[논문]LNG 벙커링 바지의 예인력 산정에 관한 연구

오승훈; 정동호; 정재환; 황성철; 조석규; 성홍근

doi:10.5394/kinpr.2018.42.6.378

[국내논문] LNG 벙커링 바지의 예인력 산정에 관한 연구
Study on the Estimation of Towing Force for LNG Bunkering Barge 원문보기

한국항해항만학회지 = Journal of navigation and port research, v.42 no.6, 2018년, pp.378 - 387

오승훈 (한국해양과학기술원 부설 선박해양플랜트연구소) , 정동호 (한국해양과학기술원 부설 선박해양플랜트연구소) , 정재환 (한국해양과학기술원 부설 선박해양플랜트연구소) , 황성철 (한국해양과학기술원 부설 선박해양플랜트연구소) , 조석규 (한국해양과학기술원 부설 선박해양플랜트연구소) , 성홍근 (한국해양과학기술원 부설 선박해양플랜트연구소)

초록
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본 논문에서는 LNG 벙커링 바지에 대한 예인력을 계산하였다. 친환경 에너지원인 LNG(액화천연가스)의 전환을 위한 인프라로 LNG 벙커링 바지가 개발되고 있다. LNG 벙커링 바지의 경우, 부선의 형태로 개발되고 있으나 향후 운용관점에서 추진기 탑재 개조(Retrofit)를 통한 자항추진을 고려하고 있다. 따라서 LNG 벙커링 바지는 일반적인 예인바지와 비교하여 선박의 선형과 유사하기 때문에 선급의 부선 규칙을 통한 예인력은 과대 추정된다. 이를 극복하기 위해, 정수 중 저항은 Rankine source method를 이용한 조파저항을 고려하여 ITTC 1978 방법에 따라 계산하였고 파랑 중 부가저항은 NMRI의 단파장 보정이 고려된 수정된 방사에너지법을 이용하여 계산하였다. 계산된 정수 중 저항과 부가저항을 통해 예인저항 성능을 KR 선급의 부선 규칙과 비교 검토하였다.

Abstract ▼ AI-Helper

In this paper, the towing force for the LNG bunkering barge was investigated. Currently, LNG bunkering barge is being developed as an infrastructure for the bunkering of LNG (Liquefied Natural Gas), an eco-friendly energy source. In the case of the LNG bunkering barge, self-propulsion is considered through retrofit from an operating point. Therefore, the LNG bunkering barge's shape is similar to that of the ship as compared to a towed barge, so a rule of the towed barge overestimates the towing force. In order to improve accuracy, the calm water resistance was calculated using ITTC 1978 method which considers wave resistance by the Rankine source method. The added resistance in waves was calculated using the modified radiated energy method which considers the shortwave correction method of NMRI. The performance of the towing resistances through the calm water resistance and the added resistance in waves was compared to rules associated with towed barges.

Keyword

표/그림 (28)

그림 Fig. 1 Ship to ship bunkering using LNG bunkering barge
그림 Fig. 2 Panel model for Rankine source method
그림 Fig. 3 Wave resistance coefficient for Wigley using Rankine source method
그림 Fig. 4 Coordinate system for added resistance in short waves
그림 Fig. 5 Three dimensional geometry of hull
그림 Fig. 6 Panel model for LNG bunkering barge
표 Table 1 Particulars of LNG bunkering barge
표 Table 2 Ship speeds of LNG bunkering barge
그림 Fig. 7 Calculated wave pattern of LNG bunkering barge
그림 Fig. 8 Wave resistance coefficients of LNG bunkering barge
그림 Fig. 9 Total resistance coefficients of LNG bunkering barge
그림 Fig. 10 Total resistance on LNG bunkering barge
표 Table 3 Resistance of LNG bunkering barge
그림 Fig. 11 Section model for strip method
그림 Fig. 12 Water line model for shortwave correction method of NMRI
그림 Fig. 13 Heave R.A.O of LNG bunkering barge in head wave
그림 Fig. 14 Pitch R.A.O of LNG bunkering barge in head wave
그림 Fig. 15 Added resistance in wave of LNG bunkering barge in head wave
그림 Fig. 16 Bow shape at water plane for sensitivity test
표 Table 4 Added resistance in irrgular waves of LNG bunkering barge
표 Table 5 Total towing force of LNG bunkering barge
표 Table 6 Added resistance of barge (KR, 2014)
그림 Fig. 17 Sensivity test of added reistance according to the variation of the bow shape at water plane
그림 Fig. 18 Sensivity test of added reistance according to the variation of the radius of gyration
그림 Fig. 19 Heave R.A.O according to the variation of the radius of gyration
표 Table 7 Added resistance in irrgular waves according to the variation of the bow shape at water plane
표 Table 8 Added resistance in irrgular waves according to the variation of the radius of gyration
그림 Fig. 20 Pitch R.A.O according to the variation of the radius of gyration

AI 본문요약
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문제 정의

따라서 LNG 벙커링 바지는 부선과 비교하여 선박에 가까운 선형을 가지기 때문에 부선으로써 예인선의 용량 산정과 예인삭의 장력 추정은 물론 추진기 탑재 및 개조 이후, 저항성능을 정확히 추정하는 것 또한 LNG 벙커링 바지의 운용 관점에서 중요하다고 판단된다. 본 연구에서는 이러한 배경에서 LNG 벙커링 바지의 예인력 계산을 수행하고자 한다.
본 연구에서는 ship to ship LNG 벙커링에 활용될 LNG 벙커링 바지의 예인력을 추정하였다. LNG 벙커링 바지의 예인력은 정수 중 저항과 파랑 중 부가저항의 합으로 정의하였다.
본 연구에서는 설계가 진행 중인 LNG 벙커링 바지의 예인력을 계산하였다. LNG 벙커링 바지의 3 차정회원 형상은 Fig.
(2013)에 의하면 동일한 것으로 분석하였다. 따라서 본 연구에서는 선급의 부선 규칙에 대하여 한정하여 기 계산된 정수 중 저항과 파랑 중 부가저항을 비교 검토하였다. 우선 정수 중 저항을 검토해보면, 운항선속 8 knots에서 선급규칙을 통하여 계산된 평판 마찰저항과 조파저항의 합은 177.
본 논문에서는 ship to ship LNG 벙커링을 위한 LNG 벙커링 바지의 예인력을 추정하기 위하여 정수 중 저항 및 파랑 중 부가저항을 계산하였다. 실선의 정수 중 저항을 추정하기 위해 ITTC 1978 방법을 사용하였다.

가설 설정

FP 지점의 증가길이가 길어질수록 선수 수선면 형상이 날렵해짐을 의미한다. 수선면 증가에 따른 배수량의 변화는 미소하여 무시하였고 무차정회원화를 위한 증가된 LBP는 계산 및 비교의 편의를 위하여 FP 지점의 증가길이가 0m인 LBP와 동일하다고 가정하였다. 계산에 사용된 선속은 운항선속 8 knots로 고정하였다.

제안 방법

계산된 정수 중 저항과 파랑 중 부가저항을 통해 LNG 벙커링 바지의 예인력을 추정하고 그 결과를 선급규칙(KR, 2014)과 비교 검토하였다. 추가로 LNG 벙커링 바지의 제정회원 변화에 따른 파랑 중 부가저항 민감도 테스트를 수행하였다.
기존 방사에너지법(Gerritsma and Beukelman, 1972)의 경우, 완전반사가 일어나는 단파장 영역에서 부가저항이 존재하기때문에 NMRI 단파장보정법을 단순히 더하는 것은 물리적으로 모순 된다. 따라서 방사에너지법 계산에 사용되는 상대수직속도를 보정계수를 도입하여 물리적인 모순을 해결하였다. 수정된 방사에너지법은 식(7)과 같이 정의된다.
그리고 선박의 제정회원 및 형상 정보가 계산에 사용되지 않기 때문에 오차가 발생할 여지가 많다. 따라서 선속 이외의 부가저항에 큰 영향을 준다고 알려진 선수 수선면 형상과 관성반경에 대한 민감도 테스트를 추가적으로 수행하였다. 우선 선수 수선면의 FP 지점을 0.
16의 다양한 선수 수선면의 형상들을 생성하였다. 그리고 생성된 수선면들의 형상을 반영한 파랑 중 부가저항을 계산하였다.
관성반경은 파랑 중 운동성능에 영향을 주는 요인으로 알려져있다. 따라서 관성반경 k_yy를 0.025L 간격으로 0.2L에서 0.3L까지 변화시켜가며 LNG 벙커링 바지의 파랑 중 부가저항을 관찰하였다. 계산선속 또한 8 knots로 고정하였다.
실선의 정수 중 저항을 추정하기 위해 ITTC 1978 방법을 사용하였다. 조파저항 성분은 Rankine source method 기반의 수치코드를 개발하여 계산하였고. 점성저항 성분은 형상계수와 ITTC 1957 모형선-실선 상관공식을 이용하여 산정하였다.
점성저항 성분은 형상계수와 ITTC 1957 모형선-실선 상관공식을 이용하여 산정하였다. 파랑 중 부가저항은 NMRI 단파장 보정이 고려된 수정된 방사에너지법을 사용하여 부가저항의 R.A.O를 계산하였고 이를 이용하여 불규칙 해상상태의 파랑 중 부가저항을 추정하였다. LNG 벙커링 바지가 해상상태 4에서 운항한다고 가정할 때 운항선속 8 knots에서 발생하는 예인력은 37.
8 ton 으로 추정된다. 추가로 본 연구에서 계산된 결과를 선급 규칙과 비교 검토하였고 LNG 벙커링 바지의 선수 수선면의 형상과 관성반경의 변화에 따른 파랑 중 부가저항민감도 테스트를 수행하였다. 관련 결과 분석을 통해 아래 결론을 도출하였다.

대상 데이터

선체에는 2153개, 자유수면에는 1944개를 배치하였다. LNG 벙커링 바지의 경우, 선수의 수선면 형상이 완만하며 선미 트랜섬이 있기때문에 별도의 격자조정이 필요하다.

데이터처리

O를 계산 적용하였다. 계산된 정수 중 저항과 파랑 중 부가저항을 통해 LNG 벙커링 바지의 예인력을 추정하고 그 결과를 선급규칙(KR, 2014)과 비교 검토하였다. 추가로 LNG 벙커링 바지의 제정회원 변화에 따른 파랑 중 부가저항 민감도 테스트를 수행하였다.
본 방법에 대한 Matlab 언어 기반의 수치코드를 개발하였으며 Wigley에 대한 검증 계산을 수행하였다. 모형시험 (Kajitani et al.

이론/모형

LNG 벙커링 바지의 예인력은 정수 중 저항과 파랑 중 부가저항의 합으로 정의하였다. 정수 중 저항 계산은 ITTC 1978 방법을 통해 수행되었다. Rankine source method를 이용하여 정수 중 조파저항 성분을 계산하였고 ITTC 1957 모형선-실선 상관공식과 작은 어선이나 예선들의 자료를 통해 도출된 Van Oortmerseen (1971)의 형상계수를 적용하여 점성저항 성분을 계산하였다.
정수 중 저항 계산은 ITTC 1978 방법을 통해 수행되었다. Rankine source method를 이용하여 정수 중 조파저항 성분을 계산하였고 ITTC 1957 모형선-실선 상관공식과 작은 어선이나 예선들의 자료를 통해 도출된 Van Oortmerseen (1971)의 형상계수를 적용하여 점성저항 성분을 계산하였다. 불규칙 해상상태의 파랑 중 부가저항 추정을 위해 NMRI(National Maritime Research Institute) 단파장 보정이 고려된 수정된 방사에너지법(Oh and Yang, 2015)를 이용하여 규칙파의 파랑 중 부가저항 R.
Rankine source method를 이용하여 정수 중 조파저항 성분을 계산하였고 ITTC 1957 모형선-실선 상관공식과 작은 어선이나 예선들의 자료를 통해 도출된 Van Oortmerseen (1971)의 형상계수를 적용하여 점성저항 성분을 계산하였다. 불규칙 해상상태의 파랑 중 부가저항 추정을 위해 NMRI(National Maritime Research Institute) 단파장 보정이 고려된 수정된 방사에너지법(Oh and Yang, 2015)를 이용하여 규칙파의 파랑 중 부가저항 R.A.O를 계산 적용하였다. 계산된 정수 중 저항과 파랑 중 부가저항을 통해 LNG 벙커링 바지의 예인력을 추정하고 그 결과를 선급규칙(KR, 2014)과 비교 검토하였다.
는 실선의 마찰저항 계수이다. 형상계수 k₀는 소형 어선 및 tug 보트들의 저항 결과에서 도출된 Van Oortmerseen(1971)의 방법을 이용하였다. Van Oortmerseen (1971)의 형상계수 k₀는 식(3)과 같다.
마찰저항계수는 식(4)와 같이 ITTC 1957 모형선-실선 상관공식을 사용하였다.
조파저항계수 C_W의 계산을 위해 Rankine source method 를 이용하였다. 유체의 비점성 및 비압축과 유동의 비회전을 가정하면 속도 포텐셜을 도입할 수 있다.
자유수면은 Neumann-kelvin linearization으로 선형화하였으며 방사조건 만족을 위해 shifting technique(Bertram, 2011)을 이용하였다. 조파저항계수는 식(5)를 통해 계산된다.
일반적으로 파랑 중 부가저항은 점성 저항이 기여하는 부분이 적기때문에 점성효과를 무시한 포텐셜 이론에 기반한 연구가 효율적인 측면에서 활용되고 있다. 따라서 본 연구에서는 2차정회원 스트립 방법을 기반한 수정된 방사에너지법과 NMRI 단파장 보정법(Oh and Yang, 2015)을 활용하였다. 파랑 중 부가 저항 R_aw은 식 (6)과 같이 정의 된다.
여기서 S_A(w)는 불규칙 해상상태를 정의하는 스펙트럼으로 본 연구에서는 ITTC 1978에서 제안한 표준스펙트럼인 Bretshcneider 스펙트럼을 식 (12)와 같이 적용하였다.
형상계수를 고려한 마찰저항은 식(3)과 (4)를 이용하여 계산된다. 조파저항의 경우, Rankine source method를 이용하였으며 계산에 사용된 패널은 Fig. 6과 같이 구성하였다.
본 연구에서는 Peng et al.(2014)에 의해 제안한 선미의 fillet을 자유수면의 선수와 선미에 Fig. 6과 같이 2차 피팅함수로 설정하였다.
8에 나타내었고 조파저항 계수 역시 선속이 증가함에 따라 증가하였다. ITTC 1978 방법을 이용하여 형상계수를 고려한 마찰계수와 전저항계수를 계산하여 Fig. 9에 나타내었다. Fig.
본 연구에서는 STF 스트립 방법(Salvesen et al., 1970)을 이용하여 파랑 중 부가저항 계산에 사용될 LNG 벙커링 바지의 운동을 계산하였다. 스트립 방법은 3 차정회원의 동유체력 계산을 위해 3차정회원 선체를 Fig.
11과 같이 2차정회원 단면에 대한 문제로 치환하여 계산한다. 2차정회원 단면의 동유체력 계산을 위하여 desingularized indirect boundary integral equation method를 사용하였다. NMRI 단파장 보정법 계산을 위한 수선(water line) 모델은 Fig.
본 논문에서는 ship to ship LNG 벙커링을 위한 LNG 벙커링 바지의 예인력을 추정하기 위하여 정수 중 저항 및 파랑 중 부가저항을 계산하였다. 실선의 정수 중 저항을 추정하기 위해 ITTC 1978 방법을 사용하였다. 조파저항 성분은 Rankine source method 기반의 수치코드를 개발하여 계산하였고.
조파저항 성분은 Rankine source method 기반의 수치코드를 개발하여 계산하였고. 점성저항 성분은 형상계수와 ITTC 1957 모형선-실선 상관공식을 이용하여 산정하였다. 파랑 중 부가저항은 NMRI 단파장 보정이 고려된 수정된 방사에너지법을 사용하여 부가저항의 R.

성능/효과

13과 14에 도시하였다. 선속이 증가함에 따라 LNG 벙커링 바지의 상하동요와 종동요가 증가함을 확인할 수 있다. LNG 벙커링 바지의 파랑 중 부가저항 역시 선속이 증가함에 따라 증가함을 Fig.
15에서 확인할 수 있다. 본 결과를 통해 선속 증가가 LNG 벙커링 바지의 수직 상대운동의 증가를 일으키며 이는 파랑 중 부가저항의 증가로 이어짐을 확인하였다. 수직 상대운동은 상하동요, 종동요 그리고 자유수면 높이의 조합으로 계산되며 회전중심에서 멀수록 종동요의 기인한 수직운동이 크게 반영된다.
O를 통해 계산할 수 있으며 Table 4에 나타내었다. 선속과 파고의 증가에 따라 불규칙 해상상태의 파랑 중 부가저항이 증가함을 확인할 수 있다. 운항선속 8 knots를 기준으로 해상상태 3(Sea State 3, S.
선속과 파고의 증가에 따라 불규칙 해상상태의 파랑 중 부가저항이 증가함을 확인할 수 있다. 운항선속 8 knots를 기준으로 해상상태 3(Sea State 3, S.S.3)에서 파랑 중 부가저항은 정수 중 저항 대비 약 43% 정도 발생하며 해상상태 4(S.S.4)에서는 정수 중 저항 대비 약 133% 까지 증가함을 확인할 수 있다.
따라서 본 연구에서는 선급의 부선 규칙에 대하여 한정하여 기 계산된 정수 중 저항과 파랑 중 부가저항을 비교 검토하였다. 우선 정수 중 저항을 검토해보면, 운항선속 8 knots에서 선급규칙을 통하여 계산된 평판 마찰저항과 조파저항의 합은 177.0 kN으로 본 연구에서 계산된 정수 중 저항 16.1 kN과 약 11배 이상 차이가 발생한다. 이를 통해 선급 규칙은 현장 상황을 신속하게 반영하기에는 용이하지만 바지선의 예인력 또는 자항성능을 과대평가할 수 있다는 것을 확인 할 수 있다.
1 kN과 약 11배 이상 차이가 발생한다. 이를 통해 선급 규칙은 현장 상황을 신속하게 반영하기에는 용이하지만 바지선의 예인력 또는 자항성능을 과대평가할 수 있다는 것을 확인 할 수 있다. 따라서 추진기 탑재 및 개조가 계획된 본 LNG 벙커링 바지에는 일반 선박과 같은 저항추정법으로 추정하는 것이 바람직하다고 판단된다.
이를 통해 선급 규칙은 현장 상황을 신속하게 반영하기에는 용이하지만 바지선의 예인력 또는 자항성능을 과대평가할 수 있다는 것을 확인 할 수 있다. 따라서 추진기 탑재 및 개조가 계획된 본 LNG 벙커링 바지에는 일반 선박과 같은 저항추정법으로 추정하는 것이 바람직하다고 판단된다. 부가저항 또한 선급 규칙에서 명시되어 있으나 선박의 제정회원을 고려하지 않고 유의파고에 따라 일정한 값을 Table 6과 같이 제시하고 있다.
17에 도시하였다. 선수 수선면의 형상이 날렵할 수록 단파장 영역의 부가저항이 감소함을 확인할 수 있다. 불규칙 해상상태의 파랑 중 부가저항을 해상상태 4 에 대하여 계산하였다.
앞서 언급한 바와 같이 해상상태 4에서 소형선박인 LNG 벙커링 바지는 장파장영역의 영향을 크게 받기때문에 부가저항의 증감이 최대 19 %까지 발생하였다. 소형선박인 LNG 벙커링 바지의 파랑 중 부가저항의 경우, 선수 수선면의 형상보다 관성반경의 변화에 더욱 민감히 변화하는 것을 확인하였다. 따라서 연안을 운항하는 부선의 경우, 규모가 중소형이기 때문에 정확한 관성반경을 통한 신뢰성있는 파랑 중 부가저항 계산이 필요한 것으로 판단된다.
(1) 정수 중 저항의 경우, 운항선속 8knots에서 선급 규칙과 비교하여 약 11 배 이상 큰 차이가 남을 확인하였다. 이는 간단한 간이식인 선급 규칙을 통해 현장 상황을 신속하게 반영하기 용이하지만 큰 오차를 가지므로 목적에 맞는 적절한 예인력 계산법의 선택이 필요하다고 판단된다.
(2) 파랑 중 부가저항의 경우, 선급 규칙은 유의파고에 대한 일정한 부가저항을 가지기 때문에 선속의 변화에 대한 파랑 중 부가저항의 변화를 반영하지 못하며 부선의 제정회원 및 형상 또한 반영되지 않기 때문에 오차가 발생할 가능성이 많은 것으로 판단된다.
(3) 선수 수선면의 형상 변화의 경우, 수선면의 형상이 날렵할수록 단파장 영역의 부가저항이 감소함을 확인하였다. 관성반경의 변화의 경우, 선박의 상대운동에 기인한 부가저항의 증감에 영향을 주며 관성반경이 줄어들수록 부가저항이 감소됨을 확인하였다.
(3) 선수 수선면의 형상 변화의 경우, 수선면의 형상이 날렵할수록 단파장 영역의 부가저항이 감소함을 확인하였다. 관성반경의 변화의 경우, 선박의 상대운동에 기인한 부가저항의 증감에 영향을 주며 관성반경이 줄어들수록 부가저항이 감소됨을 확인하였다.
(4) 해상상태 4를 기준으로 소형선박인 LNG 벙커링 바지의 파랑 중 부가저항은 장파장영역의 영향을 받기때문에 수선면의 형상변화보다 관성반경의 영향에 더욱 민감하게 변함을 알 수 있다. 따라서 연안을 운항하는 부선의 규모가 중소형임을 감안할때 신뢰성있는 파랑 중 부가저항을 계산하기 위해서는 정확한 관성반경 정보를 파악하여 추정하는 것이 바람직하다고 판단된다.

질의응답

핵심어	질문	논문에서 추출한 답변
	선박해양플랜트연구소에서 LNG 인프라의 부재를 해결하기 위해 목표한 내용은?	이와 같은 인프라의 부재는 선박연료로써 LNG 전환에 걸림돌이 되고 있다. 선박해양플랜트연구소에서는 이를 해결하기 위해 연안선박 맞춤형 LNG 벙커링 시스템 개발 과제를 통해 실제 LNG 벙커링 바지를 건조하여 Fig. 1과 같이 ship to ship 벙커링 실증을 목표로하고 있다. 현재 LNG 벙커링 바지는 예선에 예인되는 부선의 형태로 개발되고 있지만 추후 추진기 탑재 및 개조 (Retrofit)를 고려하기 위해 Propulsion ready로 설계가 진행되고 있다.
	LNG 벙커링 바지의 예인력은 어떻게 정의 되는가?	본 연구에서는 ship to ship LNG 벙커링에 활용될 LNG 벙커링 바지의 예인력을 추정하였다. LNG 벙커링 바지의 예인력은 정수 중 저항과 파랑 중 부가저항의 합으로 정의하였다. 정수 중 저항 계산은 ITTC 1978 방법을 통해 수행되었다.
	국제해사기구에서 LNG 관심이 높은 이유는?	국제해사기구에서 선박의 배출가스 규제 강화로 선박연료로써 친환경 에너지정회원인 LNG(Liquefied natural gas)의 관심이 높아지고 있다. 하지만 국내에는 LNG 추진선박에 LNG를 공급할 수 있는 LNG 터미널 또는 LNG 벙커링 셔틀과 같은 인프라의 부재로 truck to ship을 통한 벙커링이 특정 항구에서 제한적으로 수행되고 있다.

참고문헌 (15)

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표제어: PCR

동의어: Packet Collision Rate

용어 설명 출처 목록 (6)

용어 설명: PCR은 세균 특이성이 있는 primer를 이용하여 적은 수의 세균이 있을지라도 쉽게 검출할 수 있는 유용한 방법이며, 이를 이용하여 구강 내 치면세균막이나 타액에서 직접 세균을 검출할 수 있게 되었다[8].

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