KR100609820B1

KR100609820B1 - 풍압저항을 경감시키기 위한 선박

Info

Publication number: KR100609820B1
Application number: KR1020040096004A
Authority: KR
Inventors: 요시카즈 다나카
Original assignee: 가부시키가이샤 쇼센 미츠이
Priority date: 2004-07-29
Filing date: 2004-11-22
Publication date: 2006-08-08
Also published as: JP2006036118A; JP4401891B2; KR20060011771A

Abstract

본 발명은 선박이 받는 풍압저항을 경감시키는 것으로, 선체(11)와, 상기 선체의 상갑판(14-1)과 양 현측부(16a, 16b)가 이루는 각각의 각부에 선수로부터 선미의 방향을 따라 형성된 절흠 스텝부(18a, 18b)와, 적어도 한 쪽의 절흠 스텝부에 설치된 환기 유니트(21)와, 상기 환기 유니트를 덮는 동시에 상면과 측면으로 이루어져 상기 현측부 측에 위치되는 각부가 제1경사면으로 형성된 하우징(24)을 구비한다.

선박, 풍압저항, 상갑판, 건현

Description

풍압저항을 경감시키기 위한 선박{Ship for decreasing wind pressure resistance}

도 1은 본 발명의 일 실시예인 자동차 전용선의 선형에 대한 개략도이고,

도 2는 자동차 전용선의 선체의 절흠 스텝부를 설치한 부위를 폭방향으로 절단하였을 때의 종단면도 이며,

도 3a는 자동차 전용선의 선수부에 있어서의 측면도이고,

도 3b는 그 상면도이며,

도 4는 절흠 스텝부에 설치된 하우징을 표시하는 사시도이고,

도 5는 절흠 스텝부에 설치된 환기 유니트를 표시하는 단면도이며,

도 6은 풍동실험 및 CFD 해석의 설명에 사용하는 좌표계를 나타내는 도면이고,

도 7은 원형선에 대한 풍동실험 결과 및 CFD 해석결과와, 최종선에 대한 풍동실험 결과 및 CFD 해석결과의 상대풍향β에 대한 저항계수 C Fx의 관계를 나타내는 도면이며,

도 8은 원형선에 대한 풍동실험 결과 CFD 해석결과와, 최종선에 대한 풍동실험 결과 및 CFD 해석결과의 상대풍향β에 대한 횡력계수 C Fy의 관계를 나타내는 도면이고,

도 9는 원형선에 대한 풍동실험 결과 CFD 해석결과와, 최종선에 대한 풍동실험 결과 및 CFD 해석결과의 상대풍향β에 대한 요잉 모멘트계수 C Mz의 관계를 나타내는 도면이며,

도 10은 선박에 작용하는 저항의 설명도이고,

도 11은 풍향과 선박의 관계를 나타내는 도면.

본 발명은 자동차전용선, 컨테이너선 등의 화물선, 탱커(tanker), 객선 등의 선박에 관한 것이다.

도 10에 도시된 바와 같이, 추진력 P로 항주하는 선박(1)이 받는 저항은 수중저항과 풍압저항으로 나뉠 수 있다. 수중저항은 조파저항(R1)과 마찰저항(R2)이 있으며, 전체저항 중의 대부분을 차지하고 있다. 이 때문에, 수중저항에 관해서는 종래로부터 연구되고 있으며, 그 해석결과가 현재의 선박 형성에 반영되고 있다. 그러나, 풍압저항(R3)에 관해서는 경시되고 있으며, 풍압저항(R3)을 경감시키도록 하는 형상의 개량이 이루어지고 있지 않는 실정이다.

그러나, 선박(1), 특히 풍압을 받기 쉬운 수면 위쪽의 형상을 갖는 자동차 전용선, 컨테이너선, 탱커 등은, 전방으로부터 바람을 받게되면, 그 바람의 직접적인 영향에 의해, 선속이 저하될 뿐만 아니라, 바람에 기인한 선체의 자세변화(기울어진 항해)에 의해 수정저항이 증가하여, 운행성능에 영향을 미치고 있다.

예를 들면, 도 11에 도시된 바와 같이, 침로(3)에 대하여 좌전방으로부터 비스듬하게 바람(2)을 받게되는 경우, 선박(1)은 좌현으로부터 우현방향으로 횡력(S)이 발생되고, 선체에 시계방향의 회전력을 부여하는 요잉(yawing) 모멘트(M)가 발생한다. 상기 요잉 모멘트(M)에 대항하여 선수방위를 침로(3)의 방향으로 유지시키도록 하려면 해당 키(4)를 조절할 필요가 있다. 이 때, 상기 키(4)에 작용하는 물의 힘이 저항으로 된다. 또한, 선박(1)은, 횡력을 받기 때문에, 비스듬하게 (화살표 5의 방향) 나아가게 된다. 이와 같이 비스듬하게 항해함으로써, 선체에 작용하는 수중저항은 증대한다. 이 때의 비스듬한 항해각도(α)가 큰 만큼 해당 키(4)의 조타량도 커지고, 또한, 선체가 물로부터 받는 저항도 커지게 된다.

본 발명은 비스듬한 항해각도를 작게 하고, 또한 선체에 작용하는 수중저항을 작게 할 수 있도록 하는 선박을 제공하는 것이다.

본 발명은, 선체와, 상기 선체의 상갑판과 양 현측부가 이루는 각각의 각부에 선수로부터 선미의 방향을 따라 형성된 절흠 스텝부와, 적어도 한 쪽의 절흠 스텝부에 설치된 환기 유니트와, 상기 환기 유니트를 덮는 동시에 상면과 측면으로 이루어져 상기 현측부 측에 위치되는 각부가 제1경사면으로 형성된 하우징을 구비하는 것을 특징으로 하는 선박이다.

상기 환기 유니트는, 상기 절흠 스텝부의 수평면에 형성된 개구부에 대응하여 절흠 스텝부의 상면에 설치된 벤트 덕트와, 상기 벤트 덕트에 대응하는 절흠 스텝부의 하면측에 설치된 환기 팬을 구비하는 것이 바람직하다.

상기 하우징의 폭 치수는 상기 절흠 스텝부의 폭 치수보다 작게 설정되는 것이 바람직하다.

선수부에는 선수 앞쪽주변 상단으로부터 상갑판을 향하여 수평면에 대하여 상방의 제2경사면이 형성되는 것이 바람직하다.

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실시예

이하, 본 발명의 실시예를 도면을 참조하여 설명한다.

본 실시예는, 본 발명 중의 전체 길이에 걸친 절흠 스텝부를 자동차 전용선에 적용하는 경우에 있어서, 자동차 전용선의 선체 개략도를 도 1에 도시 하였으며, 선체의 절흠 스텝부를 설치한 부위를 폭방향으로 절단하였을 때의 단면 모식도를 도2에 도시하고, 선수부의 측면도 및 상면도를 도 3a와 도 3b에 도시하였다.

상기 자동차 전용선은 선체(11)의 선수(12)로부터 선미(13)에 걸쳐 수평면에 대략 평행한 복수의 갑판(14-1, 14-2, 14-3, ..., 14-n)으로 나뉘어진 계층구조를 가지고 있다. 최상부의 갑판, 소위 상갑판(14-1)에는 선수측에 선루(15)가 설치되어 있다.

상갑판(14-1)과 양 현측부(16a, 16b)를 결합하는 양각부(17a, 17b)에 각각 선수(12)로부터 선미(13)의 대략 전체 길이에 걸쳐 절흠 스텝부(18a, 18b)가 형성되어 있다. 선체의 상갑판(14-1)으로부터 용골(19)까지의 깊이를 D로하고, 밸러스트 항해상태, 즉 적하물이 없고 적당량의 밸러스트를 탑재하여 항해할 때의 흘수를 d, 건현(乾舷)을 f (f=D-d)로 하였을 때, 양 절흠 스텝부(18a, 18b)의 상갑판(14-1)으로부터의 깊이(g)는 상기 건현(f)에 대하여 5 ~ 20%로 설정되어 있다. 또한, 양 절흠 스텝부(18a, 18b)의 폭(h)은, 깊이(g)와 거의 동일하게 되도록 설정되어 있다.

이와 관련하여, 본 실시예에서는, 양 절흠 스텝부(18a, 18b)는 상갑판(14-1)으로부터 제2갑판(14-2)에 걸쳐, 적하된 자동차 1대분의 폭으로, 사각형상으로 절흠되어 형성된다.

선체(11)의 선수(12)에는 선수 전방주변 상단(12a)으로부터 상갑판(14-1)을 향하여 상방향의 제2경사면(20)이 형성되어 있다. 상기 제2경사면(20)은 수평면에 대하여 상방향 각도가 20 ~ 60도의 폭으로 설정되어 있다. 바람직하게는, 적하 적재량 등을 고려한다면, 대략 38도가 좋다.

한 쌍의 절흠 스텝부(18a, 18b)의 선미(13)측부분에는 각각 선체(11)의 내부를 환기하기 위한 복수의 환기 유니트(21)(1개만 도시됨)가 설치되어 있다. 환기 유니트(21)는 도 4와 도 5에 도시된 바와 같이 절흠 스텝부(18a, 18b)의 수평한 상면에 설치된 벤트 덕트(22)를 갖는다.

절흠 스텝부(18a, 18b)의 수평면에는 개구부(31)가 형성되고, 벤트 덕트(22)는 상기 개구부(31)에 대응하는 위치에 설치되어 있다. 벤트 덕트(22)는 원통형이며, 개구된 상면은 덮개(22a)에 의해 개폐된다. 상기 덮개(22a)는 벤트 덕트(22) 의 상면개구를 개방하는 소정의 각도로 유지 가능하게 되어 있다.

상갑판(14-1)의 절흠 스텝부(18a, 18b)의 수평면에 형성된 부분의 하면에 대응하는 위치에는 통 형상의 팬 케이스(32)가 설치되어 있다. 상기 팬 케이스(32) 내에는 환기 팬(23)이 유지되어 있다. 환기 팬(23)을 작동시키면, 선체(11)의 내부 환기를 행할 수 있다.

환기 팬(23)을 절흠 스텝부(18a, 18b)의 하면에 설치함으로써, 벤트 덕트(22)의 내부에 설치된 경우와 비교하여, 벤트 덕트의 높이 치수를 저하시킬 수 있다.

환기 유니트(21)는 하우징(24)에 의해 덮여져 있다. 상기 하우징(24)은 절흠 스텝부(18a, 18b)의 상면에 설치된 복수의 다리부재(25)에 의해 지지된다. 상기 하우징(24)의 폭 길이는 절흠 스텝부(18a, 18b)의 폭 길이의 약 절반으로 설정된다. 이에 의해, 하우징(24)이 절흠 스텝부(18a, 18b)의 폭방향 전체 길이를 막지 않도록 되어 있다.

상기 하우징(24)의 상면과 양 현측부(16a, 16b)측에 위치하는 측면이 이루는 모서리부는 제1경사면(26)으로 형성되어 있다. 상기 제1경사면(26)의 각도는 45도 정도가 바람직하며, 본 실시예에서는 45도로 설정되어 있다.

상기 제1경사면(26)의 높이 치수(h)는 가능한 한 크게 되는 것이 바람직하고, 예를 들면, 하우징(24)의 높이 치수(H)의 2/3 ~ 1/3 정도가 바람직하며, 본 실시예에서는 약 1/3로 설정되어 있다. 즉, 제1경사면(26)의 높이 치수(h)는 벤트 덕트(22)의 덮개(22a)의 개폐에 지장이 없는 범위에서 크게 하는 것이 바람직하며, 크게 함으로써, 횡풍을 받을 때의 저항을 저감할 수 있다.

벤트 덕트(22)의 높이 치수를 낮게할 수 있음으로써, 이에 대응하여 하우징(24)의 높이 치수도 낮게 할 수 있다. 본 실시예에서는 하우징(24)의 높이 치수는 절흠 스텝부(18a, 18b)의 깊이(g: 높이), 즉 상갑판(14-1)의 최상면보다도 약간 낮게되어 있다.

이외의 선체 구조는 종래 주지의 자동차 전용선과 동일하며, 여기에서의 상세한 설명은 생략한다.

다음으로, 본 실시예의 선체구조를 갖는 자동차 전용선이 풍압저항의 경감에 효과가 있다는 것을, 풍동실험의 결과와 CFD(Cumputational Fluid Dynamics) 솔버(solver)를 사용한 수치해석의 결과로부터 설명한다.

이와 관련하여, 풍동실험은 상류와 하류에 개구부를 갖는 풍로(높이 110m, 폭 480m, 길이 600m)를 설치하고, 그 내부에 실험대상인 자동차전용 선박을 선수가 풍로의 상류 측을 향하도록 설치하여, 풍로 상류 측으로부터 풍향이 다른 바람(상대풍속=β)을 적절히 흐르도록 함으로써, 선체에 발생되는 유체력을 실측할 수 있다.

한편, CFD 솔버를 사용한 수치해석, 이른바 CFD 해석은 풍동실헐과 동일한 풍로를 계산기내의 가상공간 내에 형성하고, 그 내부에 실험대상인 자동차 전용선을 선수가 풍로의 상류측을 향하도록 설치하여 풍로 상류측으로부터 풍향이 다른 바람을 흐르도록 하는 시뮬레이션에 의해, 선체에 발생하는 유체력을 해석하는 것이다. 이 때, 풍로벽면의 마찰은 없게 하고, 또한 풍로 입구로부터는 일정한 흐름이 유입되도록 한다.

실험대상인 자동차 전용선의 주요 치수는 [표 1]에 표시한다. 상기 [표 1]은 실험대상인 자동차 전용선의 수직선간의 길이 Lpp, 선폭 B(mld.), 깊이 D(mld.), 밸러스트 적재시의 흘수 d, 밸러스트 적재시의 건현 f, 대표면적 (=B * f) 및 대표길이 (=Lpp)를 나타낸다.

[표 1]

수직선길이 Lpp	m	188.00
선폭 B(mld.)	m	32.20
깊이 D(mld.)	m	34.60
흘수 d	m	9.10
건현 f	m	25.50
대표면적 (=B * f)	m²	821.10
대표길이 (=Lpp)	m	188.00

풍동실험에 있어서는, 상기 주요치수를 갖는 종래구조의 자동차 전용선 (이하, 원형선 이라 칭함)과, 상기 원형선에 대하여, 깊이 g가 2.2m (건현 f에 대하여 약 8.6%)이고 폭이 1.8m의 각 절흠 스텝부(18a, 18b)와, 수평면에 대한 각도가 38도의 제2경사면(20)을 형성하는 실시예의 자동차 전용선 (이하, 최종선 이라 칭함)을 사용한다.

CFD 해석에 있어서는, 상기 원형선 및 최종선에 더하여, 최종선에 대하여 제2경사면(20)의 각도만 각각 20도, 45도, 60도 및 90도로 설정된 자동차 전용선을 사용한다.

풍동실험 및 CFD 해석에 있어서 얻게되는 유체력은 실험대상인 자동차 전용선의 선체 수선면의 중앙을 원점으로 하여 선체 고정좌표계에 있어서의 유체력으로 정리하였다. 상기 좌표계를 도 6에 도시한다. 얻게된 유체력은 다음에 표시한 무 차원화계수로 정리하였다.

저항계수 : C Fx=Fx/qㆍA

횡력계수 : C Fy=Fy/qㆍA

요잉 모멘트 계수 : C Mz=Mz/qㆍAㆍL

여기서,

q : 동압(動壓) (=ρV²/2)

ρ: 공기밀도

V : 선박에 대한 상대풍속

A : 대표면적 (=선폭 B * 건현 f)

L : 대표길이 (=수직선 길이 Lpp)이다.

최종선에 대한 풍동실험의 결과를 [표 2]에, 원형선에 대한 풍동실험의 결과를 [표 3]에, 최종선에 대한 CFD 해석결과를 [표 4]에, 원형선에 대한 CFD 해석결과를 [표 5]에 각각 나타낸다. [표 2] ~ [표 5]는 각종의 상대풍향 β도에 대한 저항계수 C Fx, 횡력계수 C Fy 및 요잉 모멘트 계수 C Mz를 나타내는 것이다.

[표 2]

풍향 β deg.	저항계수 C Fx	횡력계수 C Fy	요잉 모멘트 계수 C Mz

0	0.308	0.033	-0.033
10	0.403	0.831	0.228
20	0.479	1.920	0.398
30	0.463	3.182	0.522
40	0.272	4.376	0.713
50	0.128	4.967	0.686
60	-0.103	5.377	0.570

[표 3]

풍향 β deg.	저항계수 C Fx	횡력계수 C Fy	요잉 모멘트 계수 C Mz

0	0.386	0.072	-0.007
10	0.511	1.062	0.260
20	0.600	2.361	0.453
30	0.597	4.033	0.595
40	0.381	5.558	0.847
50	0.164	6.425	0.882
60	-0.002	6.444	0.590

[표 4]

풍향 β deg.	저항계수 C Fx	횡력계수 C Fy	요잉 모멘트 계수 C Mz

0	0.448	0.239	-0.081
20	0.717	2.172	0.276
30	0.666	3.120	0.312

[표 5]

풍향 β deg.	저항계수 C Fx	횡력계수 C Fy	요잉 모멘트 계수 C Mz

0	0.544	0.319	-0.110
20	0.905	2.498	0.349
30	0.823	3.853	0.394

이하, 이러한 결과에 근거하여, 원형선과 최종선의 각 유체력계수에 대해 분석한다.

(1) 저항계수 C Fx

원형선에 대한 풍동실험결과 및 CFD 해석결과와, 최종선에 대한 풍동실험결과 및 CFD 해석결과의 상대풍향 β에 대한 저항계수 C Fx의 관계를 도 7에 표시한다.

풍동실험 및 CFD 해석에 의해 얻은 결과에 의하면, 해석을 행한 모든 상대풍 향에서, 최종선은 원형선에 대하여 저항계수 C Fx가 작은 값을 나타낸다. CFD 해석에 있어서, 각각의 상대풍향에서의 최종선의 원형선에 대한 저항계수 C Fx의 경감율은, 상대풍향 0도(deg.)에 있어서의 약 18%, 상대풍향 20도(deg.)에 있어서의 약 21%, 상대풍향 30도(deg.)에 있어서의 약 19% 였다. 또한, 풍동실험에 있어서도, 상대풍향 0도(deg.)에 있어서의 경감율은 약 20%, 상대풍향 20도(deg.)에 있어서의 경감율은 약 20%, 상대풍향 30도(deg.)에 있어서의 경감율은 약 22%로, 최종선 쪽이 원형선보다도 저항계수 C Fx가 경감됐다.

CFD 해석결과와 풍동실험결과를 대비하면, CFD 해석결과는 풍동실험결과에 비하여, 저항계수 C Fx가 큰 값을 나타내지만, 상대풍향에 대한 경감율은 정성적으로는 비교적 양호한 일치를 나타낸다.

(2) 횡력계수 C Fy

원형선에 대한 풍동실험결과 및 CFD 해석결과와, 최종선에 대한 풍동실험결과 및 CFD 해석결과의 상대풍향 β에 대한 횡력계수 C Fy의 관계를 도 8에 표시한다.

풍동실험 및 CFD 해석에 의해 얻은 결과에 의하면, 해석을 행한 모든 상대풍향에서, 최종선은 원형선에 대하여 횡력계수 C Fy가 작은 값을 나타낸다. CFD 해석에 있어서, 각각의 상대풍향에서의 최종선의 원형선에 대한 횡력계수 C Fy의 경감율은, 상대풍향 20도(deg.)에 있어서의 약 13%, 상대풍향 30도(deg.)에 있어서의 약 19% 였다. 또한, 풍동실험에 있어서도, 상대풍향 20도(deg.)에 있어서의 경감율은 약 19%, 상대풍향 30도(deg.)에 있어서의 경감율은 약 21%로, 경감율에 약간 의 차이는 있지만, 최종선 쪽이 원형선보다도 횡력계수 C Fy가 경감됐다.

(3) 요잉 모멘트계수 C Mz

원형선에 대한 풍동실험결과 및 CFD 해석결과와, 최종선에 대한 풍동실험결과 및 CFD 해석결과의 상대풍향 β에 대한 요잉 모멘트계수 C Mz의 관계를 도 9에 표시한다.

풍동실험 및 CFD 해석에 의해 얻은 결과에 의하면, 상대풍향 20도(deg.) 이상에서, 최종선은 원형선에 대하여 요잉 모멘트계수 C Mz가 작은 값을 나타낸다. CFD 해석에 있어서, 각각의 상대풍향에서의 최종선의 원형선에 대한 요잉 모멘트계수 C Mz의 경감율은, 상대풍향 20도(deg.)에 있어서의 약 21%, 상대풍향 30도(deg.)에 있어서의 약 21% 였다. 또한, 풍동실험에 있어서도, 상대풍향 20도(deg.)에 있어서의 경감율은 약 12%, 상대풍향 30도(deg.)에 있어서의 경감율은 약 12%로, CFD 해석결과 쪽이 풍동실험결과보다도 선형변경에 의한 차이를 크게 평가하고 있지만, 어느 쪽이든, 상대풍향과 형상의 차이에 의한 요잉 모멘트계수 C Mz의 대소 관계는 일반적으로 받아들일 수 있는 것이다.

다음으로, 원형선 및 최종선에 대하여, CFD 해석에 의해 얻은 바람의 유동장 정보를 검토한다. 도 6에 도시된 바와 같이, 침로가 X방향으로 지향된 원형선 및 최종선에 대하여 좌전방으로부터 비스듬하게(상대풍향β=20도) 바람(W)을 흐르게 하면, 원형선과 최종선은, 선체 좌현 하류측에 발생되어 유속이 느리게되는 영역의 넓이에서 큰 차이가 있다. 원형선에서는 선체에 의해 형성되는 소용돌이와 박리에 의해 유속이 느려지는 영역이 선체 우현 하류측에서 넓어지게 된다. 일반적으로, 유속이 느려지는 영역이 넓어지게 되는 만큼 풍압저항은 크게 된다. 최종선은 선측부에 형성된 절흠 스텝부(18a, 18b)와 선수부에 형성된 제2경사면(20)에 의해, 상기 유속이 느려지게 되는 영역이 작아지게 되어, 저항 개선의 효과를 엿볼수 있다.

또한, 동일하게 좌전방으로부터 비스듬하게(상대풍향β=20도) 바람을 흐르게 할 때의 선수부의 유속분포를 보면, 원형선과 최종선은 선수부 상갑판면의 유속에 큰 차이가 있다. 선수부 상갑판면의 유속을 비교하면, 원형선은 최종선에 비하여 유속이 매우 느리다. 원형선은 선수부의 엣지부에서 흐름이 박리되기 때문에 유속이 느려지게 되는 것으로 생각되며, 저항악화의 원인으로 인정할 수 있다. 최종선은 선수부에 수평면에 대하여 상방향의 제2경사면(20)을 형성하고 있기 때문에, 상기 부분에 있어서의 유속이 충분히 빨라 박리가 발생하기 어려우므로, 풍압저항을 작게 할 수 있다.

더욱이, 동일하게 좌전방으로부터 비스듬하게(상대풍향β=20도) 바람을 흐르게 할 때의 선측부의 유속분포를 보면, 원형선과 최종선은 상갑판(14-1) 상에서 발생하는 소용돌이의 유무에 큰 차이가 있다. 소용돌이가 발생한 경우는, 소용돌이가 발생하지 않은 경우와 비교하여, 소용돌이에 기인된 2차 흐름에 의한 손실이 발생하여, 풍압저항 증가의 원인이 된다. 원형선에서는 큰 소용돌이가 발생하지만, 최종선에서는 큰 소용돌이는 발생하지 않는다. 이러한 결과는, 최종선이 선체의 상갑판과 양 현측부를 결합하는 양각부를 절흠하는 것에 의해 달성되는 것으로 생각된다.

최종선의 선수부의 제2경사면(20)의 수평선에 대한 각도를 각각 20도(deg.), 45도(deg.), 60도(deg.) 및 90도(deg.)로 설정한 자동차 전용선을 사용하여 CFD 해석을 행한 결과를 [표 6]에 표시하였다. [표 6]은 각종 경사면 각도 (선수 경사각)마다, 상대풍향 20도(deg.)에 있어서의 저항계수 C Fx, 횡력계수 C Fy, 및 요잉 모멘트계수 C Mz를 표시하는 것이다.

[표 6]

선수 경사각 deg.	상대풍향 β deg.	저항계수 C Fx	횡력계수 C Fy	요잉 모멘트계수 C Mz

20	20	0.706	2.112	0.288
38	20	0.717	2.172	0.276
45	20	0.723	2.105	0.289
60	20	0.760	2.182	0.275
90	20	0.907	2.400	0.298

CFD 해석에 의해 얻은 결과에 의하면, 저항계수 C Fx는 제2경사면(20)의 수평선에 대한 각도의 증가와 함께 증가하지만, 각도가 45도(deg.) 이상으로 되면, 저항계수 C Fx가 크게 증가되며, 특히 60도(deg.)를 초과하여 90도(deg.)의 범위에서는 그 증가가 현저하게 된다. 한편, 45도(deg.) 이하의 각도에서는 큰 차이가 없는 것을 확인할 수 있다. 또한 횡력계수 C Fy 및 요잉 모멘트계수 C Mz는 제2경사면(20)의 수평선에 대한 각도가 달라도 큰 차이가 없는 것을 확인 할 수 있다.

또한, 제2경사면(20)의 각도가 다른 각 자동차 전용선에 대하여, CFD 해석에 의해 얻은 바람의 유동장 정보를 검토한다. 제2경사면(20)의 수평면에 대한 각도가 90도(deg.)인 자동차 전용선에 있어서는, 상술된 원형선과 마찬가지로, 상갑판(14-1) 상에서의 흐름이 박리되는 영역을 확인 할 수 있다. 제2경사면(20)의 각도가 60도(deg.)인 선박에 있어서도 약간의 박리 조짐을 확인할 수 있지만, 제2경사면(20)의 각도가 45도(deg.) 이하에서는 박리 조짐이 거의 보이지 않는다. 즉, 제2경사면(20)의 각도가 45도(deg.) 이하이면, 저항계수 C Fx에 큰 차이는 없다.

이상 설명한 풍동실험 및 CFD 해석의 결과부터 다음과 같은 사항을 확인 할 수 있다.

(1) 최종선은 원형선에 대하여 저항계수 C Fx의 경감을 달성 할 수 있다. 상기 경감율은, 상대풍향β=0, 20, 30도(deg.)에 있어서, 약 20% 정도이다.

(2) 최종선은 원형선에 대하여 횡력계수 C Fy의 경감을 달성 할 수 있다. 상기 경감율은, 상대풍향β=20, 30도(deg.)에 있어서, 약 20% 정도이다.

(3) 최종선은 원형선에 대하여 요잉 모멘트계수 C Mz의 경감을 달성 할 수 있다. 상기 경감율은, 상대풍향β=20, 30도(deg.)에 있어서, 약 10 ~ 20% 정도이다.

(4) 선수부에 형성된 제2경사면(20)의 수평면에 대한 각도와 저항계수 C Fx의 관계는 각도의 증가와 함께 증가하며, 각도가 45도(deg.) 이상으로 되면, 저항계수 C Fx의 증가가 크게 되고, 특히 60도(deg.)를 초과하여 90도(deg.)의 범위에서는 그 증가가 현저하게 되지만, 45도(deg.) 이하의 각도에서는 큰 차이가 없다. 한편, 횡력계수 C Fy와 요잉 모멘트계수 C Mz는 제2경사면(20)의 수평면에 대한 각도가 달라도 큰 차이가 없다.

한편, 선체(11)의 폭 방향 양측에 설치된 한 쌍의 절흠 스텝부(18a, 18b)에는 환기 유니트(21)가 설치되며, 상기 환기 유니트(21)는 하우징(24)에 의해 덮혀 져 있다. 하우징(24)의 상면과 측면이 이루는 각부는 제1경사면(26)으로 형성되어 있다.

선체(11)가 비스듬한 전방 또는 측방으로부터의 바람, 즉 횡풍을 받는 경우, 상기 횡풍은 하우징(24)의 측면에 부딪치게 된다. 하우징(24)의 측면에 부딪친 횡풍의 대부분은 제1경사면(26)을 따라 흐른다. 이 때문에, 하우징(24)에 부딪치는 바람에 의하여 선체(11)의 수중저항이 증가하는 것을 억제할 수 있다.

결국, 환기 유니트(21)를 덮는 하우징(24)의 측면과 상면이 이루는 각부를 제1경사면(26)으로 함으로써, 선체(11)가 횡풍을 받을 때, 하우징(24)에 의해 발생하는 저항을 저감할 수 있다.

환기 유니트(21)의 환기 팬(23)을 절흠 스텝부(18a, 18b)의 하면에 설치함으로써, 벤트 덕트(22)의 높이 치수를 낮게 할 수 있다. 벤트 덕트(22)의 높이를 낮게 할 수 있으면, 하우징(24)의 높이도 낮출 수 있다.

하우징(24)의 높이를 낮게 할 수 있다면, 상기 하우징(24)가 횡풍을 받을 때의 저항이 작게 되기 때문에, 이에 의해서도, 하우징(24)에 의해 발생되는 선체(11)의 수중 저항을 저감시킬 수 있다.

하우징(24)의 폭 치수는 절흠 스텝부(18a, 18b)의 폭 치수의 약 절반으로 설정되어 있다. 이 때문에, 하우징(24)은 절흠 스텝부(18a, 18b)의 폭 방향 전체 길이를 막는 것이 아니기 때문에, 절흠 스텝부(18a, 18b)를 따른 바람의 흐름을 차단하는 것은 아니다.

하우징(24)이 절흠 스텝부(18a, 18b)를 따른 바람의 흐름을 차단하지 않으 면, 상기 절흠 스텝부(18a, 18b)에 의해 상술된 작용, 즉 상갑판(14-1)에서 큰 소용돌이가 발생하는 것을 억제할 수 있는 작용이 손상되는 일은 거의 없다.

결국, 본 발명은 자동차 전용선에 한정되지 않고 자동차 전용선과 동일 형태의 선박에 적용함으로써, 풍압에 의한 저항, 횡력, 요잉 모멘트의 경감을 도모할 수 있다. 횡력, 요잉 모멘트를 경감함으로써, 비스듬한 항해 및 필요한 해당 조타량을 작게 할 수 있으며, 이에 의해 수중 저항도 경감할 수 있다.

또한, 상기 실시예에서는 선체(11)의 상갑판(14-1)과 양 현측부(16a, 16b)를 결합하는 양각부(17a, 17b)에 각각 선수(12)로부터 선미(13)의 거의 전체 길이에 걸쳐 절흠 스텝부(18a, 18b)를 설치하지만, 동일한 절흠 스텝부를 선부로부터 대략 선체 중앙부까지의 범위에 걸쳐 설치하는 것 만으로도 대략 동일한 효과를 얻는다. 즉, 풍압하의 비스듬한 항해를 줄이기 위해서는, 전술한 바와 같은, 횡력과 요잉 모멘트의 적어도 한 쪽을 감소시킬 수 있으면 된다. 횡력은 전방으로부터 비스듬하게 바람을 받는 경우에는 선체 중앙보다도 전방(선수측)에 작용한다. 횡력의 작용위치는 요잉 모멘트(Mz)를 횡력(Fy)으로 나누어 구한다. 예를 들면, [표 2]에 표시된 최종선에 대한 풍동실험결과로부터 상대풍향 20도(deg.)의 경우에는, 요잉 모멘트계수 C Mz가 0.398이고, 횡력계수 C Fy가 1.920이므로, 횡력작용위치 (C Mz/C Fy)는 0.21이 된다. 즉, 이 때 횡력은, 선체 중앙보다 전방 0.21L 의 위치에 작용하고 있는 것으로 된다. 여기서, 선체 전반부에 작용하는 횡력을 경감시키면, 이에 의해 요잉 모멘트를 보다 경감시킬 수 있는 가능성이 있다. 이 때문에, 선체 전반부에만 절흠 스텝부를 설치하는 것으로도 유효하다.

또한, 한 쌍의 절흠 스텝부(18a, 18b)의 양방에 환기 유니트가 설치되어 있는 경우에 대하여 설명하였지만, 한 쪽의 절흠 스텝부에만 환기 유니트가 설치된 경우에 있어서도, 본 발명은 적용될 수 있다.

본 발명에 의하면, 풍압에 의한 저항, 횡력, 요잉 모멘트를 경감시킬 수 있는 선체구조로 되기 때문에, 비스듬한 항해각도가 작고, 또한 선체에 작용하는 수중저항이 작은 선박을 제공할 수 있다.

Claims

선체와,

상기 선체의 상갑판과 양 현측부가 이루는 각각의 각부에 선수로부터 선미의 방향을 따라 형성된 절흠 스텝부와,

적어도 한 쪽의 절흠 스텝부에 설치된 환기 유니트와,

상기 환기 유니트를 덮는 동시에 상면과 측면으로 이루어져 상기 현측부 측에 위치되는 각부가 제1경사면으로 형성된 하우징을 구비하는 것을 특징으로 하는 선박.
제 1 항에 있어서,

상기 환기 유니트는, 상기 절흠 스텝부의 수평면에 형성된 개구부에 대응하여 절흠 스텝부의 상면에 설치된 벤트 덕트와, 상기 벤트 덕트에 대응하는 절흠 스텝부의 하면측에 설치된 환기 팬을 구비하는 것을 특징으로 하는 선박.
제 1 항에 있어서,

상기 하우징의 폭 치수는 상기 절흠 스텝부의 폭 치수보다 작게 설정되는 것을 특징으로 하는 선박.
제 1 항에 있어서,

선수부에는 선수 앞쪽주변 상단으로부터 상갑판을 향하여 수평면에 대하여 상방의 제2경사면이 형성되는 것을 특징으로 하는 선박.
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