A Feasibility Study on the Application of Stern Tube Unit for the Twin Skeg LNG Carrier

쌍축 LNG 운반선에 대한 선미관 유닛 적용 가능성 연구

Abstract

Traditional construction method of the stern tube is difficult to control the process and needs excessive working hours. Recently in order to resolve these issues, stern tube unit has been installed for some commercial vessels. The stern tube unit is a monolithic structure of bush and related components. The purpose of this study is to carry out a feasibility study for application of the stern tube unit for a 174K twin skeg LNG carrier. In this study, a 19,000 TEU container carrier installing the stern tube unit has been selected to compare with the deformations of stern for a 174K twin skeg LNG carrier.

1. 서 론

선미관(stern tube)은 프로펠러 축이 선체를 관통하는 곳에 장착되는 장비로, 선내로 해수가 침입하는 것을 막는 동시에 프로펠러 축을 지지하는 역할을 수행한다. 프로펠러로 회전을 전달하면서 축을 지지하는 역할을 동시에 수행하기 위해서 선미관 베어링이 선미관의 전방과 후방에 강제 압입된 구조를 가진다 (Cho, et al., 2010).

선미관 시공은 조립장, 선행탑재장, 선대, 도크 등 현장 작업으로만 진행되어 공정관리가 어려울 뿐만 아니라 작업시간이 많이 소요되는 작업이다. 무거운 가공장비들의 현장 설치 또는 해체로 공정 진행상 대기 또는 중복된 공정에 의한 손실과 품질의 문제를 발생시키는 요인이 되어왔다.

이러한 문제들을 해결하기 위하여 선미관 베어링의 경사(Choung & Choe, 2007)를 미리 맞추어 놓고 부시와 관련 의장품을 일체화시킴으로써 기존 공법의 복잡한 과정과 공정상에 따르는 손실을 줄일 수 있으며 이를 통하여 생산성 향상 및 원가절감을 이룰 수 있는 선미관 유닛(stern tube unit) 제품이 등장하였다. 이는 Fig. 1과 같은 형태의 제품으로 전문 공장에서 전용가공기로 정밀제작 하므로 품질이 보장되며, 현장시공을 최소화하여 공기단축으로 인한 도크 회전율이 향상 된다는 장점이 있다.

Fig. 1Stern tube unit (Sunbo Industries Co., Ltd.)

선미관 유닛을 선박에 장착하기 위해서는 이를 국부적으로 지지하는 레진(resin)에 균열이 발생하지 않도록 선박의 운항 시 지나친 선미변형을 일으키는지 검토하여야 한다. 현재 대형 컨테이너 운반선 등 일부 상선에서는 선미관 유닛이 기 적용되고 있다.

대형 컨테이너 운반선보다 수직 방향 선체 변형이 작고 선미관 베어링 반력이 작음에도 불구하고 쌍축 LNG 운반선에는 선미관 유닛을 적용하지 않고 있다. 그 이유는 쌍축 LNG 운반선 프로펠러 주위의 선미 형상이 세장(slenderness) 성향이 강한 형태로 제작되어 선박의 선회 시 프로펠러의 수평 방향 하중으로 인해 큰 변형이 발생할 우려가 있기 때문이다. 같은 길이, 같은 재질의 외팔보에서 끝단에 가해지는 하중이 20% 작은 쪽이 단면이 차모멘트가 30% 작다면 보의 끝단 처짐이 오히려 약 14% 증가하는 경우와 같이 수평 방향 하중이 컨테이너 운반선에 비해 작게 발생한다 하더라도 변형의 크기는 더 클 수도 있다는 우려를 배제할 수 없기 때문이다.

본 연구의 목적은 상대적으로 선미부가 약한 174K 쌍축 LNG 운반선에 선미관 유닛을 적용할 수 있는가를 판단하기 위함이며 적용 가능하면 실선에 장착하고자 한다.

Vartdal, et al. (2009)과 Shin (2015)의 연구를 통해 선회 시 프로펠러의 수평 방향 하중이 상당히 크게 작용한다는 사실을 확인하였으며, 그 결과를 토대로 본 연구에서는 선박의 운항 중 선미변형을 가장 크게 일으키는 경우를 선회 시로 선정하여 선박의 선회 성능을 평가하였다.

선회 시 프로펠러 편심 하중 추정을 수행하고, 편심 하중 작용에 따른 선미 변형량 평가를 수행하였다.

반류 추정은 CFD 상용 프로그램인 STAR-CCM+로 수행하였고, 편심 하중 추정은 Shin (2015)의 연구에서 적용한 바와 같이 프로펠러 양력면 해석코드 (MPUF3A)로 수행하였다.

프로펠러 하중을 선체에 적용하기 위해 Shin & Choe (2004)가 축계 해석 시 사용한 방법을 도입하였으며, 축계 모델을 보요소로 구성하였고, 프로펠러 하중을 선미관 베어링 위치의 반력으로 치환하기 위해 선미관 베어링을 10개의 구간으로 나누어 상하좌우에 총 40개의 접촉 요소를 배치하였다.

축계의 프로펠러 위치에 프로펠러 하중을 입력하여 비선형 구조해석을 수행하고 그 결과를 전선 유한요소모델에 적용하여 선체 변형량 계산을 수행하였다.

또한, 해석을 통해 얻은 쌍축 LNG 운반선의 변형량에 대한 안정성 평가를 위해 선미관 유닛을 기 적용하고 있는 19,000 TEU급 대형 컨테이너 운반선의 변형량 평가와 비교하여 적용 가능성을 확인하였다.

 

2. 해석 조건 선정 및 반류 추정

2.1 해석 조건 선정

선박의 운항 중 선미변형을 가장 크게 일으키는 경우는 선회 시로 판단하여 선회 성능을 평가하였다. 해당 선박에 대한 선회 성능은 SSPA에서 수행된 설계흘수에서의 자유항주 시험 결과를 바탕으로 평가하였다 (Oh, 2014). 초기 진입 속도를 바탕으로 선회 성능은 Fig. 2와 같이 평가되었다. Fig. 2의 (a)는 좌현 선회에 따른 선회 궤적을 나타내고 있으며, (b)는 회전에 따른 전후속도(u), 좌우 속도(v), 편류각(β), 선수동요 속도(r)의 변화를 나타내고 있다.

Fig. 2Estimated port turning characteristics of a twin skeg LNG carrier

선회 성능 (Fig. 2)을 기준으로 프로펠러 면에서의 반류 수치해석을 수행하기 위한 조건을 선정하였다. 초기 진입 시 직진하는 경우, 선수동요 속도(yaw rate)가 최대인 경우 (Case 1), 정상 선회 상태로 진입하기 직전인 경우 (Case 2)를 선택하였다. 각각에 대한 유동 조건은 Table 1에 나타내었으며 속도는 초기진입 속도 (u0)를 이용해 무차원화 하였다.

Table 1Flow conditions for wake calculations

2.2 반류 분포 수치해석

쌍축 LNG 운반선의 직진 및 선회 운동에 대한 수치해석을 위해 상용 수치해석 프로그램인 STAR-CCM+를 활용하였다. 수치해석은 실선 축척(full scale)으로 수행하였다. 자유수면은 STAR-CCM+에서 제공하는 VOF(Volume Of Fluid) 기반의 다상혼합(multiphase mixture) 모델을 적용해 구현하였으며, 난류 모형으로는 레이놀즈 스트레스 난류 모델이 적용되었다. 표면에 과도한 프리즘 격자 생성을 방지하기 위해 High y+ wall treatment모델이 적용되었으며, 시간 전진을 위해 1차 정확도의 내재적 방법을 활용하였다. 유동장 구성을 위해 사용된 격자는 물체 표면의 프리즘 격자와 육면체 격자(trimmer mesh)가 사용되었다. 사용된 격자 수는 3,194,760개, 격자 점은 3,374,648개이다. 한편 해석에 사용된 수치기법은 Table 2에 나타내었다. 표면격자 분포는 Fig. 3 과 같다. 초기 진입 선속(21 knots) 에서 Rn은 2.54 x 109 이며 y+는 1,700 내외로 나타났다.

Table 2Numerical methods for CFD simulation

Fig. 3Surface mesh for a twin skeg LNG carrier

2.2.1 직진 시 반류 분포

본 해석은 쌍축 LNG 운반선을 대상으로 하고 있어, 좌우의 프로펠러면 모두를 확인하였다. 직진 시 나타나는 반류 분포에 대해 Fig. 4와 5에 나타내었다. 반류 분포는 프로펠러 면의 0.2R부터 1.0R까지 나타내었으며, 각각의 유동 조건에서 진입 선속(Vm) 대비 축 방향 속도(Va) 성분인 Va/Vm과 속도 벡터를 나타내었다.

Fig. 4Velocity contour and vectors for approach condition (propeller plane of port side)

Fig. 5Velocity contour and vectors for approach condition (propeller plane of starboard side)

직진 운동 특성에 따라 프로펠러 면 위쪽 유속이 아래쪽 유속 보다 느린 것을 확인할 수 있으며, 또한 좌우의 프로펠러 면이 대칭을 이루는 것을 확인할 수 있다. 한편 속도 벡터 분포도를 보면 좌우의 프로펠러 면에서 각각 우상향, 좌상향으로 속도 벡터가 향하는 것을 확인할 수 있다.

2.2.2 선회 시 반류 분포

선회 시 반류 분포는 Fig. 6~9에 나타내었다. 본 해석은 좌현 선회(port turning)를 하는 경우로, 이에 따라 낮은 속도 영역이 직진 시와 다르게 좌하방에 위치하는 것을 확인할 수 있다. 좌현 선회를 함으로써 선미의 영향이나 회전 반경의 영향으로 인해 좌측 프로펠러 면에서는 낮은 속도 분포를, 우측 프로펠러 면에서는 상대적으로 높은 속도 분포를 가지게 된다. 또한 프로펠러 면의 좌측에 고속의 속도 분포가 나타나는데 이는 선체에서 발생한 빌지 보텍스(bilge vortex)의 영향으로 국부적으로 높은 속도 분포가 나타나는 것을 확인할 수 있다. Case 1 (최대 선수 동요 속도)과 Case 2 (최대 편류 각)를 비교하면, 전반적인 속도 분포나 벡터 분포는 유사하며, 상대적으로 Case 2에서 다소 고속의 속도 분포가 나타나는 것을 확인할 수 있다. 이는 사항각이 큼에 따라 선미의 영향을 받는 부분이 프로펠러 면의 좌측으로 이동함에 따른 결과로 보이지만, 이는 normalizing된 결과이므로 직접적으로 하중에 연관 짓기는 어려울 것으로 판단된다.

Fig. 6Velocity contour and vectors for Case 1 condition (propeller plane of port side)

Fig. 7Velocity contour and vectors for Case1 condition (propeller plane of starboard side)

Fig. 8Velocity contour and vectors for Case 2 condition (propeller plane of port side)

Fig. 9Velocity contour and vectors for Case2 condition (propeller plane of starboard side)

 

3. 프로펠러 편심 하중 추정

본 연구에서는 프로펠러 하중 추정을 위해서 프로펠러 설계 및 성능 추정에 있어 실용적으로 많이 사용되는 양력면 이론에 의한 와류 격자법 해석 코드(MPUF3A)를 적용하였다.

이는 프로펠러 날개를 격자로 분할하고 캠버 면에 와류를 직접 분포하여 해석하는 방법이다.

MPUF3A의 입력 자료로 사용되는 프로펠러 유입류 정보는 유동의 조화계수(harmonic coefficients)로 표현된다.

따라서 2.2절에서 언급된 방법을 통해 CFD로 추정한 실선 스케일의 프로펠러 유입면 3차원 반류 분포에 대하여 조화해석(harmonic analysis)을 수행하여 반경 별로 축방향, 반경방향, 접선방향의 유동 성분에 대한 조화계수를 추정하고 이를 와류 격자법 해석 코드(MPUF3A)의 입력 자료로 사용하였다.

입력자료 작성을 위해 필요한 프로펠러의 분당 회전수는 실선의 시운전 계측 결과를 바탕으로 추정하였다. Case 1의 분당 회전수는 초기진입과 동일한 값을 사용하고 Case 2의 분당 회전수는 진입 시의 75% 값을 사용하였다.

모든 조건에 대한 해석은 캐비테이션을 고려하지 않은 비정상 조건에서 수행하였으며 쌍축 프로펠러의 회전 방향은 좌현 위치는 시계방향, 우현 위치는 반시계 방향인 안쪽회전(inward rotation)을 적용하였다.

초기진입 조건에 대한 실선 스케일의 추력과 토크는 모형시험 결과를 통해 추정 가능하므로 수치적인 계산결과와의 비율을 추정할 수 있다. 이 비율을 선회 조건에 대한 계산 결과에 적용하여 보정함으로써 각 방향의 힘과 모멘트에 대한 최종 추정값을 결정하였다. 계산된 프로펠러의 모멘트 및 축 중심에서의 추력 편심은 Table 3과 4에 각각 나타내었으며, 추력 편심은 프로펠러 직경으로 무차원화 하였다. 좌표계의 경우, 횡으로는 좌현쪽이 (+)방향이며 수직으로는 선저에서 갑판을 향하는 쪽이 (+)방향으로 정의된다.

Table 3Propeller moment and position of thrust eccentricity (port side)

Table 4Propeller moment and position of thrust eccentricity (starboard side)

 

4. 선미 변형량 평가

수치해석을 통해 계산된 편심 하중을 이용하여 선미 변형량을 추정하였다. 계산에 사용된 해석 모델과 경계 조건은 Fig. 10에 나타내었다. 변형량 해석을 위해 전선에 대한 유한 요소 모델을 구성하였고, 축계와 프로펠러는 모델에서 제외된다.

Fig. 10Finite element model and boundary condition for deformation analysis

프로펠러 하중을 선체에 적용하기 위해 Shin & Choe (2004)가 축계 해석 시 사용한 방법을 도입하였다.

축계 모델을 보요소로 별도로 구성하였고, 프로펠러 하중을 선미관 베어링 위치의 반력으로 치환하기 위해 선미관 베어링을 10개의 구간으로 나누어 상하좌우에 총 40개의 gap 요소 (상용유한요소해석 solver인 NASTRAN의 접촉 요소)를 배치하였다.

축계의 프로펠러 위치에 프로펠러 하중을 적용하여 비선형 구조해석을 수행하면 축과 베어링이 접촉하는 요소에만 반력이 나타나며, 그 반력 값을 전선 유한요소모델에 적용하여 선체 변형량 계산을 수행하였다.

해석에 사용된 경계조건으로 선미격벽의 정중앙 최하단 절점의 3자유도 변위와 정중앙 최상단의 폭 방향 변위를 구속하였고, 선수격벽의 정중앙 최하단 절점의 폭 방향과 수직 방향 변위를 구속하였다.

변형 해석을 통해 계산된 변형량을 프로펠러 직경으로 나누어 나타낸 값을 Table 5에 나타내었다. 최대 변형은 최대 선수 동요속도를 가지는 Case 1의 우현 프로펠러 면에서 나타나는 것으로 계산되었으며, 그 크기는 0.075%이다. 변형량을 프로펠러 직경으로 나눈 이유는 보수적인 관점에서 선미관 유닛의 적용가능성을 허용하기 위함이며, 19,000 TEU급 대형 컨테이너 운반선에 같은 방법을 적용하여 직경 대비 최대 변형량이 0.075%보다 작은 값이 산출되면 174K 쌍축 LNG 운반선에서는 선미관 유닛의 적용을 허용하지 않는 안전여유의 개념으로 도입하였다. 참고로 174K 쌍축 LNG 운반선의 프로펠러 직경은 19,000 TEU급 대형 컨테이너 운반선의 프로펠러 직경보다 14.5% 작다.

Table 5Deformation of aft stern tube for twin LNG carrier

 

5. 대형 컨테이너 운반선과의 비교

해석을 통해 얻은 쌍축 LNG 운반선의 변형량에 대한 안정성 평가를 위해 선미관 유닛을 기 적용하고 있는 19,000 TEU급 대형 컨테이너 운반선과 비교하였다.

LNG 운반선과 동일한 방법으로 반류 분포 추정, 추력 편심 계산, 변형량 계산을 수행하였다. 해석 결과, 쌍축 LNG 운반선과 동일하게 최대 선수 동요 속도를 가지는 Case 1에서 가장 큰 변형이 나타났으며, 이 때의 반류 분포는 Fig. 11과 같다.

Fig. 11Velocity contour and vectors for Case1 condition of a 19,000 TEU container carrier

좌현 선회에 따라 좌하방에서는 낮은 속도 분포를, 반면 우상방에서는 상대적으로 높은 속도 분포를 가지는 것을 확인할 수 있다. 속도 벡터 선도는 앞서 쌍축 LNG 운반선의 결과와 유사하게 좌현 선회에 따라 좌하방으로 벡터의 방향이 나타나는 것을 확인할 수 있다.

CFD로 계산된 반류 분포를 이용하여 프로펠러 면에서의 모멘트와 프로펠러 회전축으로부터의 추력 편심을 계산하였다. 본 해석은 앞서 쌍축 LNG 운반선과는 다르게 단축이기 때문에 좌현과 우현 선회 모두를 고려해야 하며 이는 Table 6에 나타내었다.

Table 6Propeller moment and position of thrust eccentricity for 19,000 TEU container carrier

계산된 프로펠러 면에서의 추력 편심을 통해 선미 변형량을 계산하였으며 이를 프로펠러 직경으로 무차원하여 Table 7에 나타내었다. 해석 결과 좌현 선회 (port turning) 시 Case 1에서 최대 변형이 발생하며, 이 때의 변형률은 0.079%이다. 이는 선미관 유닛을 적용하고자 하는 쌍축 LNG 운반선의 변형량인 0.075%보다 큰 값임을 확인할 수 있다.

Table 7Deformation of aft stern tube for 19,000 TEU container carrier

174K 쌍축 LNG 운반선은 19,000 TEU급 대형 컨테이너 운반선에 비해 선미부가 상대적으로 약하여 큰 변형이 발생할 것으로 판단되었으나, 174K 쌍축 LNG 운반선의 프로펠러 하중 (Table 3과 4)이 19,000 TEU급 대형 컨테이너 운반선의 프로펠러 하중(Table 6)보다 상당히 작게 작용하여 174K 쌍축 LNG 운반선의 선미 변형량이 크지 않은 원인이 되었다.

선미 변형량 분석 결과, 174K 쌍축 LNG 운반선에 선미관 유닛 적용이 가능하다고 판단되며, 이를 실제 호선에 적용할 예정이다.

 

6. 결 론

본 연구에서는 174K 쌍축 LNG 운반선에 선미관 유닛을 적용할 수 있는지 검토하기 위해 선미 변형량을 계산하였다. 선미 변형량 계산을 위해 선박의 조종성능으로부터 해석 조건을 선정하고, CFD를 활용하여 반류 분포를 추정하였다. 계산된 추력 편심과 하중을 적용하여 선미에서의 변형량을 계산한 바 다음과 같은 결론을 얻었다.

174K 쌍축 LNG 운반선의 프로펠러 하중이 19,000 TEU급 대형 컨테이너 운반선의 프로펠러 하중보다 상당히 작은 값임을 확인하였다.

174K 쌍축 LNG 운반선의 경우 최대 선수 동요 속도를 가질 때 최대 선미 변형률은 프로펠러 직경 대비 0.075%로 나타났으며, 이는 단축의 19,000 TEU 급 컨테이너 운반선 최대 선미 변형률인 0.079%보다 작은 수치이므로 174K 쌍축 LNG 운반선에 선미관 유닛 적용이 가능하다고 판단된다.

이 결과를 토대로 추후 수주되는 174K 쌍축 LNG 운반선에 선미관 유닛을 장착할 예정이다.