 완전히 독립되 어 있다. (3) Node List View 공조 시스템 모델의 절점(node)을 그리드 형태의 리스트로 보여주며, 절점의 추가나 삭제 또는 편집 을 그리드 상에서 바로 수행 할 수 있다. "Size" 콘 트롤을 사용하여 화면상에 그래픽으로 표현되는 절 점의 크기를 조절 할 수 있다. (4) Element List View 공조 시스템 모델의 배관(Duct) 요소, 챔버 (Chamber) 요소, 격실(Room) 요소를 그리드 형태 의 리스트로 보여주며, 요소의 추가나 삭제 또는 편집을 그리드 상에서 바로 수행 할 수 있다. (5) Property View 공조 시스템 모델의 요소 특성치를 관리하는 창 으로서 3 개의 부분 창으로 나누어져 있다. 공조 시스템을 모델링하기 위한 요소의 특성치를 입력하는데 있어서 재료의 흡음률이나 투과손실에 대한 자료가 필수적으로 요구된다. 이에 본연구에 서는 기존에 개발하여 보유하고 있던 흡음율 및 투과손실 자 료관리 프로그램 Material DB 를 NOVAC 프로그램 과 연계하여 사용자가 흡음율 또는 투과손실 자료 를 입력하고, 등록된 자료의 고유번호를 이용해서 배관의 흡음 특성을 지정할 수 있도록 하였다. Fig.5 는 상기 데이터베이스 프로그램의 화면을 나 타내었다. 공조시스템 모델상에 소음 해석 결과를 문자로 나타내는 소음 맵 형태의 결과는 계산 방법, 주파 수 가중함수 종류, 음향출력레벨 또는 음압레벨, 옥 타브 밴드 또는 총합 레벨을 선택할 수 있는 대화 창이 호출된다. 상기 대화창에서 나타낼 물리량을 선택하면 Fig.6 에 보인 바와 같이 공조 시스템 모 델의 각 결합점(Node)과 격실(Room)에서의 결과 값이 Model View 에 표시된다. 그리고 최종적으로 격실의 소음수준은 Fig.7 과 같은 막대 그래프로 표시된다. Fig. 5 Data window of absorption and TL Fig. 6 Example of noise map Fig. 7 Example of noise level at each room

61 4. 결 론 본 연구에서는 정확하고도 효율적인 공조 시스 템의 소음예측 프로그램을 개발하기 위한 일련의 연구를 수행하였다. (1) 음향파워 평형방법을 토대로 한 공조 시스템 소음예측 방법의 정식화를 수행하고, 이와 NEBB 경험식 방법을 선택적으로 적용할 수 있는 소음예 측 프로그램을 작성하였다. 개발된 프로그램은 임 의 3 차원 배치를 갖는 공조 시스템의 결합점 및 격실에서의 소음예측에 적용할 수 있다. (2) 미국 공조협회에서 제시한 이론식 및 회귀분 석식을 토대로 소음원의 음향출력레벨, 배관요소의 2 차 발생소음 및 삽입손실 등의 산정 방법을 파악 하고, 이를 프로그램화하여 라이브러리로 구축하였 다. (3) 공조 시스템의 효율적 모델링을 위한 소음해 석 자료의 구조를 정립하고, 소음예측의 편의성을 도모한 3 차원 GUI 기능을 지원하는 공조 시스템의 소음예측용 전 후처리 프로그램을 개발하였다. (4) 개발된 프로그램을 이용하여 다양한 공조시 스템 구조에 대한 수치해석을 수행한 결과 이의 타 당성과 유용성을 확인하였다. 이에 본 연구에서 개 발한 공조 시스템 소음예측 프로그램은 선박은 물 론 플랜트, 빌딩 등의 저소음 공조시스템 설계에 유용하게 활용될 수 있을 것으로 판단한다. Walls, Floor, or Ceiling", ASHRAE Transactions, Vol. 95, Pt 1, [6] Bodley, J., Personal Communication, The United McGill Corporation, Groveport, OH, [7] Reynolds, D. D. and Bledsoe, J. M., "Sound Attenuation of Acoustically Lined Circular Ducts and Radiused Elbows", ASHRAE Transactions, Vol. 95, Pt 1, [8] ASHRAE, Sound Control, ASHRAE Guide and Data Book, Ch. 14, [9] SNAME, Design Guide for Shipboard Airborne Noise Control, T&R Bulletin 3-37, Jan., [1] B. Strousrup, The C++ Programming Language Third Edition, Addison -Wesley, [11] E. Horowitz, S. Sahni and D. Mehta, Fundamentals of Data Structures in C++, Computer Science Press, [12] D. J. Kruglinski, G. Shepherd and S. Wingo, Programming Microsoft Visual C++ Fifth Edition, Microsoft Press, [13] 선박용 공조소음 해석시스템 개발,한진중공업 -ASERC 산학연구 최종보고서, 첨단조선공학연구 센터, 24. 참 고 문 헌 [1] 西 村 正 治, 林 泰 道, 北 川 和 夫, 音 響 パワベラソ スに 基 づいたダクト 騷 音 豫 測 法 の 開 發, 三 菱 重 工 技 報, Vol. 28 No. 3, [2] National Environmental Balancing Bureau, Sound and Vibration Design and Analysis, [3] Ver, I. L., 갂 Study to Determine the Noise Generation and Noise Attenuation of Lined and Unlined Duct Fittings, Report No. 592, Bolt, Beranek and Newman, Inc., July [4] ASHRAE, Sound and Vibration Control, ASHRAE Systems and Applications Handbook, [5] Reynolds, D. D. and Bledsoe, J. M., "Sound Transmission Through Mechanical Equipment Room

62 공기부양선 선수추진기 설계에 관한 유동해석 박선호 1, 유병석 1 Flow Analysis for Design of Hovercraft Bow Thruster Sun-Ho Park 1, Byeong-Seok Yu 1 Abstract Hovercraft mainly uses bow thruster for maneuvering in hovering condition. In this paper, numerical analysis for lift fan is conducted and compared with model test result to check its accuracy. After the comparison, numerical analyses for 2-type bow thruster systems are conducted and compared in view of the thrust. And numerical analyses for 2-type plenum shape and interference with antenna are conducted. As a result, numerical analyses check with design of hovercraft. In this paper, a commercial CFD code, Fluent 6.1, are used for the calculation of bow thruster system. 1. 서 론 공기부양선(Hovercraft)은 수면 또는 지면과의 마찰을 줄이기 위하여 공기압을 이용하여 수면 또 는 지면 위로 부양시켜 운항한다. 공기부양선은 부양송풍기와 스커트를 통하여 부양되고 부양상 태로 운항되기 때문에 배수량형 선박과는 다른 저 항특성을 갖는다. 또한, 부양상태로 운항되기 때 문에 배수량형 선박과 비교해 조종성능이 중요하 다. 공기부양선은 추진기 뒤에 위치한 타와 선수 상부에 위치한 선수추진기를 이용하여 조종하며, 고속에서는 주로 타가 사용되고, 저속에서는 선수 추진기가 주로 사용된다. 선수추진기는 모함 Well deck 의 입출거, 경사 및 해변 접안, 육상에 서의 조종 등 정밀한 조종 시에 사용되고, 육상에 서의 경사 등반 및 Hump 속도를 극복하는 마력 측면에서 도움을 준다. 본 논문에서는 선수추진기 시스템에 대한 유동 해석을 수행하여 선수추진기 형상 설계에 대한 타 당성을 검토하였다. 2. 유동해석 내용 선수추진기 시스템은 부양송풍기(Lift fan)와 선 수추진기로 구성된다. 선수추진기는 Fig 1 과 같이 공기부양선에 많이 사용되고 높이가 높은 1 개의 노즐(Nozzle)로 구성된 단수노즐 선수추진기 (Conventional bow thruster)와 Fig 2 와 같이 최 근의 공기부양선에 사용되고 높이가 낮은 5 개의 노즐로 구성된 복수노즐 선수추진기(Low-profile bow thruster)가 있다. 단수노즐 선수추진기는 노 즐과 매니폴드(Manifold)로 구성되고 복수노즐 선 수추진기는 노즐과 플레넘(Plenum)으로 구성된다. 선수추진기는 부양송풍기에서 공급된 공기로부 터 추력을 얻어 공기부양선을 조종하고 마력 측면 에도 도움을 준다. 선수추진기는 공기부양선의 조 종과 마력 측면에서 중요하므로 유동해석을 수행 하였다. 부양송풍기에 대하여 CFD 해석을 수행하 였고 모형시험 결과와 비교하여 CFD 해석 결과 1 한진중공업 기술연구소

63 를 검증하였다. 추력관점에서 선수추진기 형태에 대한 CFD 해석을 수행하였고, 추력이 우수한 선 수추진기에 대하여 형상변화 및 안테나와의 간섭 에 대하여 CFD 해석을 수행하였다. Fig 1. Conventional bow thruster NOZZLE PLENUM Fig 3. Grid System LIFT FAN Fig 2. Low-profile bow thruster 3.1 부양송풍기 유동해석 부양송풍기를 공기부양선에 탑재하면 송풍기 단독 성능시험의 결과와 다른 성능이 발생하므로 부양송풍기에 선수추진기를 붙인 상태에서 시험 을 수행하였으며, 시험결과는 Fig 4 와 같다. 유동해석은 상용 CFD 프로그램인 Fluent 6.1 을 이용하였고, 3 차원 비정상상태 해석을 수행하 였다. 난류 모델은 표준 k-ε 모델을 사용하였고, 시간간격은.1 초로 하였다. 본 논문에서 격자계는 상용프로그램인 ICEM CFD 를 사용하여 생성하였으며, 격자계 형상은 Fig 3 과 같다. 격자는 3 만개의 육면체 격자로 구성되었다. 3. 유동해석 결과 부양송풍기 해석결과와 모형시험 결과를 비교 하여 해석결과의 정도를 검증하였고, 이를 바탕으 로 선수추진기 해석을 수행하였다. Fig 4. Lift fan characteristics 시험결과 부양송풍기의 임펠러가 설계 값인 1686 rpm 으로 회전할 때 부양송풍기로 유입된 공기 유량은 cms 이고 선수추진기 반대편 에 위치한 스커트로 유출되는 공기 유량은

64 cms, 압력은 Pa 으로 계측되었다. CFD 해석 결과는 Table 1 과 같다. CFD 해석 결과 모형시험 결과와 5.89%의 차이를 보였다. Table 1. Lift fan results comparison CFD Model test Remark Bag Pressure % (Pa) Cushion Flow Rate % (cms) 3.2 선수추진기 추력해석 Fig 1, 2 와 같은 2 가지 형태의 선수추진기를 고려하였다. 선수추진기 노즐은 36 도 회전하면 서 공기부양선을 조종하기 때문에 선수추진기의 전진 시와 회전 시의 위치를 고려하여 CFD 해석 을 수행하였다. Table 2 는 선수추진기 형태에 따 른 CFD 해석 결과를 나타낸다. Fig 5 와 6 은 단수 노즐과 복수노즐 선수추진기의 노즐 속도분포를 나타낸다. Table 2. Thrust comparison Type Mode Thrust (kn) Low-profile Turning 31 bow thruster Forward 3 Conventional Turning 19 Fig 6. Velocity contour of low-profile bow thruster nozzle 해석결과 복수노즐 선수추진기의 추력이 단수 노즐 선수추진기 보다 36% 크게 계산되었다. 단 수노즐 선수추진기의 경우 Fig 6 과 같이 노즐단 면의 속도분포가 불균일한 반면에 복수노즐 선수 추진기의 경우 Fig 5 와 같이 노즐단면의 속도분 포가 균일하였다. 노즐 단면 속도의 불균일한 분 포와 매니폴드에서 두 부양송풍기의 공기를 모으 는 단수노즐 선수추진기의 특성으로 인하여 추력 이 작게 계산되었다. 3.3 플레넘 유동해석 부양송풍기에 유입된 공기는 플레넘을 지나 노 즐로 배출되어진다. 부양송풍기 해석 결과, 플레 넘의 형상이 필요 이상으로 커서 부양송풍기를 지 난 공기가 노즐로 들어가기 전에 플레넘에서 정체 된다. 이러한 정체를 줄이기 위하여 Fig 7 과 같은 플레넘 형상을 Fig 8 과 같이 노즐과 부양송풍기 와의 경계면을 포함하는 최소한의 크기로 변경하 여 CFD 해석을 수행하였다. bow thruster Forward 19 Fig 7. Original plenum Fig 5. Velocity contour of conventional bow thruster nozzle Fig 8. Modified plenum

65 Fig 9, 1, 11, 12, 13 은 CFD 해석 결과를 나 타낸다. Fig 9, 1 은 유적선(Pathline), Fig 11, 12 는 압력분포, Fig 13 은 노즐번호(Fig 7 참조)에 다른 초기와 변경 플레넘의 노즐 속도분포를 나타 낸다. Fig 13. Nozzle velocity comparison of modified and original plenum Fig 9, 1, 11, 12, 13 은 CFD 해석 결과를 나 타낸다. Fig 9, 1 은 유적선(Pathline), Fig 11, 12 Fig 9. Pathline of original plenum 는 압력분포, Fig 13 은 노즐번호(Fig 7 참조)에 다른 초기와 변경 플레넘의 노즐 속도분포를 나타 낸다. 초기 플레넘의 경우 Fig 9 와 같이 1 번 노 즐 앞에서 유동이 정체되는 영역이 크게 나타나고, 5 번 노즐 뒤에도 정체되는 영역이 나타나고 있다. 변경 플레넘의 경우 Fig 11 과 같이 1 번 노즐 앞 에서 유동이 정체되나 초기 플레넘보다 그 크기가 Fig 1. Pathline of modified plenum 작아 Fig 13 에서와 같이 1 번 노즐의 경우 초기 플레넘의 속도보다 큰 것을 알 수 있다. 그러나 변경 플레넘의 경우 유속이 빠른 공기가 정체 없 이 4, 5 번 노즐로 들어감으로 인하여 Fig 11, 12 와 같이 변경 플레넘의 4, 5 번 노즐 입구에서의 압력 손실이 초기 플레넘의 압력손실보다 크게 발 생하였다. 노즐입구에서의 손실로 인하여 Fig 13 에서와 같이 4, 5 번 노즐의 경우 초기 플레넘의 속도가 변경 플레넘의 속도보다 큰 것을 알 수 있 Fig. 11 Dynamic pressure contour of original plenum 다. 이와 같은 플레넘에서의 정체와 노즐입구에서 의 압력손실로 초기 플레넘과 변경 플레넘의 성능 은 유사하게 계산되었다. 3.4 안테나 간섭해석 선수추진기 노즐은 36 도 회전하면서 고속의 공 기를 배출하기 때문에 조타실 위에 위치한 안테나 와의 간섭을 고려해야 한다. 안테나는 최대유속 1 노트 범위 내에서 정상작동하기 때문에 선수 Fig. 12 Dynamic pressure contour of modified plenum 추진기와 안테나와의 간섭을 피하기 위하여 노즐 의 공기 배출 각도를 수평면과 15o를 이루도록

66 속도분포를 나타낸다. 속도분포와 노즐 회전(점 선)을 고려하여 안테나의 높이를 Fig 15, 16 와 같이 배치하여 노즐 회전 시에도 공기의 최대 유 속이 1 노트 범위 내에 위치하도록 하였다. 4. 결 론 본 논문에서는 공기부양선의 조종과 마력에 사 Fig 14. Velocity contour around bow thruster Antenna Fig 15. Velocity contour and antenna location (section A ) 용되는 선수추진기의 추력, 플레넘 형상, 안테나 간섭에 대하여 검토하였다. 부양송풍기 CFD 해석 결과와 모형시험 결과를 비교하여 CFD 해석의 정도를 검토하였다. CFD 해석을 통하여 복수노즐 선수추진기가 단수노즐 선수추진기에 비해 공기 부양선의 조종과 마력측면에서 유리한 결과를 얻 었다. 또한, 복수노즐 선수추진기의 플레넘 형상 에 따른 CFD 해석을 수행하여 노즐에서의 속도 변화를 검토하였고, 선수추진기와 안테나와의 간 섭을 고려하여 안테나의 위치와 높이를 선정하였 다. 참 고 문 헌 [1] 이청근, 양종훈, 김상근, 23, 고속 상륙 용 공기부양선의 Skirt Type 에 관한 연구, 대한조선학회 추계학술대회 논문집, pp [2] 양종훈, 이인선, 유병석, 김상근, 24, 공기부양선의 저항특성 고찰, 대한조선학 회 춘계학술대회 논문집, pp [3] Peter J. Mantle, 198, "Air Cushion Craft Development", University Press Of The Pacific Honolulu, Hawaii Fig 16. Velocity contour and antenna location (section B ) 설계하였다. Fig 14 는 선수추진기 작동 시의 선 수추진기 주변의 속도분포와 안테나가 위치한 단 면 A, B 의 위치를 나타낸다. 단면 A 와 B 는 3 번 노즐로부터 2.44, 3.96 m 떨어져 위치한다. Fig 15, 16 는 CFD 해석결과를 나타낸다. Fig 15, 16 은 단면 A, B 에서의 안테나 위치와

67 폰툰식 초대형 부유구조물의 파랑 중 유탄성 응답특성에 관한 연구 양 성 붕 1 A Study on the Hydro-elastic Response Characteristics of the Pontoon Type Very Large Floating Structures in Waves Sung - Boong Yang 1 Abstract Recently, interest in Very Large Floating Structures(VLFS) has been increased for the purpose of developing airports, plants, and military offshore base. To analyze the dynamic response of VLFS in waves, elastic deformation as well as rigid body motion should be considered because VLFS has very weak bending stiffness due to its very large size. In this thesis, a computer code based on free-free beam modes and higher order panel method has been developed to analyze the hydro-elastic response of VLFS in waves, and it was validated by comparing with existing experimental results. And the hydro-elastic response characteristics of VLFS in waves has been understood by investigating the modal matrices, and the dominating parameters governing the hydro-elastic response are induced. 1. 서 론 최근 해상도시, 해상산업플랜트, 항만 유통시설, 레져 관광시설, 육상설치 기피시설, 군사시설 등 으로 활용할 수 있는 기능을 갖춘 해양구조물에 대한 관심이 늘고 있으며, 이를 이용하여 해양공 간을 활용하려는 노력이 활발히 진행되고 있다. 해양구조물은 형태에 따라 매립식, 고정식, 부유 식 등으로 나뉘는데, 다른 방식에 비해 부유식 해 양구조물은 해수 순환기능을 갖추고 있어 해양 생 태계에 미치는 영향이 거의 없고, 이동 재활용이 용이할 뿐 아니라 수심이 2m 이상인 경우 매립 식보다 경제적이라는 특징이 있다. 부유식 해양구 조물은 구조형식에 따라 폰툰식(Pontoon-Type) 과 반잠수식으로 나눌 수 있다. 국내에서는 1993 년부터 과학기술처의 국제공 동연구 사업으로 부유식 해양구조물에 대한 연구 가 울산대학교 주관으로 수행되었고, 한국기계연 구원에서 1995 년부터 4 년간 스타프로젝트로 해 양공간이용 대형 복합플랜트(BMP) 개발사업이 수행되었다. 미국에서는 군사적 목적으로 비행기 의 이착륙이 가능한 초대형 이동식 해상기지인 MOB(Mobile Offshore Base)의 개발을 추진 중 에 있다. 또한 중국에서도 21 년 이후 폰툰식 부유구조물에 대한 대규모 연구 프로젝트가 진행 되고 있다. 폰툰식 초대형 부유구조물은 구조물의 길이나 폭에 비해 두께가 얇아 상대적으로 굽힘강성이 매 우 작고, 입사하는 파의 파장이 구조물의 평면치 수에 비해 짧으므로, 일반 선박과는 달리 강체운 동보다 탄성변형이 두드러지게 나타난다. 따라서 폰툰식 초대형 부유구조물의 파랑 중 응답특성 해 1 한진중공업 기술연구소

68 석에는 유체력과 구조 탄성변형의 상호작용을 고 려한 유탄성 해석이 요구된다. 2. 유탄성 해석 2.1 운동방정식 및 경계조건 파도에 의한 폰툰식 부유구조물의 응답을 구하 기 위하여, 구조물을 등가평판으로 모델링하고, 비점성/비압축성 유체와 비회전성 유동을 가정하 였으며, 판의 운동과 입사파의 유동은 모두 미소 진폭의 주기운동을 하는 것으로 가정하였다. 해석 모델과 좌표계는 Fig. 1 에 나타내었으며, 파도 중에서 평판의 상하방향 운동에 대한 지배방 정식은 다음과 같다. 유체압력은 다음과 같이 입사파에 의한 압력, 산 란파에 의한 압력, 방사파에 의한 압력과 변위에 의한 유체정역학적 압력의 합으로 표현할 수 있으 며, 이들은 각각의 포텐셜로부터 구하게 된다. 입사파에 의한 압력, 산란파에 의한 압력은 구조 물의 변위와 관계없이 결정이 되지만, 방사파에 의한 압력과 유체정역학적 압력은 변위의 함수가 된다. 이와 같은 경우 직접법, 반복법, 모드해석법 등이 사용되고 있는데 본 연구에서는 Assumed Mode 를 이용한 모드 해석법(Modal Analysis)을 사 용하였다. 위에서 D 는 판의 굽힘 강성이다. Fig. 1 Analytic Model and Coordinate system ( η = a sin[ k( x cosα + y sinα ) ωt ]) 의 규칙파가 입사될 때 판에 작용하는 유체압력 p(x,y,t)는 아 래와 같이 복소처리하면 모든 변수의 시간에 대한 함수는 다. i t e ω 가 되며 해는 복소결과의 허수부가 된 2.2 모형실험과의 비교 본 연구에서는 Bi-cubic B-Spline 기저 고차 패널 법을 이용하는 경계요소법에 의해서 유체력을 계 산하고 양단 자유 보의 고유모드를 사용하는 Assumed Mode 를 이용한 모드 해석법(Modal Analysis)으로 해를 구하는 프로그램을 개발하여 유탄성 해석을 수행하였다. 본 연구에서 개발된 프로그램(HMBH)으로 Yago 의 실험모형에 대한 수치계산을 수행하고, Yago 의 모형시험결과와 서 로 비교하여 HMBH 를 검증하였다. 참고로 저차 패널법을 사용하고 공기중에서의 판의 고유모드 를 사용하여 모드해석법으로 해를 구하는 프로그 램(HMDC)을 이용하여 얻은 결과도 함께 도시하 였다. HMBH : computer progrm for Hydroelastic response of VLFS by Mode superposition method

69 using naural modes of the free-free Beam with Higher Order panel method HMDC : computer program for Hydroelastic response of VLFS by Mode superposition method using Dry modes(natural modes in air) with Constant panel method Yago 의 실험 모델에 대한 특성치를 Table 1 에 정리하였으며, 각 파장비에 따른 사용모드 개수와 유체패널 개수를 Table 2 에 정리하였다. Yago 는 길이 5m, 폭 1m 규모의 매우 얇 은 상자형 구조를 갖는 폰툰식 초대형 부유구조물 에 대해 실해역 실증 실험용 3m 구조물을 상정 실기로 축척비가 약 1/3 인 모형을 이용하여 파랑 중 유탄성 응답시험을 수행하였다. 실험모델의 형 깊이는 상정실기에 맞추면.65m 이지만, 강성 에 맞추어 제작하여.545m 이고, 수심은 상정실 기에 맞춘 경우.26m 로 실험 시 천흘수가 되기 때문에 1.9m 로 하였다. Fig.2 부터 Fig.5 에 Head sea 에 대해 파장비(입 사파의 파장/구조물의 길이)가.1 에서 까지의 폭 방향으로 중앙에서의 응답변위 결과를 나타내 었다. Fig. 2 Measured Comparison of displacements obtained by HMDC, HMBH to experimental result by Yago ( λ /L=.1, Incident wave=head sea) Fig. 3 Measured Comparison of displacements obtained by HMDC, HMBH to experimental result by Yago ( λ /L=.2, Incident wave=head sea) Fig. 4 Measured Comparison of displacements obtained by HMDC, HMBH to experimental result by Yago ( λ /L=.3, Incident wave=head sea)

70 Fig. 5 Measured Comparison of displacements obtained by HMDC, HMBH to experimental result by Yago ( λ /L=, Incident wave=head sea) Fig. 6 Modal Mass Matrix M ii 2.3 모달 파라메터 및 유탄성 응답특성 본 연구에서는 Assumed Mode 를 이용한 모드해 석법(Modal Analysis)에 있어서 구조물의 공기 중 고유모드 대신 양단자유 보의 고유모드를 사용하 였는데 이 방법은 모달 매트릭스(Modal Matrix)의 특성을 체계적으로 파악할 수 있다는 장점이 있다. 모달 파라메터의 특성 및 지배인자를 검토하기 위하여 입사파 진폭이.1m 이고, 파장비 인 경우 모드개수 2*4(길이방향*폭방향)를 사용하 고, 유체패널 개수를 3*6(길이방향*폭방향)으로 하여 모달 질량, 부가수 질량 및 감쇠, 강성 및 부 력, 외력 및 응답 행렬을 구하여 각 파라메터를 검토하였다. 응답이 외력과 비슷한 경향을 갖는다는 것은 동적 효과가 작다는 것을 의미하며, 즉 구조물 질량, 부가수 질량, 감쇠보다는 구조강성과 부력이 응답 을 지배한다는 것을 알 수 있다. 이들을 비교한 Fig. 13 에서 보면, 우선 구조물의 질량은 부가수 질량에 비해 무시할 수 있음을 알 수 있다. 또한 응답의 저차 모드 성분은 부가수 질량과 부력강성이 지배하며, 응답의 고차모드 성 분에서는 질량, 부가수 질량, 유체감쇠가 급격히 감소하거나 작은 값이 되므로 무시할 수 있다. 즉, 고차모드로 갈수록 구조강성은 급격히 증가하게 되고, 결국 응답은 구조강성이 지배하게 된다는 것을 알 수 있다. Fig. 7 Modal Added Mass Matrix A ii Fig. 8 Modal Stiffness Matrix K ii Fig. 9 Modal Damping Matrix B ii

71 3 결 론 Fig. 1 Modal Buoyancy Matrix Γ ii Fig. 11 Modal Force Matrix F ii Fig. 12 Modal Response Matrix q ii 본 연구에서는 폰툰타입 초대형 부유식 해양구 조물의 파도에 의한 유탄성 응답특성 해석을 수행 하였다. 효율적인 유체력 산정을 위하여 저차 패 널법(Constat panel method) 대신 Bi-cubic B- spline 기저 고차 패널법(High-order panel method)을 사용한 프로그램(HMBH)를 개발하여 정도 높은 유체력을 산정하고자 하였다. 본 연구의 결과 폰툰식 초대형 부유식 해양구조 물의 파도에 의한 유탄성 응답특성에 대하여 다음 과 같은 결론을 얻었다. 1) 파가 입사되는 전면에서 입사파와 산란파에 의한 압력이 매우 커지며 길이방향으로 양단에서 큰 값을 갖는 특성을 갖는다, 응답 또한 같은 경 향을 보인다. 2) 파장비가 클수록 응답은 커지는 경향이 있으 며, 중앙부와 후단부는 작은 파장비에 대해서는 작은 응답특성을 가지나 특정 파장비보다 큰 경우 에는 응답이 커진다. 3) 구조물 중앙에서의 응답은 입사파의 파고보 다 커지지 않으며, 구조물 양단에서의 응답은 일 부 파장비가 큰 경우에 입사파의 파고보다 크다. 4) 구조물의 질량은 부가수 질량에 비해 무시할 만하다. 5)응답의 주성분은 입사파의 절수와 같은 절수 를 갖는 모드이하가 대부분이고, 그 이상의 모드 성분은 급격히 줄어든다. 6) 응답의 저차모드 성분은 부가수 질량과 부력 강성이 지배하게 된다. 7) 응답의 고차모드 성분에서는 질량, 부가수 질량, 유체감쇠가 급격히 감소하거나 작은 값이 되므로 무시할 수 있다. 고차모드로 갈수록 구조 강성은 급격히 증가하게 되고, 결국 응답은 구조 강성이 지배하게 된다. 후 기 Fig. 13 Comparison of Modal Mass, Added Mass, Damping, Buyancy Matrix in Dimension of Stiffness 본 연구는 한국과학재단 지역대학 우수과학자 지원연구과제의 일부로 수행되었음을 밝혀둔다.

72 참 고 문 헌 [1] Cui, W.C., Wu, Y.S. and Li, R.P. Recent researches on dynamic performances of very large floating structures, Journal of Ship Mechanics, (pp73-81), 21. (in Chinese) [2] Newman, J.N., Maniar, H.D. and Lee, C.H., Analysis of wave effects for very large floating structures, Proceedings of International Workshop on VLFS, Hayama, Japan, [3] Kashiwagi, M., A new solution method for hydroelastic problems of a very large floating Structure in Waves, OMAE , [4] Utsunomiya, T. and Watanabe, E. Accelerated higher order boundary element method for wave diffraction/radiation problems and its applications, Proceedings of International Offshore and Polar Engineering Conference, 22. [5] Iijima, K. and Shiraishi, S. Response analysis method of VLFS in coastal area, considering topographical effects on wave deformation, Proc.ISOPE22, (pp ), 22. [6] Hess, J.L. and Smith, AM.O., Calculation of Non-Lifting Potential Flow about arbitrary Three-Dimensional Bodies, Report No.E.S.4622, Douglas Aircraft Division, 164. [7] Wehausen, J.Y. and Laiton, E.V., Surface Waves. Encyclopedia of Physics, Spring- Verlag, Berlin, 196. [8] John, F., On the Motion of Floating Bodies II, Communications on Pure and Applied Mathematics, Vol.3, (pp.45-11), 195. [9] Telste, J.G. and Noblesse, F., Numerical Evaluation of the Green Function of Water- Wave Radiation and Diffraction, Journal of Ship Research, Vol.3, No.2, (pp69-84), [1] Yago, K. and Endo, H., On the Hydroelastic Response of Box-Shaped Floating Structure with Shallow Draft(Tank Test with Large Scale Model), 일본조선학회논문집, 제 18 호, 1996.(in Japanese)

73 Water-jet propulsion system 모형의 개발 및 시험 손영락 1, 이정수 1, 최우현 1 Development and test of prototype water-jet propulsion boat Son Young Rak 1, Lee Jeong Soo 1, Choe Woo Hyeon 1 Abstract Water jet propulsion system has high efficiency on middle to high speed, and it provides better safety than conventional screw propeller because it has not projected propeller and rudder. So many leisure boat and high-speed ferries use this propulsion system. We developed water-jet propulsion unit for small planning boat, and launched that in the boat, after that we tested water-jet unit in the lake. As a result, we certify heat dissipation at the bearing housing and reverse duct s shape for neutral position are important at the design, and alignment water-jet unit and keel line are important at the launching, and ship s resistance performance and jet s propulsion performance also are needed to consideration. 1. 서 론 물 분사 추진 장치는 저속에서 추진 효율이 일 반 프로펠러에 비해 낮지만, 캐비테이션 성능이 우수하여 임펠러의 고속회전이 가능하기 때문에 고속선의 추진기로 많이 사용되고 있다. 뿐만 아 니라 선체의 양호한 진동 특성과 승선감을 얻을 수 있으며, 프로펠러가 외부에 돌출되어 있지 않 고 덕트 내부에서 회전하여 임펠러에 의한 부상의 위험이 적다. 이런 이유로 고속 여객선, 구난함, 경비정, 그 리고 소형 레저용 보트의 추진기로 많이 사용되고 있다. 물 분사 추진 장치는 선저의 흡입구(Inlet) 로 유입된 물을 임펠러와 스테이터로 압력과 속도 를 증가시켜 선미로 향한 노즐을 통해 분사함으로 써 발생하는 운동량의 차이로 추진된다. 노즐을 통해 분사된 물의 방향은 steering duct 와 reverse bucket 을 이용하여 분사 방향을 조절하 며, 추진 방향을 중립 및 36 로 조절할 수 있다. 따라서 주축의 역회전 없이 매우 빠른 시간에 역- 추진이 가능하며, 급정지 및 제자리에서의 선회 등이 가능하여 충돌이나 선박 접안에의 적극적인 대처가 가능하다. 물 분사 추진장치는 선저에 돌 출된 프로펠러나 타가 없기 때문에 얕은 홀수에서 운항할 수 있으며, 안전하다. 특히 선속이 증가할 수록 추진 효율이 일반적인 프로펠러 추진에 비해 증가하여 차세대 고속선의 추진장치의 하나로 많 이 연구되고 있다. 고속 화물선에서 선호하는 물 분사 추진 장치는 대유량 저수두에 적합한 축류형(Axial type)이며, 이러한 이유로 본 연구에서도 펌프의 종류로 축류 형을 선정하였다. 흡입구 덕트는 강화 플라스틱으 로 제작하였으며 stator 와 nozzle 그리고 steering duct 와 reverse bucket 은 금속으로 제 작되었다. 제작된 추진기를 소형 활주선에 장착 하여, 시운전을 실시 하였다. 1 한진중공업 기술연구소

74 2. Water-jet unit 2.1 Water-jet unit 의 구조 및 효율 일반적인 축류형 water-jet unit 은 Fig.1 과 같 은 구조를 가진다. Fig. 1 은 single stage waterjet unit 의 단면을 나타낸 것으로 선미에 장착된 형태이다. water-jet unit 가 초기에 작동하기 위해서는 선 박의 water-line 이 water-jet unit 의 추축보다는 높아야 한다. 이런 상태에서 엔진과 연결된 주축 이 회전하면 선저로부터 물이 흡입구를 통해서 들 어오고 임펠러와 스테이터를 지나며 속도와 압력 이 증가하게 된다. 이 물은 노즐을 통해서 선미 방향으로 분사되어 추진력을 얻는다. 이때 steering duct와 reverse bucket을 이용하여 분 사되는 물을 전후좌우 방향을 조절하여 추진력의 방향을 조절한다. 특히 동일한 주축의 회전에서 추진력의 방향과 추진력의 크기를 자유롭게 조절할 수 있는 특징을 가진다 펌프, 흡입구, 노즐형상 등이 고려 되어야 하나 본 연구에서는 일반적인 소형 활주선에 널리 사용 가능하고 실선 실험이 적절한 물 분사 추진기의 조건을 선정하여 익수형 흡입구, 축류형 펌프, 임 펠러 직경 2mm, 주축의 구동력 7PS 를 만족 하는 water-jet unit 을 개발하였다. η jet = = V E E j U I V V 2 s E u :유효 구동에너지 V j :Jet 속도 2 j V s gh L V E I :입력 에너지 V s :선속도 2gh L /V 2 :무차원화된 유체역학적 손실 h L:선박의 주행 손실양정 2.2 Water-jet unit 의 제작 2 (1) 위의 조건을 만족하는 임펠러의 설계를 하고 이 를 Fig.2(left)와 같이 제작하였으며 고속회전과 장시간의 시운전을 견디기 위해서 재질로는 망 간-브론즈 단조강을 사용하였다 Fig.1 Cross section of water-jet unit 1:Intake 2:Bearing housing 3: Main shaft 4:Stator 5:Steering duct 6:Reverse bucket 7:Nozzle 8:Impeller 9:Screen 물분사 추진장치의 추진 효율(η jet )은 식(1)와 같이 계산된다. Vj/Vs 이 1 일때 추진 효율이 최대가 되며, 증 가하게 되면 제트 효율이 감소한다. 물 분사 추진 기의 설계에는 임펠러의 추진 효율 뿐만 아니라 Fig. 2 Impeller (Left) and Launched water-jet unit (Right) unit 의 intake duct 는 stainless steel 과 FRP 를 결합하여 제작하였다. 특히 intake duct 전면 부의 베어링 하우징과 duct 를 독특한 방법으로 결합하여, duct 와 하우징의 연결부를 예압 하였다. 이는 물 분사 추진기 가동시 발생하는 추력이 연 결부에 집중되는 것을 흡입 덕트와 스테이터가 결 합하는 플랜지로 분산하여 구조적인 취약점을 보 완하는 동시에 제작을 용이하게 하는 장점을 가지 고 있다. 아래 Fig.2(Right)는 추진기가 활주형 선 박에 장착된 모습을 보트의 위에서 본 모습이다.

75 선미에 보이는 2 개의 push-pull 케이블은 steering duct와 reverse bucket을 조절하여 선 박의 운동을 제어하기 위해 설치 되었다. 3. 시운전 3.1 Water-jet boat 의 시운전 물분사 추진기의 성능과 정상적인 작동 여부를 확인하기 위해서 파랑의 영향이 적은 담수호에서 시운전을 시행하였다. 아래의 Fig.3 은 시운전 장 면이다. 시운전은 시작 모형의 내구성과 기계적인 문제점을 파악하기 위해서 장기간 행해졌으며, 주 축의 회전수와 선박의 중량을 변화해 가며 속도를 측정하였다. 속도는 GPS 수신기를 이용하여 측정 하였고, 선박의 중량 측정에는 로드셀을 이용하였 다. 이 실험의 결과들은 선형과 상호 연관된 사항 들로써 본 실험에서는 정성적인 데이터와 경향을 얻었고, 추진기를 구성하고 있는 구성품들의 설 계, 추진기의 선박 설치시 고려해야 할 점들과 정 상적인 작동여부, 구성품 간의 상호 간섭 등을 확인하였다.. km/h Nozzle 5 inch 75 Kg 225 RPM Nozzle 4 inch 75Kg Fig.4 Comparison of ship speed at nozzle diameter km/h 노즐 직경과 중량에 따른 속도변화 RPM Fig. 3 Water-jet boat test in the lake 3.2 시운전 결과 Fig.4 는 선박의 중량 75kg 인 경우 노즐 직경 의 변화에 따른 선속의 변화를 나타낸 것으로 약 15km/h 부근에서 활주선의 자세 변환이 일어나 는 것을 볼 수 있다. 그리고 노즐의 직경이 커서 선속과 제트 분사 속도의 차이가 작은 경우, 선속 이 저속인 구간에서 더 효율적이나 이 경향은 선 속이 증가 할수록 감소하는 경향을 보이고 있다. 선형 (Nozzle 5 inch 75 Kg) 선형 (Nozzle 5 inch 9 Kg) 선형 (Nozzle 4 inch 83Kg) 선형 (Nozzle 5 inch 83 Kg) 선형 (Nozzle 4 inch 75Kg) 선형 (Nozzle 4 inch 9Kg) Fig.5 Comparison of ship speed at nozzle diameter and various ship weights Fig.5 는 선박의 자세변환이 일어난 이후의 선 박의 중량과 노즐의 직경 변화에 따른 선속 변화 를 나타내었다. 선속과 제트의 속도 차이가 큰 경 우 선박의 저항 증가에 보다 민감하게 속도가 반 응하고, 특히 활주선의 자세변환 속도에 이르지 못하는(4inch 노즐, 9kg 의 중량) 선박과

76 Water jet 의 결합은 추진 효율이 급격하게 감소 되는 것을 보여준다. 4. 결 론 소형 어선과 레저용 보트에 많이 사용되는 크기 의 물 분사 추진기를 제작하였고, 활주선에 장착 하여 시운전을 행하였으며 다음과 같은 결론을 얻 었다. 1) 물분사 추진기를 선박에 장착할 경우 선박의 Keel line 과 물 분사 추진 장치의 추진 방향과의 정렬이 중 요하다. 2) Reverse duct 에는 매우 큰 하중이 작용하고 있으 므로 구조적으로 견고해야 하며, 노즐에서 분사되는 물 의 반작용에 의해서 상하로 향하는 힘이 지나치게 크 게 되지 않도록 설계하여 용이한 제어가 되도록 해야 한다. 3) 동일한 물분사 추진기에서 노즐의 직경을 변화 시 킴으로써 선박의 저항 성능에 능동적인 대처가 가능하 다. 참 고 문 헌 [1]. 김기섭, 송인행, 안종우, 문일성: Pod 형 물 분사 추진장치 성능시험 연구, 대한조선학회 논 문집 vol.34, No.4, 1997, 21-3 [2] Water jet 추진장치 개발 2 차년도 최종보고 서, 1996, 통상산업부. [3] 양준호, 김문찬, 전호환: 축류형 물 분사 추 진 장치의 성능 해석에 관한 실험적 연구, 대한 조선학회 춘계 학술대회 논문집, 24, [4] G. Dyne and P. Lindell: Water jet test in the SSPA towing tank, RINA international symposium on waterjet propulsion, London symposium on waterjet propulsion, London

77 삼동선 선형특성에 대한 연구와 일반배치 설계 진영민 1, 유병석 1, 이인선 1, 양종훈 1, 강동우 1 A Characteristic Study of the Trimaran Hull Form & General Arrangement Design Young-M. Jin 1, Byung-S. Yu 1, In-S. Lee 1, Jong-H. Yang 1 and Dong-W. Kang 1 Abstract A Trimaran has been developed to make up for the weak points of the single slender hull ships which were related to the general arrangement and hull form. For the case of the single hull ships, the deck area had a tendency to decrease in proportion to the hull form slenderness which was related to the ship speed. However, the trimaran can satisfy both the deck area and the ship speed. And this new hull form type can be fitted for the Navy Ship, Fast Ferry and Ro-Pax in the future. There exist only a few trimarans, but U.K, Austrailia and other European countries have studied the trimaran for the purpose of military and commercial use. In this paper, a characteristic study of the trimaran hull form and G.A was performed in consideration of the hull displacement, the ship speed and Cruise-Ferry for the Northeastern Asia route. 1. 서 론 삼동선은 기존의 단동선 개념에 일반배치 측면 과 선형 측면을 보완한 선형이다. 일반적인 단동 선은 선속을 증가시키려면 선체를 날씬하게 설계 함으로 선박의 갑판면적이 줄어드는 경향이 있으 나 삼동선은 설계속도에서 날씬한 주선체와 보조 선체와의 파간섭을 고려하여 상대위치를 결정함 으로 조파저항 감소효과를 얻고, 보조선체를 이용 하여 갑판면적을 확대 시킬 수 있다. 그러므로 삼 동선은 차세대 해군 함정, 고속 연안여객선 및 Ro-Pax 에 적합한 선형으로 인식되고 있다. 삼동선은 전세계적으로 현존하는 실적선은 그리 많지 않으나, 영국과 호주에서 이미 건조 실적이 있고, 유럽의 여러 국가에서 군사용 및 상업용으 로 꾸준히 연구와 개발이 진행되고 있다. 삼동선의 기원은 원시시대의 폴리네시아인 (Polynesian)의 카누 혹은 인도네시아의 Minahasan 지역의 카누였을 것이라고 추정된다. 근대에 이르러 이들 선형 특징을 이용하여 1976 년 구소련의 L. Kashirn 에 의해 12.6m 의 소형 어선이 설계되었어 건조되었다. 그러나 삼동선의 주선체와 보조선체와의 파간섭 효과를 이용한 근 대적인 선형은 영국의 Nigel Irens 에 의해서 1986 년 처음 설계되었고, 이 삼동선이 199 년 Power Boat 경주에서 우승을 거두게 되어 많은 사람들의 주목을 받게 되었다. 2 년에는 영국 DERA(Defence Evaluation & Reasearch Agency)의 주문을 받아 Vosper Thornycroft 사 에서 차세대 함정에 적용하기 위한 시험선 RV Triton 을 건조하였다. 22 년에는 호주의 NWBS 사에서 54m 급 Ferry 를 건조하였고, 이 선박은 1 한진중공업 기술연구소

78 국내의 울산과 일본의 고쿠라를 항해하고 있다. 현재는 호주의 NWBS 사와 Austral Ships 사에서 요트와 Ferry 를 건조중이다. 학계에서는 1995 년 부터 UCL(University of College London)에서 삼 동선에 관한 연구를 꾸준히 수행해 오고 있고, 여 러가지 군함과 Ferry 에 대해 개념설계를 수행하 고 있다. 국내에서도 연구기관과 학교에서 연구를 꾸준히 진행하고 있다. 본 논문에서는 상해-부산-후쿠오카를 주요 기 항지(항속거리 7NM)로 하는 Cruise-Ferry 타 입의 삼동선 일반 배치를 설계하였고, 일반배치 설계기준 배수량 11,1 Ton 과 선속 3 Kts 를 이용하여 주요제원과 선형특성계수와의 관계를 검토하였다. 선형 검토는 기존 삼동선의 주요제원, 선형특성계수, 조파저항 등을 비교 분 석하여 수행하였다. 삼동선은 일반선박과 달리 주선체와 보조선체로 나뉘고, 이들의 배치 특성에 따라 파의 간섭효과 를 이용한 선형 최적화 효과가 나타남으로 주선체 에 대한 선박의 특성치와 보조선체의 연관관계를 검토하는 것은 매우 중요하다. 2. 주선체의 주요제원 삼동선의 주선체는 보조선체와는 달리 단동선의 선형과 유사한 유체역학적 특성이 존재한다. 그러 므로 주선체의 선형설계는 단동선의 선형 특성과 보조선체와의 유체역학적 연관관계를 고려하여 설계하는 것이 중요하다. 2.1 길이(L.B.P) 추정 선박의 길이는 선박의 성능 전반에 걸쳐 밀접한 관계를 가지고 있으며 특히, 저항성능과 내항성능 에 지대한 영향을 미친다. 일반적으로 동일배수량 기준으로 선체길이가 증 가하면 마찰저항은 증가하는 반면, 그에 상대적인 잉여저항(조파저항 + 형상저항)저항 성분은 감소 한다. 또한 내항성능 측면에서도 유리하다. 삼동 선의 주선체는 같은 배수량의 일반 단동선보다 선 체가 길고 날씬하므로 고속에서 잉여저항이 작은 경향이 있다. (1) 일반 단동선의 유체동역학적 특성에 의한 길이추정 일반 단동선의 유체동력학적 특성에 의한 길이 는 참고문헌[5]의 Fig. 1 로 부터 본 선박의 속력 (3Kts)에서 조파저항의 Hump 를 피하기 위해 요구되는 선체 길이를 검토할 수 있다. 검토 결과 속장비( V / L )의 범위는 1.7 ~ 1.21 이고, 길이의 범위는 "182.9m ~ 243.8m" 이다. Displacement [Ton] Fig.1 Positions of humps & hollows in residuary-resistance curves, in terms of single-hull ship length and speed Ferry/RoPax Trimaran Navy Trimaran L.B.P [m] Fig.2 Relation between displacement and L.B.P of the Trimarans (2) 유사 실적선에 의한 길이 길이 추정은 유사 실적선 주선체의 만재배수량에 따른 길이 분포도로부터 추정이 가능하다(Fig. 2).

79 주선체의 배수량은 보조선체 배수량과 유기적인 관계가 있으므로, 하나의 보조선체 배수량이 전체 배수량(11,1 Ton)에 3%라고 결정하고(아래 5.2 절 참조), 주선체의 배수량을 1,434 Ton 으로 결정하였다. 삼동선의 유사 실적선의 자료는 군함와 Ferry/Ro-Pax 의 둘로 나뉠 수 있고, 모 두 삼동선 선형 특성을 검토하는 데 중요하나, 군 함은 군사목적에 의해 선형이 상선과 다를 수 있 으므로 본 논문에서는 Ferry/Ro-Pax 에 대한 자 료를 중심으로 검토하였다. 유사 실적선의 배수량 과 수선장의 관계를 검토하면 본 삼동선(+기호) 의 주선체 배수량에 대응되는 길이는 약 173.m ~ 199.m 정도가 적절하다. Table 1 은 주선체 배수량에서 일반 단동선의 유체 동력학 적 측면과 유사 실적선의 선형을 고려하여 결정한 길이로 각 각의 범위 차이는 있으나, 크게 차이 나지 않는 것을 확인 할 수 있다. Table 1 L.B.P range of the Trimaran hull form 속장비 범 길이 범위 검토항목 위 [m] 유체동력학적 1.7 ~ ~ 측면 유사 실적선의 173. ~ - 길이와 배수량 본 선박의 설계속도(3Kts)에 대한 유체동력학 적 측면은 단동선의 저항특성을 고려한 것으로 본 삼동선 연구에는 검토할 수도 있으나, 본 연구에 서는 삼동선의 특성상 보조선체의 효과에 의해 저 항특성이 변화 될 수 있으므로 유사실적함의 길이 에 대한 검토 결과(173.m ~ 199.m)와 배수량 (1,434Ton)을 기초로 주요제원과 선형계수를 검 토하였다. 2.2 폭(Breadth) 추정 단동선의 경우 저항 관점에서 폭이 감소하면 저 항은 감소되나, 복원성능이 감소함으로 적절한 값 을 선정해야 한다. 그러나 삼동선의 경우 주선체 의 폭이 작아도 보조선체가 존재함으로 선박의 복 원성에 큰 문제가 되지 않는다. 폭 추정은 유사 실적선 Table 2 Breadth range of Trimaran hull form 검토항목 폭 범위[m] 유사 실적선의 폭과 길이 12.7 ~ Ferry/ROPAX 8 Navy Trimaran Research Ship Ferry/ROPAX Trimaran Polynominal Fitting 7 Navy Trimaran Polynominal Fitting 6 3 Ferry/ROPAX Trimaran Navy Trimaran Reearch Ship Ferry/RoPax Trimaran Polynomial Fitting Navy Trimaran Polynomial Fitting Curve 19 Curve 2 Curve 21 Draft [m] B [m] B [m] L.B.P [m] Fig. 3 Relation between Breadth and L.B.P of the Trimarans Fig. 4 Relation between Draft and B WL of the Trimarans 의 길이에 따른 폭분포도로부터 추정이 가능하다 (Fig. 3). Table 1 의 길이범위(173.m ~ 199.m) 에 해당되는 유사 실적선의 폭 범위는 "12.7m ~

80 14.2m"이다. Table 2 는 유사 실적선의 선형검토 를 고려하여 결정한 폭 범위이다. 2.3 흘수(Draft) 추정 선박의 흘수는 폭과 함께 복원성에 영향을 미치 며, 내항성능 측면에서는 흘수의 감소가 Slamming 과 직접 연관된다. 그러나 삼동선의 경 우 주선체 뿐만 아니라 보조선체가 존재하므로 복 원성과 Slamming 을 고려한 단동선의 흘수 기준 을 동일하게 적용하는 것은 무리가 있다. 따라서 본 연구에서는 유사 실적선의 선형 특성을 검토하 여 흘수 추정을 수행하였다. 흘수 추정은 유사 실 적선의 폭에 따른 흘수 분포도로부터 추정이 가능 하다(Fig. 4). 유사 실적선 검토 결과에 의한 폭 범위(12.6m ~ 14.2m)에 대한 흘수의 범위를 검 토하면 4.8m ~ 5.6m 이다. Table 3 Draft range of Trimaran hull forms 검토항목 흘수 범위[m] 유사 실적선의 흘수와 폭 4.8 ~ 주선체의 선형계수 추정 선형계수 추정은 앞절에서 추정한 주요제원 범 위와 유사 실적선들의 선형 특성치를 참고하여 수 행하였다. C b 는 선박의 비대성 정도를 정의하는 선형계수 로서 소요 마력을 최소화하도록 선정 되어야하며, 특히 유사 실적선의 F n - C b 의 관계를 고려하 여 추정 할 수 있다. C b 추정은 유사 실적선의 F n 에 따른 깊이 분포도 로부터 추정이 가능하다(Fig. 5). 유사 실적선의 C b 값은 F n 의 변화에 따라 3 ~ 4 의 값 을 갖는다. 본 삼동선의 추정 선체 길이(173m ~ 193m)와 설 계속도(3 Kts)로부터 구한 F n 에 의 해 C b 를 추정하면 "3 ~ 5"이다. Table 4 는 유사 실적선의 선형검토를 고려하여 결정한 C b 의 범위이다. Table 4 C b range of Trimaran hull form 검토항목 F n C b 범위 유사 실적선.35 ~ 의 F n 와 C b.38 3 ~ 5 Cb Ferry/RoPax Trimaran Navy Trimaran Research Ship Ferry/RoPax Trimaran Polynominal Fitting Navy Trimaran Polynominal Fitting Fn Fig. 5 Relation between C b and F n of the Trimarans Table 3 은 유사 실적선의 선형검토를 고려하여 결정한 흘수 범위이다. 4. 주선체의 선수부 형상 4.1 벌브 형상 단동선의 경우 선수부 형상은 벌브(Bulb)채택 유무에 따라 형상이 크게 달라지게 된다. 벌브는 주로 조파저항의 감소에 영향을 미치며 본 삼동선 과 같은 F n =.37 정도의 고속선에 미치는 효 과는 크다. 삼동선의 벌브형상 유무에 대한 연구는 영국의 Nigel Gee 에 의해 연구되었고, 벌브와 벌브 없는 선형에 대한 효과는 Fig. 6 에 나타나 있다.[6] Fig. 6 을 검토하면 저속에서는 벌브선형의 잇점이 미약하나 선속이 증가하면서 다른 선형에 비해 저 항 감소로 인한 마력 감소 효과를 얻을 수 있다. 그러므로 본삼동선도 벌브형상을 채택하는 것이 저항 관점에서 유리 할 것이다.

81 Fig. 6 Bulbus bow effects on the Trimaran (Nigel Gee, [6]) 4.2 선수 형상 일반적으로 단동선의 경우 큰 수선면 계수와 벌 브를 포함하게 되면 V 형 선수가 생성된다. 또한 U 형에 비해서 V 형 선수가 내항성이 좋은 것으 로 알려져 있으며 초기 복원력 측면에서도 유리하 다. 삼동선은 내항성과 초기 복원성 측면에서 우 수한 V 형 타입의 선수부 형상이 유리 할 것이다. 그리고 유사 실적함이 대부분 V 형 타입의 선수부 형상을 지향하고 있다. Table 5 C m range of Trimaran hull form 검토항목 벌브 유무 선수 형상 결정타입 벌브 채택 V 타입 Table 5 은 함수부 선형검토를 고려하여 결정한 선수부 형상이다. 5. 보조선체 보조선체의 위치와 주요제원을 결정하는 것은 삼동선의 유체역학적 성능 효과과 밀접한 관계가 있다. 특히, 삼동선은 설계속도(3Kts) 구간에서 주선체와의 파 간섭효과를 고려하여 위치를 결정 함으로 매우 주요한 항목이다. 5.1 보조선체 형상 보조선체의 형상은 크게 2 가지로 구분할 수 있다. symmetric형상과 unsymmetric형상이 있으나, Benjamin B. Acker[3]와 강국진[1]의 연구 결과 를 종합해보면 symmetric 형상이 F n 전 영역에 서 조파저항 간섭효과가 우수하다. 그리고 설계속 도(3Kts, F n =.37)에서 각각의 보조선체 단독의 조파저항을 검토하면 symmetric형상이 우수하므 로, 두 선체사이의 조파저항의 간섭효과 차이가 보조선체 전체의 조파저항에 비해 크지 않다면, symmetric형상이 조파저항 관점에서 우수 할 것 이다. 또한 현존하는 실적선과 UCL에서 개념 설 계한 삼동선을 검토하여도 대부분 symmetric 형 상을 채택하고 있다.[7],[8] (Sidehull Dis. / Total Dis.)X1 [%] Ferry/RoPax Trimarn Navy Trimarn Total Displacement [TON] Fig. 7 Side-hull displacement ratio of the Trimarans(The side-hull dis. is % of total dis. in one hull) 5.2 보조선체 배수량 유사 실적선의 일반적인 보조선체 배수량은 전 체 주선체 배수량에 3%~6%(보조선체 1 개 기준) 로 결정한다(Fig. 7). 그리고 보조선체의 범위는 배수량이 증가해도 그게 변하지 않는다는 것을 확 인 할 수 있다. 그러므로 보조선체의 배수량은 주 선체의 3%~6%로 결정하는 것이 유리 할 것이다. 5.3 길이 추정 일반적으로 유사 실적 삼동선은 보조선체의 길이/ 주선체 길이 의 비를.3 ~ 로 한 다. Fig. 8 을 검토하면 유사한 F n 에서도 보조선체 의 길이가 매우 다양하다는 것을 확인할 수 있고, 상부 갑판의 설계관점에 따라 보조선체의 길이가 변화 될 수 있다. 본 삼동선의 보조선체 길이도 유사 실적함과 동일하게 적용할 것이다.

82 Sidehull Length / Centerhull Length Ferry / Ropax Trimaran Navy Trimaran Fn Fig. 8 Relation between the side-hull length ratio and F n of the Trimarans 5.4 보조선체 흘수 보조선체의 흘수는 군함과 일반상선과 차이가 있을 수 있다. 군함은 보조선체의 존재여부가 선 박의 복원성과 갑판면적 확보 뿐만 아니라 주선체 의 보호기능도 있기 때문에 일반상선과 차이가 있 을 수 있다. 강국진[1]의 연구에 의하면 주선체 흘수의 정도가 운항구간에서 조파저항 값의 변화가 비교적 적고 조파저항 성능이 우수하다. 5.5 보조선체 위치 보조선체의 위치 결정의 가장 큰 목적은 설계선 속에서 파 간섭효과를 이용하여 삼동선의 저항성 능을 향상시키는 것이다. (1) 종방향 위치 선형 특성상 선속에 따라 최적의 위치가 바뀌게 되므로 본 함의 최적 위치를 결정하기는 어려우나, 종방향 위치에 대한 CASE STUDY 및 실험 결과 를 검토하면, 선속의 전 영역에서 모두 우수한 종 방향의 위치를 결정하는 것은 불가능하나, 저속의 경우 보조선체가 선수쪽에 위치하는 것이 유리하 고, 고속(F n = 이상)의 경우 보조선체의 위치가 선미쪽에 위치하는 것이 조파저항 측면에서 유리 할 것이라고 추정된다. 그리고 파 간섭 효과가 F n 에 정량적으로 비례하지 않는다.[1],[3]. 또한 2,5 TON 급 군함에 대한 검토 결과에 의하면, F n =.267 에서 최적 위치는 선체 중앙부 이고, F n = 이상의 고속에서 최적 위치는 후방 에 위치할수록 우수한 조파저항 효과가 있는 반면, 2 만Ton급 고속 화물선에 대한 결과에 의하면 F n =.24 에서 선체 후방에 위치하는 것이 좋고, F n =.31 이상에서는 선체의 중앙에 위치하는 것이 우수하다. [1],[2] 그러므로 정확한 위치 선정을 위해서는 각 CASE 대하여 저항성능 해석과 실험을 수행하는 것이 필수적이다. (2) 횡방향 위치 선정 횡방향의 위치 변화는 오차범위 안에서 미미하 게 변화함으로 그리 큰 영향을 미치지는 않는 다.[1] 횡방향의 위치는 일반적으로 주선체의 폭 길이 와 같은 크기만큼 주선체의 CL 으로부터 보조선 체의 CL 까지 횡방향의 간격을 두는 것이 좋 다.(보조선체가 symmetric 선형인 경우 적용) 6. 삼동선 제원 검토 Table 6 에 밑줄친 배수량(11,1Ton)과 선속 (3Kts)에 적합한 삼동선의 선형 특성들을 검토 및 분석하여 주선체 및 보조선체의 주요제원 및 선형 특성계수와 비교하였다. 대부분의 결정 항목 이 선형 검토범위와 일치하도록 설계하였다. Fig. 9 는 Table 6 의 주요제원과 선형계수를 바탕으로 설계한 삼동선의 선형이다. Fig. 9 Body plan of the Trimaran

83 Table 6 Dimensions & hull form characteristics of the Trimaran Item Main Hull Side Hull LBP [m] Breadt h [m] Draft [m] [Ton] 173 * (173.~199.) 14 * (12.7~14.2) 6.5 * (4.8~5.6) 1,434 C b 5 Bow Hull Form V [Kts] Propul. * (3~5) V type/ Bulb * ( V type /Bulb) 76.5 * (51.9~86.5) Trima ran * (Around 3.25 ) 666 * (666~1,332 ) ,1 - - Symmetri c * (Symmetric ) 3Kts Twin Pod Propeller * Range of the Hull Form Consideration 7. 삼동선의 저항특성 한 이상과 같은 주요제원과 선형계수 검토를 수행 삼동선 선형의 조파저항 특성과 파계를 검토 하였다(Fig. 1, 11). 조파 저항계산은 삼동선(보 조선체와 주선체의 A.P 위치 동일)과 보조선체 없 는 주선체에 대해 수행하였다(Fig 11). 본 삼동선의 결과를 검토하면 단동선체일 경우, 36Kts 이전에는 삼동선 보다 조파저항이 적으나 36Kts 이상의 고속 영역에서는 삼동선보다 조파 저항이 증가 할 것으로 예상된다. 그러나 본 삼동 선 선형은 조파저항 관점에서 파의 간섭효과가 크 지 않아 그리 우수한 선형으로 볼 수 없으나, 본 삼동선의 일반배치 특성을 반영하여 보조선체와 주선체의 A.P 위치를 동일하게 설계하였다. Cw X 1 h/l Fig. 1 Wave Pattern of the Trimaran in 3Kts(Fn=.37) Side Hull A.P Only Main Hull V [Kts] Fig. 11 Relation between C w & ship velocity of the Trimaran 8. 일반배치 일반배치는 본 선박의 배수량(11,1Ton) 과 선속(3Kts) 에 적합하도록 설계하였으며 Table 7 의 설계목적에 맞는 일반배치를 Fig. 12 와 같이 수행하였다. 일반배치 결과를 Table 6 와 같이 본 삼동선의 주요제원 및 선형특성과 비교 검토 결과, 본 삼동 선은 유사실적선의 주요제원 경향과 선형계수 경 향에 유사한 경향을 나타내고 있다. 주선체와 보 조선체의 위치는 조파저항 측면에서 설계 선속에 서 단동선에 비해 크게 우수하지는 않으나, 갑판 위의 일반배치를 고려하여 보조선체의 선미가 주 선체의 A.P 에 일치하도록 설계하였다.

84 Table 7 Design Purpose of the Trimaran 9. 결 론 항목 선종 기항지 선정 선박 특성 내 용 Cruise Ferry - 기존 국제 크루즈선이 입항한 사례 가 있는 곳 - 항만개발 등 크루즈관련 개발계획 이 수립되어 있는 곳 - 기타 향후 크루즈 기항지로서 개발 잠재력이 우수한 곳 - 상해-부산-후쿠오카를 주요 기항 지로 하는 동북아 항로(항속거리 7 NM) - Night Ferry - Max Speed : 3 knots - Propulsion System : 전기추진체계 본 삼동선은 배수량(11,1Ton) 과 선속 (3Kts) 및 Table 7 의 설계목적에 적합하도록 일반배치를 설계하였고, 기존선의 선형특성 및 조 파저항 특성을 비교 검토하였다. 주요제원은 기 존 선박의 경향과 유사함을 확인하였고, 주선체와 보조선체의 위치는 조파저항 측면에서 설계 선속 에서 단동선에 비해 크게 우수하지는 않은 것을 확인 하였다. 향후 조파저항 관점에서 선형을 설계한다면 설 계 선속을 증가시키거나 보조선체위치를 변경시 키는 것이 유리할 것이라 추정된다. 후 기 본 논문의 내용은 과학기술부에서 지원하고 KRISO 와 한진중공업 및 대우조선해양이 공동으 로 수행하고 있는 과제 중 차세대 선박의 선형/ 개념 평가기술 개발 의 연구결과의 일부이다. 참 고 문 헌 Fig. 12 General Arrangement of the Trimaran [1] 강국진 외, 삼동선의 저항추진 특성연구, 1998 [2] 강국진 외, 2,5 톤급 삼동선의 선형개발과 저항추진 특성, 대한조선학회 제 32 호, 21 [3] Acker B., Micheal T. J., Tredennik O.W., Landen H.C., al., An investigation of the resistance Characteristics of Powered Trimaran side-hull Configuration, SNAME Transaction, Vol. 15, pp [4] L. J. Doctors, The Optimisation of Trimaran Sidehull Position for Minimum Resistence, Fast 23, October 23 [5] Hydrodynamics in ship design, SNAME, Harold E. Saunders, 1982 [6] Nigel Gee, Edward Dudson, Anthony Marchant, A New Hull Concept for Fast Freight and Car Ferry Applications [7] David. J. Andrew, Architectural Considerations in Trimaran Ship Design, Design & Operation of Trimaran Ship, April 24 [8] David. J. Andrew, Jun Wu Zhang The

85 Configuration for the Frigate of the Future, Naval Engineers Journal, May 1995 [9] Ships with Outriggers, Backbone Publishing Company, V. Dubrovsky, 24 [1] Multi-Hull Ships, Backbone Publishing Company, V. Dubrovsky & A Lyakhovitsky., 21

86 Rudder 설계 프로그램 개발 사례 박노준 1, 정영준 1, 박성우 1, 김영국 1 A Example of Program Deveopement for Rudder Design No-joon Park 1, Young-Jun Jeong 1, Sung-Woo Park 1, Yung-Kook Kim 1 Abstract Rudder 의 설계는 조종성능을 위한 Rudder 면적, 조타기 용량 산정을 위한 Torque 계산, 주어진 배의 제원 및 선미형상에 적합한 Profile 의 결정, 실적 자료의 경향 등을 고려하여 수행되어야 한다. 본 고 에서는 이러한 설계과정을 통합하여 효율적으로 수행할 수 있도록 구축된 Rudder 설계 프로그램을 소개 하고자 한다. 본 프로그램은 모든 Rudder 설계 Procedure 를 순차적으로 수행할 수 있도록 하고 있으며 실적 Database 와의 연계로 다양한 설계변수의 검토가 가능하다. 1.서 론 Rudder 는 선체의 조종성능을 맡고 있는 주요장 치로서 대부분 프로펠러 후류에 위치하여 프로펠러 에 의하여 유기된 유동의 입사각을 받아 작용한다. 이러한 Rudder 의 설계에는 조종성능에 직접적인 영향을 미치는 Movable Area 의 크기와 배의 선미 형상에 적합한 Rudder Profile 을 결정하여야 하며, 또한 적절한 Aspect Ratio 와 Balance Ratio 를 정 하고 Rudder 에 작용하는 Torque 를 파악하여야 한 다. 당사의 경우 이러한 작업은 일차적으로 Rule, 논문 등에 제시된 식을 이용하여 각종 Parameter 및 Rudder 형상을 결정한 후, 이를 실적선의 Rudder Data 경향과 비교하여 최종적인 Rudder 형 상을 결정하고 있다. 따라서 연구개발 과제인 선형/추진기 설계 일관 화 시스템 개발 의 일환으로 기존에 사용하던 분산 된 Work-station 기반의 프로그램들을 통합하고 실 적자료들을 Database 화 하여 프로그램 상의 설계 모듈과 연계시킨 Rudder 통합 설계 프로그램 Navita 를 개발하였다. 프로그램 개발환경은 Visual C++.Net 이며 기존 Fortran 프로그램들을 Visual C++ Source 에 연계한 형태로 하여 Window GUI 를 기반으로 구성하였다. 본 프로그램은 Rule 식 등에 제시된 계산을 자 동으로 수행하여 Rudder Area 및 Torque 를 추정 하고 Rudder Profile 을 Window GUI 상에서 편리하 게 수정할 수 있으며, 실적선 Database 의 경향을 직접적으로 Rudder 설계에 적용할 수 있다. 2. 주요 Parameter 추정 본 프로그램은 Horn 을 포함한 Semi-Balanced Type 의 Rudder 를 설계하기 위한 프로그램으로 배 의 주요 제원이 주어지면 다음 Fig. 1 과 같은 과정 을 거쳐 Rudder 의 주요 Parameter 를 추정할 수 있다. 2.1 Rudder Area Estimation Rudder 의 Movable Area 는 선박의 조종성능에 직접적인 영향을 미치는 요소이며 Rudder 설계 시 우선적으로 고려되어야 하는 부분이다. Rudder 의 1 (주)한진중공업 기술연구소

87 Movable Area 를 GL, DNV Rule 식 및 Norrbin, Murabashi, Yamada, Clarke Method 를 이용하여 추정하였으며 Horn Area 는 미지정시 실적 Data 경 향에 따라 Movable Area 대비 일정 비율을 갖도록 되도록 지정하였다 적은 추정된 면적에서 5~1%정도의 Margin 을 고 려하여 최종 결정된다. 2.2 K - T Estimation 현재 설계하는 Rudder 의 조종성능을 판단하기 위하여 K - T Estimation 단계를 거치게 된다. 조종성 지수인 K, T 는 아래와 같이 표현되며 Start Rudder Area Estimation (선급 기준 및 유사실적선과의 비교) 선회모멘트계수 K =, 선회저항계수 관성모멘트계수 T = 선회저항계수 조종성능 검토 (Nomoto chart 방법으로부터 K, T 검토) 보통 위 식을 무차원화하여 아래와 같이 사용한다. K K '=, T T '= V / L L / V Rudder Geometry 결정 및 Rudder Characteristics 검토 (선미선형 및 Balance Ratio, Aspect Ratio 등의 검토) Torque Calculation (Beaufoy, Jossel 의 식 및 Rule 식) Rudder Design 완료 Fig. 1 Rudder Design Procedure Fig. 2 K, T Chart. GL 및 DNV 식은 1/2 Horn 및 전체 Horn Area 를 포함하고 있는 면적이므로 Horn Area 를 고려하 여 각각의 면적을 추정하는데 이 때 Movable Area 를 계산할 식을 지정하면, 실제 설계 Rudder 의 면 K 는 선회성을 나타내는 지수로 선회성이 좋고 선 회 반지름이 작은 배는 K 가 크고, 선회성이 나쁘고 선회 반지름이 큰 배는 K 가 작은 것이 일반적이다.

88 T 는 배의 추종성 및 침로안정성을 나타내는 지수로 T 가 작으면 정상 선회에 도달하는 시간이 짧아지고 직진 경로에 빨리 복귀한다. 반대로 T 가 크면 정상 선회에 도달하는 시간이 길어지고 쉽게 직진 항로에 복귀하지 않는다. 다음 Chart(Fig. 2)를 이용하여 현재 설계하는 Rudder 가 조종성 측면에서 유리한지 아닌지를 판 단하게 된다. 계산된 K, T 값이 아래 Chart 의 Average Zone 위쪽에 도시되면 조종성이 양호한 선박으로 판단할 수 있으며 반대로 Average Zone 아래쪽에 도시되면 조종성이 불량한 선박으로 판단 할 수 있다. 이 때 조종성 측면에서 나쁜 결과가 나 오게 되면, Rudder Area 를 증가시키거나 다른 Dimension 을 조정하여 조종성능이 좋은 쪽으로 Rudder 를 설계하여야 하겠다. 2.4 Torque Calculation Rudder 의 움직임을 가능케 하는 장비인 조타기 (Steering Gear)의 용량을 선정하고 Rudder 의 강 도계산을 하기 위하여 Rudder 혹은 조타기에 유발 되는 Torque 를 파악하는 것이 매우 중요하다. Torque 는 다음과 같이 Jossel - Beaufoy 식을 이 용하여 추정하였고 그 값에 실적선의 시운전 결과 등으로부터 안전계수를 선정하여 함께 고려하였다. P = R V n A 2 r sin α (Beaufoy 식) x / c = sinα (Jossel 식) T(Torque)= P n (x-a) 2.3 Rudder Profile Modification 상기와 같은 방법으로 결정된 Parameter 들을 바 탕으로 하여 프로그램에서 대략적인 Rudder Profile 을 생성한다. 그러면 설계된 Rudder 를 가지는 배의 선미 형상 및 Rudder Characteristcs 를 고려하여 Rudder 의 Geometry 를 다소 조정해야 할 경우가 있다. 이 때 고려할 내용으로는 Propeller Clearance, Bottom Clearance, Transom 형상 등의 선미 형상 및 Aspect Ratio, Balance Ratio 등이며 Rudder Geometry 의 수정을 위해 Mouse 와 Cursor 키를 이용하여 좌표를 수정할 수 있으며 원 하는 수치를 Keyboard 로 직접 입력하여 수정할 수 도 있다. A R : Movable Area 면적(m 2 ) V r : 타에 작용하는 유속(kts) α : 타의 각도(deg) x : 타 전단부터 압력 중심까지의 거리 (m) c : 타의 폭(m) a : 타 전단부터 타 축 중심까지의 거리 (m) 또한 GL, DNV, LR, KR, NK, ABS 의 Rule Torque 계산식을 선택하여 표기할 수 있도록 하였 다. Rule Torque 계산식에서는 Rudder 형상에 따라 NACA, Hollow, Flat side, Mixed Profile, High Lift, Fish Tail, Nozzle Rudder, Single Plate 의 형태에 대한 각각의 계수 값을 따로 적용할 수 있도록 하였 으며 Rudder 의 위치 및 진행방향에 따른 적용도 가능하도록 하였다. 3. Database Reference Fig. 3 Rudder Geometry Modification 실적 Database 의 경향을 설계 선박의 제원에 적 용하여 적절한 Rudder Parameter 를 결정하거나 참 조할 수 있으며 Rudder 의 Movable Area, Horn Area, Aspect Ratio, Balance Ratio 는 DB 의 경향 을 적용하여 실제적으로 설계에 적용할 수 있다.

89 Rudder의 Database는 Fig. 4와 같은 구조로 구축 하였다. SHIPDB (Ship Dimension) Rudder Design Rudder Profile Maneuvering Fig. 4 Rudder Database Structure Movable Area/(L*ds)와 Horn Area의 Cb/(L/B), Lbp, B/ds, Lbp*ds 에 대한 경향을 각 각 알아볼 수 있으며 이 중 원하는 항목을 선택하 면 Database가 조회되고 Data간의 경향을 나타 내는 추세선을 Tecplot을 통하여 확인할 수 있다. 여기서 Tecplot Macro를 이용하여 추세선의 식 을 얻을 수 있고 추세선에 설계선형의 제원을 적 용하여 적합한 Movable Area 및 Horn Area를 결정할 수 있다. 이 때 해당 Data를 조회한 후 추 세선에서 제외하기를 원하는 Data를 지정하면 원 하는 Data가 제외된 Regression된 추세선을 얻 을 수 있다. Container 혹은 Tanker 등 선종별 Data만을 Sorting하여 분석하는 것도 가능하다. Aspect Ratio와 Balance Ratio는 Database내에 서 평균값을 취하도록 하였다. Fig. 5 와 Fig. 6 은 본 기능을 이용하여 당사 실적선의 [CB/(L/B) A R /(L*ds)], [Lbp*ds Horn Area] 간의 관계를 나타낸 것이다. 다음과 같이 Tecplot상에서 나타 난 추세선의 정보를 통해 설계 선박의 Dimension 에 해당하는 Rudder Area를 구할 수 있다. 본 기능을 통하여 Parameter 를 지정하면 프로 그램 상에서 자동으로 Rudder Profile 을 생성하 는데, 당사 실적선들의 Data 를 바탕으로 테스트 한 결과 프로그램을 통해 생성된 값들의 범위는 다음과 같았으며 본 기능을 통하여 설계 Parameter 를 결정하는데 큰 문제가 없음을 확인 하였다. Fig. 5 Database Reference [CB/(L/B) Amovable/(L*ds)] Fig. 6 Database Reference [Lbp*ds Horn Area]

90 생 성 치 Movable Area (지정치와 의 오차) Horn Area (지정치 와의 오 차) 2.%이내 약 1% Aspect Ratio (생성 범위) 약 1.75~1.9 Balance Ratio (생성 범위) 약 25~27% Database Reference 기능에서는 Movable Area, Horn Area 외에도 Database 내의 모든 Data 를 선택하여 두 항목 간의 경향을 알아보고 추세선을 얻을 수 있어, 어떠한 설계인자의 특성 이나 경향을 알아보는데 매우 효율적으로 사용될 수 있다. 4. 결 언 지금까지 Rudder 설계 프로그램에 대하여 간단 히 소개하였다. 본 프로그램을 이용하여 Rudder 의 설계를 수행한 결과 설계자의 능률이 증가되고 시수가 절감되었으며, 실적 조회가 편리해지므로 이로 인한 다양한 설계변수의 검토가 가능하게 되 었다. 오늘날 선박의 대형화로 인하여 조종성능의 확 보를 위해서는 Rudder 설계 시 보다 많은 변수를 고려하여야 한다. 향후 본 프로그램을 통하여 조 종성능 및 Rudder 에 영향을 미치는 많은 설계 Parameter 의 검토가 가능할 것으로 사료된다.

91 공기부양선의 최적구조설계 김보언 1, 양윤호 1, 김창욱 1, 손건호 1 Optimum Design of Air Cushion Craft Bo-E. Kim 1, Yun-H. Yang 1, Chang-W. Kim 1 and Gun-H. Son 1 Abstract 공기부양선의 경우 운용환경과 기능이 일반 배수량형 선박과는 매우 다르므로 작용하는 하중의 종류 및 크기 또한 많은 차이가 있게 된다. 특히 구조설계에 있어서 고속운항에 따른 충격하중과 관성력 등 이 중요한 인자가 되고, 수륙양용에 따른 지상착지와 육상운항에 대한 조건들이 고려되어야 한다. 공기 부양선의 고속운항과 부양을 위해서는 중량의 제어가 필수적인 관계로 적절한 선체 재질의 선정과 요구 강도를 만족하는 최소중량 설계가 요구된다. 본 연구에서는 공기부양선의 특성을 고려한 설계하중 및 최적의 구조배치를 검토하고, 구조설계 기준에 따른 국부강도 및 전체강도 평가를 통한 주요 부재치수 의 결정과정을 소개하고자 한다. 1. 서 론 공기부양선은 운용환경과 기능이 일반 배수량 형 선박과는 매우 다르며 4-6 노트의 속도로 운항중인 공기부양선의 운동에너지는 2 노트로 운항하는 동일한 배수량의 일반 선박에 비해서 4-9배 가량 크기 때문에 충격하중과 관성력 등이 구조설계의 중요한 인자가 된다. 또한 부양 및 고 속운항을 위해서 요구되는 동력의 크기가 공기부 양선의 중량에 의해서 결정되기 때문에 공기부양 선의 설계요구 성능을 만족하기 위해서는 엄격한 중량제한 조건이 요구된다. 따라서 공기부양선의 특성을 고려하면서도 중 량을 최소화하는 최적 구조설계가 요구되며 이를 위해서는 선체 재질의 선정 및 늑골방식과 늑골간 격의 결정이 합리적으로 이루어져야 하고 각 구조 부재는 공기부양선의 특수한 운용환경을 고려한 설계하중을 반영하여 설계되어야 한다. 본 논문에서는 공기부양선의 특성을 고려한 설 계하중 및 최적의 구조배치를 검토하고, 구조설계 기준에 따른 국부강도 및 전체강도 평가를 통한 주요 부재치수의 결정과정을 소개하고자 한다. 2. 본론 2.1 개요 본 공기부양선은 Fig. 1과 같은 형상으로 개발 되었으며, Fig.2에서는 중앙횡단면의 개략적인 형 상을 보여주고 있다. 공기부양선의 최적 선체 재료선정을 위해서 기 계적 특성, 구조효율, 강성, 가공성, 내식성, 보수 성, 구매성 등이 고려되었으며 5456 알루미늄 합 금을 선체 재료로 선정하였다. 2.2 설계 하중 1 한진중공업 기술연구소

92 공기부양선의 경우 운용환경과 기능이 일반 수 상선이나 함정과는 매우 다르므로 작용하는 하중 의 종류 및 크기 또한 많은 차이가 있으며 고속 운항에 따른 충격하중과 관성력이 구조설계에 있 어서 중요한 사항이 되고 수륙양용에 따른 지상 착지와 육상 운항에 대한 조건이 고려되어야 한다. 의한 부가 하중, 부양시 작용하는 파랑충격하중, 상륙 및 모함 적재 조건에 의한 착지 하중, 그리 고 화물의 고정과 계선 및 예인, 검사를 위한 호 이스팅 및 재킹 조건에 의한 하중이 있다. 설계하중에 관한 기준은 British Hovercraft Safety Requirements 규정과 미해군 함정 설계지 침을 기본으로 하였고, 참고문헌 "Hovercraft Design and Construction", "Air Cushion Craft Development"를 참조로 하여 결정하였다. Fig. 1 공기부양선의 외형 Fig. 2 중앙횡단면 개요 Table 1 함정 구조용 재질의 특성평가 구분 M H H FR AL S TS YS P Alloy 구조효 하 하 중 상 상 율 강성 중 중 중 상 상 가공성 상 상 중 중 상 내식성 중 중 중 상 상 보수성 상 상 중 중 상 구매성 상 상 상 상 상 주1) 강성은 단위 중량당의 강성임 공기부양선에 작용하는 하중으로는 부양과 비 부양조건에서의 선체 거더 전단, 굽힘, 비틂 하중 과 구조와 장비 자체 중량에 의한 고정하중, 탑 재중량에 의한 화물하중, 운동에 따른 관성력에 2.3 중앙 횡단면의 최적 설계 선체의 전반적인 구조의 특성은 선체 종굽힘모 멘트(Longitudinal Bending Moment)의 최대치를 나타내는 선체 중앙부의 형상에 크게 영향을 받으 며 중앙 횡단면의 설계는 선체의 구조부재 배치의 대표성을 지닌다고 할 수 있다. 선체의 최소 중량 설계는 선체 재료, 늑골 방식, 늑골 간격, 보강재 및 외판 치수의 선택 등 여러 가지 변수에 의하여 결정되어진다. 이들 설계 변수의 특성은 작용되는 하중과 구조물의 형상에 따라 선체의 중앙 횡단면 에 그대로 반영되며 중앙 횡단면의 단위 길이당 중량의 값을 이용하여 선체 최소 중량 설계의 여 러 가지 변수를 결정한다. 종늑골식 구조 (Longitudinally Framed Structure)의 경우 중앙 횡단면의 설계는 종늑골(Longitudinal Frame)의 간격과 종거어더 및 종격벽의 배치 형태가 주어지 면 그에 따른 설계(Scantling) - 해석(Analysis) - 검토 - 수정 - 해석의 과정을 반복하여 주어진 늑골 간격에서 적절한 강도를 갖는 결과를 얻게 된다. 기준이 되는 선체 종굽힘 모멘트는 유사실 적선의 자료를 활용하여 최대 종굽힘 모멘트를 추 정하였다. 중앙단면의 최적설계를 위해서는 강도기준을 만족시키는 부재의 선택이 필수적이다. 중앙횡단 면의 최적설계는 당사에서 개발 보유하고 있는 최 적설계 프로그램인 OPTM을 사용하였다. 프로그 램 OPTM은 미 해군의 SSDP(Structural Synthesis Design Program)과 유사한 과정을 따 라서 Plate와 Stiffener의 결합을 선정하며 최소 의 단면적을 가지면서 미 해군의 강도기준을 만족

93 시키는 최소중량의 부재들의 조합을 입력된 부재 목록 내에서 결정한다. Fig. 3은 중앙단면 최적설 계(OPTM)과정에 대한 흐름도를 보여주고 있다. 중량변화는 종부재를 T형상으로 선정하였을 때 중량감소의 효과가 가장 크게 나타나며 재질을 연 강(MS)을 사용하였을 경우에 비하여 알루미늄 합 금(Al-5456) 을 사용하였을 경우에 더 큰 중량감 소의 효과를 보인다. Fig.4에서 보이는 바와 같이 횡격벽 배치 간격 및 종부재 배치 간격의 변화에 따라서 선체의 중 량은 변화하게 되며 강도기준을 만 족하면서 최소 중량을 얻을수 있는 최적 구조배치 간격을 선정하 였다. 2.4 갑판의 최적 설계 공기부양선은 다양한 차량을 탑재하며, 특성상 다른 함정들에 비해 매우 빠른 속도로 운용되기 때문에 탑재 차량의 하중 뿐 아니라 함의 운동으 로 인한 동적 하중 효과를 고려하는 것이 구조 설 계시 매우 중요하다. Nominal Cushion Pressure, Bow Impact, Stern Impact, CG Impact등의 동적 하중을 고려하여 갑판 설계하중을 산정하였다. 탑 재되는 차량의 하중에 의한 요구 판두께는 다음과 같이 계산된다. 갑판 두께는 설계하중 조건에 대해 굽힘 응력에 의한 강도 및 탄성 압축 좌굴 강도를 고려하여 결 정하였고, 차량의 탑재시 바퀴가 놓이는 위치에서 발생할 수 있는 높은 국부 하중에 대해 충분한 강 도를 가질 수 있도록 하였다. 2.6 격벽의 최적 설계 격벽구조는 예측 가능한 극한조건에서 수밀을 유지하고 좌굴을 일으키지 않음으로써 손상에 의 한 침수 시에 부양력을 유지하고 주선체 강도에 기여하여야 한다. Fig. 3 OPTM 중앙단면 최적설계 흐름도 Fig. 4 OPTM 계산 결과 특히 공기부양선의 횡격벽 및 종격벽은 상부에 작용하는 고정하중과 가속도를 고려한 화물갑판 의 차량운용에 따른 수직하중에 의하여 발생하는 응력을 견딜 수 있도록 설계되어야 한다. 본 공기 부양선의 격벽은 구조의 자중 및 수직 관성 하중 계수를 고려한 탑재 장비의 자중, 침수하중, 탱크 넘침에 의한 하중을 적용하여 최적의 부재치수를 선정하였으며 각 부재치수는 Table 2와 같이 주 어진 강도기준을 만족하였다. 공기부양선의 횡격 벽의 형상은 Fig. 5와 같다.

94 Table 2 격벽 부재치수에 대한 강도 검증 구 분 강도 기준 평가 인장 f / 1. 만족 압축 (좌굴) t F b t Fb + f c / KFc f / 1. 만족 전단 f / 1. 만족 s F b Fig. 6 유한요소 해석모델 Fig. 5 공기부양선의 횡격벽 형상 2.7 강도 검토 공기부양선의 선체 강도에 지배적인 영향을 미 치는 하중상태에 대하여 유한요소 해석을 수행하 여 구조적 안전성을 평가하였다 유한 요소 모델 상용 구조 해석 소프트웨어인 ANSYS R7.1을 사용하였으며 선체 부력상자의 주요 판재 즉, 갑 판재, 외판, 횡늑골, 종격벽 및 횡격벽을 SHELL63요소를 이용하여 모델링하였으며, 판재 에 취부되는 보강재는 BEAM4요소를 이용하여 모델링하였다. 공기부양선의 상부 구조물은 강도 에 기여를 하지 못하는 것으로 가정하고 생략하였 으며, 상부 구조물과 프로펠러 덕트는 질량 요소 를 써서 하중에 의한 영향을 선체에 전달하는 방 법으로 모델에 고려되었다. 해석을 위한 모델에 대한 개요는 다음의 Table 3과 같다. Table 3 유한요소 모델의 개요 구 분 제 원 절점 개수 2, 요소 개수 41, - Shell63 요소 21, - Beam4 요소 16, - Mass21 요소 4, 하중 조건 선체가 받는 하중은 운용상태에 따라 달라지게 되며 부양상태 및 비부양상태 및 착지상태에서 종 부재 및 횡부재에 미칠 영향이 가장 클 것으로 예 상되는 하중을 산정하여야 한다. 본 공기부양선의 강도 해석을 위하여 다음의 Table 4와 같이 해석 하중을 산정하였다. 부양상태에서는 선저충격하중 과 자중 및 탑재장비에 대한 관성력 하중을 적용 하였고, 비부양상태에서는 부력과 자중 및 탑재장 비의 중량을 하중으로 적용하였으며, 착지상태에 서는 자중 및 동적효과를 고려한 탑재장비의 하중 을 적용하여 탑재장비 중 가장 중량이 장비가 탑 재되는 하중조건을 산정하였다. Table 4 해석을 위한 하중 산정 구 분 운항상태 경하상태 부양 상태 설계 만재상태 경하상태 설계 만재상태 비부양 상태 최소운항상태 설계 과적상태 착지 상태 설계 과적상태 선체에 작용하는 부력하중은 비부양 상태에서 는 일반 배수량형의 함정과 마찬가지로 파랑에 의 한 수두를 선체 외판에 가해주는 방법을 사용하였 다. 부양 상태에서의 파랑 충격하중은 선체의 길이 방향으로 좁은 구역에 발생하며, 다음과 같이 집

95 중 하중 F가 작용하는 것으로 가정할 수 있다. F = Nw W 여기서 파랑 충격하중 계수 Nw는 선박의 배수 량에 대한 충격하중의 비율이며 파랑 충격하중 계 수 Nw와 이에 따르는 선체 가속도 분포는 BHSR (British Hovercraft Safety Requirements)에 규정하는 방법에 따라 계산하였다. 부양 상태에서는 종방향으로 가속도의 분포가 변하게 되므로 요소의 질량과 요소의 위치에 따라 각각의 요소에 가해지는 관성력을 요소를 이루는 절점에 절점력으로 가해주는 방법을 사용하여 선 체의 중량에 의한 하중을 모델에 적용하였다. 8 횡강도 검토 비부양 상태 Fig 해석 결과 공기부양선에 대한 구조해석을 수행하였으며 Fig. 7,8,9와 같이 종강도, 횡강도 및 비틂강도 기 준을 만족하는 해석결과를 얻었다. Table 5는 해 석에 적용된 재료의 허용응력 기준을 제시하고 있 으며 Table 6에서는 최대 응력결과가 발생하는 대표적인 하중조건에서의 해석 결과를 보여주고 있다. Table 5 허용응력 기준 허용인장응력 허용전단 허용압축응력 적용재질 응력 Von-Mises 응력 태 비틂강도 검토 착지 상태 2 Table 6 해석 결과 (단위 : kgf/ cm ) 구 분 단 전 축 압 장 인 Fig. 9 Von- Mises 부양 상태 비부양 상 착지 상태 AL kgf/ cm kgf/ cm 2 3. 결 론 Fig. 7 종강도 검토 부양 상태 이상과 같이 공기부양선의 특성을 반영한 설계 하중 및 재질을 선정하여 요구강도를 만족하고 최 소의 중량 및 작업성을 고려한 부재 배치 간격을 결정하였으며 구조부재에 대하여 전체강도 및 국 부강도를 만족하는 부재치수를 결정하였다. 설계된 공기부양선에 대하여 유한 요소 해석을 수행하여 설계결과를 검토하였으며 해석결과는 허용응력 기준을 만족하였다. 이상과 같은 공기부양선의 설계 과정은 향후 다

96 른 유형의 공기부양선의 개발에도 참고자료로 충 분히 활용될 것으로 사료된다. 참 고 문 헌 [1] Mantle, Peter J., Air Cushion Craft Development, University Press of The Pacific, Honolulu, Hawaii, 2 [2] British Hovercraft Safety Requirements, Civil Aviation Authority, 1991 [3] Elsley, G.H. and Devereux, A.J., Hovercraft Design and Construction, David & Charles, Newton Abbot, 1968 [4] Structural Design Manual for Naval Surface Ships, NAVSEA 9-LP-97-41, Naval Sea Systems Command, 1976 [5] General Specification for Ships of the United States Navy, NAVSEA, 1995 [6] DDS 1-4, Strength of Structural Members (Supercedes DDS 1-4 of 1 Feb 1979), Naval Sea Systems Command, 1982 [7] DDS 1-6, Longitudinal Strength Calculation, 195 [8] ANSYS Element Reference, ANSYS Inc., 23

97 초대형 콘테이너선의 축계정렬 계산 사례 소개 강동춘 1, 박건우 1, 김경호 1 A Example of Shaft Alignment Calculation for Large Container Ship Dong-choon Gang 1, Gun-Woo Park 1, Geong-Ho Kim 1 Abstract 최근 선박의 초대형화에 따른 프로펠라의 대형화 경향에 따라 축계 설계에서 축계 정렬 계산의 정확성이 요구되고 있다. 축계 정렬 계산은 일반적으로 추진축계에서 운항중 각 베어링에 적당한 하중을 분포시키고, 축계 굽힘응력을 베어링재료의 허용치 범위내 분포시키며, MIS-ALIGNMENT 로 인한 진동을 유발시키지 않는 것을 목적으로 하고 있다. 따라서, 본 사례에서는 초대형 선박의 축계 정렬 계산에서 선체의 변형 및 프로 펠러 추력, 동적운행상태 등을 고려하여 베어링의 적정한 하중분포를 위한 계산을 수행하였다. 이를 통해 서 축계하중분포를 계산상으로나마 간접적으로 확인할수 있다. 또한, 계산결과에 의하여 안정적인 축계배 치를 통하여 품질향상에 크게 기여하였다. 1. 서 론 일반적으로 초대형 콘테이너선의 경우 프로펠러 의 대형화에 따른 선미 후부베어링에 과도한 하중 분포로 인한 베어링 손상에 대비한 축계정렬해석이 요구되고 있다. 최근 당사에서 설계중인 초대형 콘 테이너선박의 경우 대형화된 Propeller 중량에 의 한 선미베어링의 각부에서의 반력분포를 기존의 상 용프로그램으로는 해석이 어렵게 되었다. 또한 축 계의 베어링들의 반력은 축계 정렬 계산서상에 표 시되는 영향계수 (RIN, Reaction force Influence Number)를 통해서 볼때 베어링 지지점의 수직높이 의 변화에 아주 민감하다. 이런 수직변동에 영향을 주는 인자로는 Hull Deflection 과 Main Engine 의 온도변화 및 Propeller 추력 및 부력에 의한 Propeller 의 중량 변화등이 있다. 베어링 지지점의 수직변동의 원인는 유연한 선체구조에 의하여 흘수 에 따라 선체변형이 발생하는 것이다. 이에 따라 선체 구조의 변형을 예측할 때 어려움 은 축계 정렬의 허용값은 수 밀리미터인데 비하여 선체구조는 수십 밀리미터의 오차를 가진다는 것이 다. 따라서 축계 정렬 계산과 실제 적용의 정확성 이 최근 선박의 대형화에 따라서 요구되고 있다. 이러한 선체구조와의 불균형문제를 해결할 수 있는 방안으로 이상적인 축계정렬 방법은 흘수 변화에 따른 선체변형을 고려한 베어링 하중 분포를 계산 하여 충분한 해석결과를 바탕으로 축계정렬을 시행 하는데 있다 할 것이다. 이에 당사에서는 초대형 콘테이너 선박의 프로펠 러 중량증가에 따른 선미 베어링 각부의 반력변화 에 대한 계산에 관심을 가지고 유한요소법에 의하 여 선체 흘수조건과 프로펠러의 운동조건에서의 대 형 콘테이너 선박의 축계 정렬계산을 수행하여 각 베어링의 반력의 변화가 어떠한 경향을 보이는지를 소개하고자 한다. 2. 축계 제원 및 배치 2.1 선박 제원 1 한진중공업 기장설계팀

98 본 선박은 8teu 급 콘테이너 선박으로 선박제 원은 Table 1 과 같다. Table 1 선박 제원 을 상회하는 것으로 계산되었다. Length(BP) 39.2m Breadth 42.8m Depth 24.6m Full load draft 14.47m Ballast draft 7.42m Fig.1 축계배치도 3. 축계정렬 계산 과정 소개 2.2 축계 제원 본 선박의 엔진은 SULZER 사의 12RTA96C-B 엔진을 탑재하였으며, 축계 제원은 Table 2 와 같다 Main Engine Shaft Propell er 2.3 축계 배치 Table 2 축계 제원 Sulzer NSD 12RTA96C-B MCR : 9336 PS x 12 RPM Popeller Shaft No.1 Interm. Shaft No.2 Interm. Shaft Diameter: Φ975 mm Length : 12,936 mm Weight : abt. 73 ton Diameter : Φ 8 mm Length : 11,5mm Weight : abt.47.8 ton Diameter : Φ 8 mm Length : 9,45mm Type : F.P.P. Diameter : 8.8 m Weight : abt. 12 tons Weight : abt.46.4 ton 축계 배치는 Fig.1 에서 보는 바와 같다. 축계배 치상 프로펠러의 중량 증가와 선체구조의 유연성을 고려한 축계 정렬 계산 및 축의 휘둘림진동을 고려 하여 베어링의 위치를 고려하여야 한다. 본 선박의 경우 축계정렬 계산에 의거 선미 베어링에 Double slope 이 적용되었으며, 휘둘림 진동은 상용 RPM 3.1 선체 Hull Girder 베어링부 변형량 계산 유한요소법에 의하여 선체전선모델에서 베어링 각부의 변형을 흘수 조건에 따라 계산수행한다. 또 한 엔진의 열팽창에 의한 변형량을 계산에 포함시 킨다. 3.2 축계에 부가되는 외력계산 프로펠러의 부력에 의한 Weight 변동과 프로펠 러의 편심 추력과 모멘트 및 엔진의 Shaft alignment model 상 Crank shaft 에 부가되는 외력 등을 계산에 포함시킨다. 3.3 축계 베어링 지지점 고려사항 선미 after stern tube bearing 의 지지점에 대하 여 논란의 소지가 있지만 본 계산에서는 BV(프랑 스 선급)의 권고사항인 2 point 베어링 지지점과 다 수의 베어링 지지점을 적용하는 방법으로 계산을 수행하였다. 참고로 ABS(미국선급)에서는 actual contact point 개념으로 베어링의 접촉부의 면적 과 베어링의 상태를 고려하여 single point 와 2 point 개념 및 다수의 지지점을 적용시킬수 있는 방안에 대해 소개하고 있다. 실제적인 확인방법으 로 유한요소모델에 의한 다수의 베어링 지지점을 계산에 활용하는 방안을 점차 요구받고 있는 실정 이다. 3.4 베어링의 최대 허용 하중을 고려한 축계베어 링 slope 량 계산 선체 흘수 변화와 프로펠러 구동시에 부가되는 추력을 고려하여 최적의 베어링 slope 량을 계산한 다.

99 4. 계산 결과 및 분석 4.1 흘수 변화에 따른 선체변형량 4.3 정적 상태와 동적상태의 베어링 반력 변화 Shaft alignment result (3) Relative deformation of double bottom between Full load and Ballast conditions Relative deformation in vertical direction (m) Aft bush Fwd bush position / PPAR (m) Full load - Ballast Main Engine 선체흘수의 변화에 의하여 베어링 부위의 지지점 수직 높이변화가 최대 1.8mm 의 차이를 볼수 있다. 4.2 홀수에 변화에 따른 베어링 반력 변화 load(ton) Aft Bush Fwd Bush shaft alignment result (1) Int.brg no.1 Int.brg no.2 Bearing M/E No.1 M/E No.2 M/E No.3 Ballast 12rpm Full load 12rpm 선체흘수 변화에 따라서 선미 s/t aft bush 와 fwd bush 의 load 변화가 크게 난다는 것을 확인할 수 있다 shaft alignment result (2) Ballast Static Ballast 12rpm Hogging load(ton) Aft Bush Fwd Bush Int.brg no.1 Int.brg no.2 Bearing M/E No.1 M/E No.2 M/E No.3 Static Ballast Final Ballast Slow rpm Ballast 12rpm 프로펠러의 추력 모멘트의 영향에 의하여 동적거동 시 Aft bush 와 Fwd bush 의 load 변화에 큰 영향 을 미치는 것을 결과를 통해 확인할수 있다. 4.4 선미 bearing 의 load 변화따른 적정 slope 량 결정 LOAD(TON) STERN BUSH LOAD aft bush aft aft bush mid aft bush fwd fwd bush POSITION Ballast static Ballast 4rpm Ballast MCR Aft stern tube bush 의 각지점별 load 분포를 통하 여 local 의 pressure 값을 static 과 dynamic 조건 을 고려하여 적정한 bush slope 량을 결정 할 수 있다. 본 선에서는 아래 Fig.2 와 같이 Aft stern tube bush 에 double slope machining 으로 베어링 끝단부위에 작용하는 peak pressure 를 재료의 허 용 응력이내로 설계할 수 있었다. 14 load(ton) Static Ballast Ballast 12rpm Sagging 2 Aft Bush Int.brg no.1 M/E No.1 M/E No.3 M/E M/E No.5 No.7 Bearing M/E No.9 M/E No.11 M/E No.13 M/E No.15 M/E 의 경우에도 Hogging 과 Sagging condition 에 따라 선미측 베어링의 load 변화가 큼을 알수 있다. Fig.2 aft stern bush 가공도

100 본선박에서는 Aft stern tube bush 의 가공시에 1mm 의 initial slope 에 추가로 선미방향에 double slope 를 적용하여 가공하도록 설계하였다. 4.5 축계 휘둘림(whirling) 진동 해석 결과 (단위 : Hz) 수평방향(T) 수직방향(V) 1 차 차 차 프로펠러에 의한 가진 주파수는 날개수(6 익)를 고려하면, 1.2Hz 이므로 1%의 margin 을 고려하 더라도 양호한 결과를 얻을 수 있었다 5. 결 론 앞서 언급된 계산 결과에서 보듯이 선체 흘수 변 화에 따라 선미 후부 베어링과 선미 선부 베어링의 하중변화가 큰 관계로 실제 프로펠러 추력에 대한 영향을 설계에 반영하여야 되며, 또한 중간축베어 링의 하중분포도 흘수 변화와 정적상태 및 동적상 태에서의 해석결과에서 하중의 이동현상이 발생함 을 알수 있었다. 또한 Main Engine 베어링의 하중 변화도 흘수 변화와 동적상태에서 no.1 bearing 에 서 load 변화를 계산상으로 확인할 수 있었다. 또 한 축계 휘둘림 진동 계산을 통하여 안정적인 축계 배치상태를 확인할 수 있었다. 결론적으로 본 계산 서의 결과를 바탕으로 초대형 콘테이너선박의 고중 량 프로펠러 영향 및 선체흘수 변화를 고려한 축계 정렬계산을 수행할수 있었다. 추가적으로 정확한 축계정렬의 정확성을 위해서는 실제 동적거동시에 계측의 필요성이 있다 할것이다. 참 고 문 헌 [1] R. Ville/ C. Andreau Line shafting alignment studies, Bureau Veritas / Tecnitas 24 [2] ABS Guidance notes on propulsion shafting alignment April 24.

101 공기부양정 NVIS 설계 개념 박상기 1, 박봉춘 1 The Design Concept of the Hovercraft Night Vision Imaging System (NVIS) Sang-K. Park, Bong-C. Park 1 Abstract NVIS is a very powerful aid to aircrew vision which extend the conditions for successful missions into all night conditions. Light amplification by a factor of several thousand gives crisp, bright images from very low levels of natural illumination (such as overcast star light ) under which the unaided human eye would be essentially blind. Thus the aircrew, with NVGs mounted on a flying helmet, can look around and survey all the outside scene to study terrain, ground features, potential targets, other aircraft etc. almost as effectively as in normal day conditions. However, the utility of NVG can be compromised by the light from displays or any other light emitting components in cockpit unless their design has been subject to the disciplines of NVIS compatibility. These disciplines define, implement and validate the techniques that have evolved to allow displays, lighting component and NVIS to co-exist in the hovercraft. This report outlines the implications of such concepts and requirements for hovercrafts NVIS design. 1. 서 론 전쟁 역사에서 야간 작전은 항상 행동의 제한을 받아왔다. 특히 야간에 전투하는 군인은 햇불 또는 서치라이트와 같은 인공 조명에 의존해야 했다. 그 런데 전장에서 조명을 사용하는 것은 전략적 위 치 및 진로 방향이 노출되므로 불리한 결과를 초래 할 수 있다. 195 년대에 시작된 새로운 기술 (NVIS)은 이러한 상황에 변화를 가져왔다. 야간에 서와 같이 아주 소량의 빛에서 사물 식별을 위해 야간 투시경을 사용하는데, 이 야간 투시경에 적합 한 환경 또는 조건을 NVIS 라 할 수 있다. NVIS 는 육상에서 시작하여 항공기 부분으로 적용, 발전한 기술로서, 선박부분에서 이러한 기술 적용은 다소 생소하고, 그 개념 또한 낯설다. 공기부양정 설계, 건조에 즈음하여, NVIS 개념을 소개하고, 공기부양 정 NVIS 적용에 대해 간략히 살펴보고자 한다. 2. 야간 투시경(NVG) 이해 Night Vision Goggle(NVG), 흔히 야시경이라고 줄여서 부르는 야간 투시경은 밤이나 또는 밤과 같 은 어두운 장소에서 목표물이나 야시경 그 자체가 가진 광원에 의존하지 않고, 주위에 존재하는 미세 한 빛을 증폭시킴으로써 사용자가 목표물을 볼 수 있도록 해주는 전자 광학장비 이다. 야시경을 착용하지 않은 시야각이 19 도 라면, 고글형 야시경의 관측각은 보통 35~4 도 사이로 서 야시경 착용전보다 시야각은 줄어들지만 물체 포착과 행동에 용이한 시야각을 제공한다. 그리고 1. 배율을 적용하여 착용자가 움직이는 중에도 안 1 (주)한진중공업 기술연구소

102 정적인 장면을 불 수 있게 한다. 쌍안 야시경의 경 우, 넓은 시야보다는 멀리 볼 수 있는 시야를 더 중 요시하는 사용자에게 적합한 제품으로 관측각이 8~15 도 정도로 좁은 편이며, 배율도 1. 이상 확 대된 배울을 가진다. Fig.2 에서 보듯이 인간의 눈은 555nm 대의 파 란색(Green)에서 가장 잘 반응한다. 물론 하늘색 (Turquoise), 노랑색(Yellow)에서도 비교적 잘 반 응한다. 따라서 야시경의 시야색을 파란색(Green) 으로 하여 색감(Color Shade)을 잘 구별할 수 있도 록 하였다. Fig.2 는 주야간에 있어서 사람의 시력 특성을 나 타내는 것으로 주간에는 555nm 에서 가장 잘 반응 하며, 야간에는 55nm 근처에서 가장 잘 반응하는 것을 알 수 있다. Fig.1 Night Vision Goggle 야시경에는 그 용도와 사양이 각기 다른 다양한 유형의 제품들이 있기 때문에 야시경 구입시 각 제 품별 특징과 성능, 사용자의 이용 목적을 고려하여 가장 적합한 제품을 선택해야 한다. 2.2 야간 투시경 구조 야간투시(Night Vision) 능력을 향상시키기 위해 서는 두 가지 방법이 있다. 첫째는 망원경이나 조 명을 사용하여 인간 눈에 이르는 빛의 양을 증대 시키는 방법이고, 두번째는 NVIS 처럼 평상시 감지 할 수 없는 소량의 빛을 증폭하는 방법이 있다. 2.1 사람의 시야 특성 사람마다 또 성에 따라 색채 민감도(Color Sensitivity)가 다르다. 특히 남성보다는 여성이 색 채에 보다 민감하다. 대체로 사람의 눈은 특정 파 장대의 특정 색에 잘 반응한다. Fig.2 Human Visual Response at Night (Scotopic) And in the Day (Photopic) Fig.3 Diagram of an NVIS intensifier tube 우리가 사물을 볼 수 있는 것은 사물에서 반사되 는 빛이 망막에 다다르기 때문이다. Fig.3 은 야간 투시경에서 가장 중요하면서 비싼 Intensifier Tube 를 보여주고 있다. Photocathode Receptor 는 가시 또는 적외선 에너지(Infra-Red Light Energy)를 전자(Electron)로 바꾸어 준다. Microchannel Plate(MCP)는 Photocathode 에서 방출된 많은 전자를 증폭한다. Green Phosphor Screen 은 전자를 가시 이미지(Visible Image)로 바꾼다. 따라서 미세한 빛을 증폭시켜 목표물을 본 다는 것은 목표물의 이미지가 야간 투시투시경을 관통하여 들어온다는 것이 아니라, 야간 투시경 내 의 형광스크린에 빛이 증폭되어 나타나는 전자적 이미지를 보는 것이다.

103 2.3 야간 투시경 발전 (1) Generation I 196 년대 초반에 등장한 1 세대 야간 투시경으 로 증폭율은 1, 배 정도이다. 만월에서 사물 인 식에 필요한 빛 증폭이나 감도(Sensitivity)가 부족 한 편이었다. Multi-Alkali Photocathode 를 사용하 였고, 크기가 크고 이미지 왜곡(Distortion)으로 신 뢰성이 낮은 편이다. (2) Generation II Microchannel Plate(MCP) 발달로 196 년대 후 반에서 197 년대 초에 등장한 2 세대 야간 투시경 으로 증폭율은 2, 배 이다. 1 세대 보다 더 약 한 달빛(1/4 배)에서도 사물인지가 가능하고 크기도 많이 작아졌다. AN/PVS-5 가 여기에 해당되며, 1 세대와 함께 육상용이며, 아직 달빛에 많이 좌우된 다. Multi-Alkali Photocathode 을 사용한다. (3) Generation III 최근에 등장한 3 세대 야간 투시경으로 1,2 세대 가 달밫에 영향을 많이 받아서 달빛과 같은 주위 불빛이 없으면 사물인지에 어려움이 있다. 그러나 3 세대 야간 투시경은 Fig.4 에서 보는 바와 같이 달빛에 관계없이 사용할 수 있다. 즉 나뭇잎에서 반사되는 적외선 영역의 파장을 증폭하여 가시 영역인 달빛에 관계없이 사용할 수 있게 되었다. 3,~5, 배 정도의 증폭율을 가지며, 항공기 용으로 주로 사용되지만 육상용으 로도 사용되고 있다. Gallium Photocathode 를 사 용한다. 3. NVIS 규정(MIL SPEC) (1) MIL-L 군 규격은 기술발전과 필요성에 따라 발전되어 왔다. 헬기 조종실(Crew Station)을 설계함에 있어 서, 헬기의 내부 조명이 Aviator s Night Vision Imaging System (ANVIS)에 호환이 되는 규정과 검증 방법이 필요했다. 이러한 필요성으로 MIL-L 가 생겨났으며, 주로 헬기에 적용되었다. ANVIS 와 간섭을 피하기 위해 저고도 밤 하늘에서 방출되는 5~6nm 파장대의 감도(Sensitivity) 를 줄이는 Minus-Blue Filter 를 채용했다. 나뭇잎 에서 반사되는 파장을 이용하기 위해 붉은색을 통 과하는 필터를 사용했지만 조종실(Crew Station)의 붉은색은 ANVIS 와 호환되지 않으므로 최소화되어 야 한다. (2) MIL-L-85762A MIL-L 의 수정(Revision) 본으로, 헬기 이외 다른 항공기 즉 고정익 항공기 까지 NVIS 적 용을 확대하기 위해 제작되었다. NVIS 라는 용어가 공식적으로 사용되고, ANVIS Radiance (AR) 대신 NVIS Radiance (NR)가 사용되었다. 또 아래 4. NVIS 분류 방식을 소개(Class C 는 제외)하고 있다 년 8 월 26 일에 작성되어 11 년 동안 NVIS 호환 기준으로 사용되었다. (3) MIL-STD-39 일반적으로 널리 적용할 수 있는 기준이 필요했 고 새로운 기술 발전을 수용하기 위해 MIL-STD- 39 가 생겨났다. 21 년 2 월에 발효되었으며, MIL-L 에서 규정한 조명 시스템 요구사항 은 언급하지 않고 있다. 단지 인터페이스 (Interface)와 성능(Performance)을 규정하고 있다. 4. NVIS 분류 Fig.4 Response of Unfiltered Gen II and Gen III NVIS MIL-L-85762A 에서 처음 제시한 것처럼 다음과 같이 분류할 수 있으며, Class C 는 MIL-STD- 39 에서 처음 소개되었다. (1) TYPE I Direct View Image 를 보기위해 3 세대 야간 투

104 시경을 사용한 NVIS 로서 영상은 오직 NVIS Phosphor-Screen 에 나타난다. CLASS A 와 함께 보통 속도가 낮은 헬기에서 사용되며, 조종사는 계 기를 보기위해 눈을 아래로 보아야 한다. (2) TYPE II NVIS Phosphor-Screen 에 나타난 이미지와 조 종실 계기를 동시에 볼 수 있도록 구성한 NVIS 이 다. 이것은 Head Up Display (HUD)라는 장치와 Combiner Lenses 를 사용하여 효과적으로 NVIS 를 달성할 수 있다. CLASS B 와 함께 비교적 고속 의 고정익 항공기(Fixed Wing Aircraft)에 적용되 는 개념이다. 사용할 수 있다. (5) CLASS C 어떤 항공기는 Hologram 을 이용한 HUD 를 사 용하는데 이 Hologram 은 특정 파장 즉 Green 색 을 사용한다. 그런데 CLASS A, CLASS B NVIS 는 Green 색을 차단함으로 HUD 를 잘 볼 수 없다. 따 라서 Fig.6 에서 보는 바와 같이 555nm 에서도 잘 볼 수 있도록 새로운 필터를 채용한 것이 CLASS C 이다. Fig.6 Relative Spectral Response Characteristics of Class A, B and C NVIS Fig.5 Head up Display (3) CLASS A 야간 투시경에 특정영역 이하 파장대의 감도 (Sensitivity)를 감소시키기 위해 625nm Minus- Blue Filter 를 사용한 NVIS 이다. Fig.6 에서 보는 바와 같이 595nm 파장에서 1% 감도를 갖으므로 조종실에서 Blue, Green, Yellow 색을 사용할 수 있다. 그러나 붉은색 스펙트럼과 CLASS A NVIS 감도(Sensitivity)와 겹치기 때문에 붉은색(Red)은 호환되지 않는다. 일반적으로 붉은색은 비상 신호 용으로 많이 사용하므로 사용을 완전히 배제할 수 없어 그 사용을 최소화 해야 된다. (4) CLASS B 야간 투시경에 특정영역 이하 파장대의 감도 (Sensitivity)를 감소시키기 위해 665nm Minus- Blue Filter 를 사용한 NVIS 이다. Fig.6 에서 보는 바와 같이 625nm 파장에서 1% 감도를 갖으므로 조종실에서 Blue, Green, Yellow 색과 함께 Red 도 5. NVIS 요구사항 (1) 격실 조명 특별히 다른 규정이 없으면 격실 조명은 Table 1 과 같다. NVIS 와 간섭을 피하기 위해 완전 밝기에 서.2%까지 밝기 조정 또는 OFF 할 필요가 있다. Table 1. General Lighting For Crew Station And Component

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