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J. Ocean Eng. Technol. > Volume 33(2); 2019 > Article
고속 여객선 선미부 과대 진동/소음 감소를 위한 연구

Abstract

In this study, the excessive noise and vibration phenomena of a high-speed Ro/Ro passenger ship were analyzed, and a countermeasure was taken based on them. This ship was granted a comfort class notation by the classification society, which was COMFORT-VIBRATION-II and COMFORT-NOISE-CREW-II. However, unfortunately, excessive noise and vibration in the aft part of the ship were delivered from the twin shaft propellers, and therefore the Class Requirement was not satisfied before delivery. In order to obtain the class notation, all of the concerned parties came to an agreement to reduce the noise and vibration level during operation after delivery because a seasonal ferry service was already scheduled and the cabin was fully booked. The root cause of the massive amount of noise and vibration was mainly the propeller-induced excitation pulse and beating that occurred from the mismatch of the rotating speeds of the two shaft lines. A 1st order vibrating force and beating phenomena existed in the propeller. Thus, a reduction of the excitation force, elimination of the beating phenomena, and decrease of the noise level at the aft area cabins and public spaces were required. In addition, structural reinforcements were conducted using pillars and additional girders at the aft part of the decks.

1. 서 론

고속 선박 특히 여객선(Ro-Ro passenger ferry)의 프로펠러(Propeller)로 부터 기인된 기진력(Excitation force)은 상상을 초월할 정도의 엄청난 에너지로 배 전체를 지배한다, 특히 엔진룸(Engine room)과 프로펠러가 위치한 선미 부는 과대 진동, 소음으로부터 자유로울 수 없다. 본 연구에서 소개 될 실적선의 경우 배수량 약 30,000톤(Ton)으로 46km/h의 속력(Service speed)을 충족시키기 위해 60,000킬로와트(kW)이상의 방대한 엔진출력이 소요되며 최소 중량설계가 필수적이다. 선체는 4-15mm의 박판강재(Steel)의 사용이 불가피하여 과대 진동, 소음에 근본적으로 노출되어 있다. 선미 프로펠러 직상 부 구역 및 엔진룸 상부에 위치한 거주구역(Cabin) 및 공용실(Public space)은 엄청난 과대 진동, 소음으로 여객선으로서의 의미를 상실할 정도로 참담한 상황에 직면하게 된다.
프로펠러 기진력으로 기인된 선미 구역의 비팅(Beating) 현상은 승조원 및 승객들에게 매우 성가신 진동, 소음을 유발하며 백약이 무효할 정도로 대책(Countermeasure)이 마땅치 않다.
실제로 경험해 보면 덜거덕거리는 소리(Rattling)와 우우웅~크으응~ 하는 마치 유령 소리와 같은 느낌으로 승객들을 괴롭히게 된다. 프로펠러 직 상부 선체로 전달되는 고주파 진동은 과도한 선체 진동을 유발하여 구조부재 피로수명을 단축시키나 과대 고체소음(Structure-borne noise)을 유발하게 된다. 건조 후 그러한 과대 진동, 소음의 레벨(Level)을 감소시키는 것은 거의 불가능에 가까울 정도로 기술적으로 매우 어려운 일이다. 프로펠러 날개진동수와 갑판 구조 고유진동수의 공진으로 인한 과도한 진동, 소음은 선급의 요구조건(Comfort class)을 도저히 만족시킬 수 없는 수준이 된다. 이러한 갑판 구조의 공진을 회피하기 위해 갑판 하부 거더(Girder)보강, 갑판 사이 기둥(Pillar) 보강을 할지라도 갑판과 갑판의 연성진동(Coupled vibration)문제는 또 해결해야할 과제이다. 아무리 보강을 잘해도 진동, 소음 진폭 레벨을 줄이는 데는 한계가 있다. 본 연구에서 논의 될 실적선의 경우, 인도 전 시운전 단계에서 노출된 선미 거주구역 과대 진동, 소음 레벨을 줄이기 위해 엄청난 선체 보강 공사를 단행 했음에도 불구하고 선급의 요구조건을 만족시키지 못하여 인도가 불가한 상황이었다. 그러나 선주는 운항 일정과 객실 예약이 완료되어 배를 인수해 갈 수 밖에 없는 절박한 상태 이었으므로 인도 후 선급 요구 조건을 만족시켜 주겠다는 조건으로 임시적 인도에 합의하였다.
인도 후 2년여에 걸친 기간 동안 운항중인 배에 승선하여 진동, 소음 정밀 계측을 재 수행하고 분석하여 과대 진동, 소음을 줄이기 위한 4가지 대책(Countermeasure)을 수립하게 되었다. 첫째, 쌍축인 좌, 우 프로펠러간의 위상 차이로 인한 맥놀이(Beating)현상을 줄이기 위한 대책을 마련하였다. 둘째 프로펠러 일차 오더(1st order) 진동 에너지를 줄일 수 있는 방안을 찾아야 했다. 그리고 셋째, 고주파 선체진동 및 고체소음을 줄이기 위한 대책이 필요하였고, 마지막으로 프로펠러 압력맥동(Pressure pulse)을 줄이기 위한 대책 등을 수립하게 되었다. 이들을 기반으로 운항 중 때때로 추가 공사를 실행하여 천신만고 끝에 선급 증서(Comfort class certificate)를 획득하고 배를 인도하게 되었다.
실적선의 사례와 기술적 조치 내용들을 연구하고 근본적 해결책을 제시하여 고속 선박의 진동, 소음 저감 설계를 위한 지침서(Guidance)가 필요하며 실패 사례를 교훈(Lessons learned) 삼아 실제적 고속 선박의 진동, 소음 분야의 경쟁력 제고를 도모해야 한다. 특히, 조선입국으로 국내 조선 산업이 세계적 경쟁력을 확보하였으나 여객선 건조에 있어서는 진입장벽이 매우 높아 번번이 실패하고 있다. 국내 조선소들의 여객선 건조에 대한 거부감으로 사업이 철수되었고 그동안 쌓아 왔던 인재 육성과 요소 기술의 발전이 정체되고 사장되어질까 염려 된다. 유럽 일부 조선소들이 여객선 시장을 석권하고 있는 상황을 고려할 때 본 연구를 통한 연구결과가 가까운 미래에 초호화 여객선(Cruise ship) 건조를 위해 필요한 가장 중요한 요소기술의 하나인 진동, 소음 분야 기술 진보의 토대(Cornerstone)가 되기를 기대한다.

2. 실적선 주요 제원 및 특성

Table 1은 주요제원 및 주추진체계, Fig. 1은 선미부 프로파일(Profile) 배치도, Fig. 2는 선미부 축계형상 사진이다.

3. 선체 갑판(Deck) 구조의 공진회피 설계

3.1 단순조화진동에 대한 고찰

진동의 가장 단순한 1자유도 시스템 즉, 1개의 질량 m이 스프링 강성 k를 가진 스프링계 위에서 각속도 ω, 가속도 a, 변위 y, 최대 진폭 A로 평형점을 중심으로 Fig. 3과 같이 아래위로 자유진동을 하고 있는 단순조화운동(Simple harmonic motion)의 수학적 표현은 식 (1)과 같고, 그 계의 고유진동수(Natural frequency) f식 (2)와 같다(Lab Manual, 2017).
(1)
F=ma=kx=mx¨,x=Asinωt,x˙=ωAcoswt,x¨=ω2Asinωt
(2)
kx=mω2=Asinωt=mω2x,ω=k/m,f=ω2π=12πk/m
즉, 어떤 계의 고유진동수는 그 구조의 강성에 대한 질량비의 제곱근에 비례한다.

3.2 갑판 구조의 공진 회피

공진 회피 관점에서 선체구조의 부재치수를 증가시켜 강성을 증가 시키더라도 구조질량이 같이 증가하므로 기진력과의 공진을 회피하기 위해 고유진동수를 바꾸는 데는 근본적인 어려움이 있다. 본 선의 주요 기진원들의 기진진동수는 Table 2와 같다.
여객선 특성상 캐빈(Cabin) 과 차량갑판 배치를 고려할 때 기둥(Pillar)으로 갑판 종, 횡 거더(Girder)를 지지하는 데는 상당한 제약이 따르므로 거더(Girder)들의 스팬(Span)이 커질 수밖에 없다. 그러므로 갑판 전체 강성이 상대적으로 약해 갑판 구조의 고유진동수가 7~15Hz로 비교적 저주파 영역이며 이는 프로펠러 1차 오더(Order) 진동수와 공진영역이 된다.
실제로 본선의 거주구역 갑판의 고유진동수는 9.3Hz로 프로펠러 날개진동수와 일치하는 공진으로 최대 진폭 7.2mm/s의 과대 진동이 유발되었다.
이와 같은 프로펠러와의 공진을 회피하기 위해 갑판 거더(Girder)의 치수와 높이를 증가시켜 보강을 하더라도 강성이 증가하는 것에 비례하여 질량이 증가되므로 고유진동수의 변화는 미미하였다. 갑판 거더의 스팬(Span)을 줄이기 위해 기둥(Pillar)를 설치하는 방안이 제일 효과적이며 이럴 경우 거주구역 배치와의 간섭문제 해결을 위해 선주와의 협상과 타협이 필요하다. 본 선의 경우 Fig. 4와 같이 갑판 4~5사이에 기둥을 설치하여 갑판구조의 고유진동수를 증가시켰다. 보강 후 진동 계측결과는 참담했다. 갑판 4의 구조강성이 갑판 5와 유사하여 충분한 지지 효과를 가져오지 못하고 결과적으로 갑판 4~5의 연성진동(Coupled vibration)이 발생하여 고유진동수 증가는 미미하였으며 그럼으로써 프로펠러 날개 진동수인 9.3Hz와의 공진 회피에 실패하였다.

3.3 분석 결과 및 대책

갑판구조의 부재치수와 높이를 증가시켜 보강할지라도 구조의 질량이 거의 같은 비율로 증가하여 고유진동수의 변화를 가져오기는 매우 어렵다. 여객선의 거주구역과 차량배치 상 기둥(Pillar)을 설치할 공간은 매우 제한적이나 고유진동수를 증가시킬 수 있는 최선의 방법이다. 그러나 기둥하부 갑판구조의 지지력이 충분치 않을 경우 상하 갑판 간 연성진동(Coupled vibration)으로 모든 노력은 물거품이 된다. 결론적으로 기둥 보강이 공진 회피의 최선의 방법이나 기둥 하부구조 강성이 충분한 고정 지지효과를 가져올 수 있는 연속 구조여야 하며 그렇지 않을 경우는 기둥 하부를 특별히 보강하여야 한다.

4. 비팅(Beating) 현상분석 및 대책수립

4.1 쌍추진기선의 비팅 현상

좌, 우현 프로펠러 날개들이 동시에 연직 위치에 있는 동일 위상의 경우는 연직 진동이 가장 커지고 날개 간격의 1/2만큼 차이가 있는 반대 위상의 경우는 수평 진동이 가장 커진다. 양쪽 프로펠러의 회전수가 완전히 똑같지 않을 경우 진동 진폭이 커졌다 작아졌다 하는 비팅(Beating)이 발생한다. 쌍추진기선 건조 시 해상상태, 엔진 및 축계, 작업오차 등 다양한 변수로 인해 양쪽 프로펠러의 회전수를 동일하게 유지하는 것은 거의 불가능하다.

4.2 실적선 비팅 현상에 대한 분석

4.2.1 진동 계측결과

갑판에서의 진동 계측조건은 Table 3과 같고 진동레벨은 Fig. 5와 같다.
비팅 주기(Period)는 식 (3)과 같다
(3)
*Period(T)=60BladeNumber×ΔRPM,BladeNumber=4,ΔRPM=0.5T=30Seconds
엔진 85% 출력에서 좌, 우현 프로펠러 날개(Blade) 간의 RPM 차이는 0.5RPM으로 주기는 30초이다. 날개 진동수(Blade passing frequency)인 9.3Hz 에서 비팅 현상이 발생된다. 최대 진동 진폭은 7.2mm/s로 선급 기준치인 2.5mm/s 대비 약 3배의 과대 진동이 계측되었다.
비팅으로 인한 캐빈(Cabin) 소음 레벨은 65-70dB로 기준치 55dB 대비 10-15dB 초과한 상태이었다.

4.2.2 프로펠러 변동압력 계산

프로펠러 날개 간의 RPM 차이와 상대적 위상 차이를 제어할 경우 진동레벨이 얼마나 감소하는지를 확인하기 위해 선저를 평판으로 가정하고 프로펠러 위치에 2개의 기진원(Source)을 놓고 선저판에 작용하는 변동압력을 계산하였다.
프로펠러에 의해 선저에 작용되는 좌, 우 프로펠러의 변동압력의 간략한 수학적 모델은 다음과 같다. Fig. 6과 같이 좌(Port), 우(Starboard) 프로펠러에서 각각 Dp, Ds의 거리만큼 떨어진 임의의 선체 위치에 대하여 양현의 프로펠러에 의해 유발되는 변동압력의 시간에 대한 변화 F(t)식 (4)와 같다.
(4)
F(t)=PPsin[2πfp(tDpC)+ΦP]+Pssin[2πfs(tDsC)+ΦS]
여기서, P는 프로펠러 변동압력 크기, f는 프로펠러 1차성분 주파수, c는 수중에서의 음속, Φ는 프로펠러의 초기위상이다.
계산결과 RPM의 미세한 변화가 없다고 가정할 경우 프로펠러 변동압력이 역위상(Out-phase)일 경우 동일위상(In-phase)에 비해 변동압력이 약 40% 감소하였다. RPM이 미세하게 변할 경우는 약 30% 감소한다. 좌, 우 프로펠러가 동일위상으로 회전할 경우(Fig. 7)는 벡터(Vector) 합성력(Resultant force)이 유사한 방향으로 작용하여 선체 진동 응답이 최대로 발생하게 된다. 그러나 반대위상인 경우(Fig. 8)는 위상차로 인해 좌, 우 프로펠러의 벡터 방향이 변하여 서로 상쇄되므로 선체 진동 응답을 최소화할 수 있다.

4.2.3 프로펠러 RPM 차이에 따른 진동 현상 분석

좌현 프로펠러의 RPM을 140으로 고정하고 우현 프로펠러의 RPM을 140, 138, 136, 134로 변경하면서 우현 프로펠러 직상부의 진동의 변화를 관찰한 결과 RPM의 차이에 따른 진동현상은 Table 4와 같다. RPM 차이가 클수록 비팅 주기가 짧아지며 136RPM에서부터 아주 가까운 2개의 주파수로 분리되었다. 진동 응답은 2개의 기진력이 합해져서 가진되는 비팅 때의 응답보다 비팅이 제거되어 2개의 주파수로 분리되었을 경우가 25% 감소하였다.

4.3 분석 결과

비팅의 발생원인은 좌, 우 프로펠러 사이의 RPM차이에 의해 주기적으로 발생한다. 양축의 RPM 동기화(Synchronization)만으로 비팅을 제어하는 것은 어려워 보인다. 현실적으로 완벽하게 좌, 우 프로펠러의 RPM을 동일하게 유지하는 것은 해상상태, 주추진체계의 복잡성, 축계배열, 작업성 등을 고려할 때 불가능에 가깝기 때문이다. 하지만 위상(Phase) 동기화를 통해 프로펠러의 변동압력을 역위상(Out-phase)으로 제어하게 되면 변동압력이 약30% 감소할 것으로 분석되었다.

4.4 대책 수립

좌, 우 프로펠러 RPM차이로 인한 비팅 현상을 제거하고 선체에 작용되는 프로펠러 기진력의 벡터 합력(Resultant pressure)을 감소시키기 위해 프로렐러 위상조정체계(Synchro phase system)를 추진제어체계(Propulsion control system, PCS)에 적용하였다.
프로펠러 날개진동수와 좌, 우 프로펠러 축의 위상차를 실시간 계측하기 위한 센서를 양 축계에 설치하였고 기존 주추진체계 조정 패널(Control panel)에 하드웨어를 추가로 설치하였다. 또한, 추진제어체계에 위상차 제어를 위한 새로운 소프트웨어를 업그레이드 하였다.

4.5 효과 파악

4.5.1 비팅 제거(Beating elimination) 결과

Fig. 9에서 보는 바와 같이 좌, 우 프로펠러의 미세한 RPM (0.5RPM)과 미세한 위상각(5.7) 차이를 둔 경우, 비팅 현상이 발생되었으며 RPM과 위상각을 동일하게 유지한 경우는 비팅 현상은 사라졌으나 진동 레벨은 줄어들지 않고 변화가 없음이 확인되었다.

4.5.2 위상제어(Phase control) 결과

Fig. 10과 같이 좌, 우 프로펠러의 동일 RPM과 위상을 유지한 경우에 비하여 동일 RPM과 45도의 초기 날개각(Initial blade algle) 차이를 둔 경우 180도의 역위상 압력파동(Out-phased pressure pulse)이 발생하였고 진동응답은 약 30% 감소하는 것으로 최종 확인되었다.

5. 프로펠러 기진력 저감 대책수립

5.1 모멘트 컴펜세이터(Moment compensator) 설치 검토(Kim et al., 2012)

좌, 우 프로펠러에 의해 발생되는 진동에 역방향의 힘을 발생시켜 진동을 저감하는 방법으로 모멘트 컴펜세이터(Moment compensator) 장비 설치가 검토되었다. 프로펠러 1차성분에 의한 구조물의 진동현상이 선체외판(Side shell)을 전달 경로로 갑판거더(Girder) 체계에서 나타나는 구조 전체적인 거동이므로 이러한 구조물의 운동에 반대되는 힘을 가하면 진동이 저감될 수 있다. 유한요소법(FEM, Finite elements method)을 사용하여 프로펠러 직상부에 반작용힘(Compensating force)를 작용시켜 해석한 결과 선미 부 거주구역 갑판의 진동레벨이 전반적으로 약 50% 이상 감소되었다.

5.2 모멘트 컴펜세이터 체계 설치

최적의 진동 보상기(Vibration compensator)위치는 최대의 프로펠러 압력파동(Propeller pressure pulse)이 발생하는 위치이다. 프로펠러 직 상부 갑판에 반작용 힘을 생성할 수 있도록 모멘트 컴펜세이터 장비가 설치되었고 위상각과 진동수를 통제하는 동조기(Synchronizing)는 조타기실, 프로펠러 위상각과 RPM을 감지하는 진동수 감지기(RPM detector)는 축계에 각각 설치되었다. 이를 위해 갑판에는 대형 개구(Opening)를 시공하는 등 매우 어려운 공사가 이루어졌다. 진동 보상기는 진동 감소대책으로 널리 사용되어진 Gertsen&Oulfsen 사 제품으로 특정방향과 위상에서 프로펠러 기진력과 반대되는 주기적인 힘을 전달하게 된다. 두 개의 편심 된 질량이 전동장치에 의해 구동되며 좌, 우 각각 개별적으로 반작용력을 발생시키고 전동기는 정확한 위상각을 위해 프로펠러 축과 동조화 된다(Kim et al., 2012).

6. 고주파 진동/소음 저감 대책수립

6.1 고주파 진동/소음 분석

선미부 객실에서 고주파 진동으로 인한 소음이 크게 발생되었다. 이는 프로펠러 변동압력에 의해 가진된 프로펠러 주변의 강판(Steel plate)에 의해 객실의 갑판과 격벽에 전달되어진 고체 소음(Structure-borne Noise)이다. Fig. 11과 같이 40~60Hz 사이에서 상대적으로 큰 소음이 발생되었다. 이는 프로펠러 5~6차 성분의 변동압력에 의해 기인된 것이다.

6.2 소음 감쇠재(Damping material) 효과 파악

고주파 진동으로 인한 고체소음을 차단하기 위해 샌드위치 패널체계(Sandwich panel system)가 검토되었다. Fig. 12와 같이 면판(Face plate)을 양면에 시공하고 일레스토머 핵심재료(Elastomer core material)로 폴리우레탄(Polyurethane)을 현장(In-situ)에서 주입하여 시공한다. 폴리우레탄의 비중은 강판대비 작지만 기존 구조와 면판사이의 간격으로 인해 굽힘 강성의 증가로 과대진동을 축소시킬 수 있다. 샌드위치패널의 효과를 파악하기위해 기존 구조와 동일한 구조위에 시공하여 시험한 결과 전 주파수 대역에서 진동 에너지 소실로 상당한 소음레벨 감소가 확인되었다(Patinha et al., 2015).

6.3 소음감쇠재 샌드위치패널(Sandwich panel) 시공

Fig. 13과 같이 기존 선저 구조에 페인트를 깨끗하게 제거 후 건조시킨 다음 선저판과 30mm 간격을 두고 선체 횡늑골(Transverse beam) 사이사이에 5mm 면판(Face pate)을 용접하였다. 그런 다음 폴리우레탄 폼(Form)이 그 사이에 주입되어 4시간 동안 응고되었다.
프로펠러의 변동압력이 직접적으로 전달되는 프로펠러 직 상부 선체 횡늑골(Transverse beam)과 강판(Steel plate)의 구조체계가 엄청난 크기의 압력을 견디기에는 상대적으로 취약하므로 선체 횡늑골 사이에 Fig. 13과 같이 샌드위치 패널을 시공하여 선저 구조의 굽힘 강성을 증가시킴으로서 진동 에너지에 대한 진동 응답을 적절히 분산 소실시키는 것이 중요하다(Kim et al., 1997).
시험편 테스트를 통해 확인한 고주파 대역의 소음 감소치 10~15dB는 실제 시운전을 통해 최종 확인되었다.

7. 결 론

(1) 프로펠러 1차 기진력 성분 기진력과 선체구조 갑판의 고유진동수 공진으로 인한 9.3Hz 대역의 과대 진동을 줄이기 위해 갑판 종, 횡 거더(Transverse girder)의 부재치수와 높이를 증가시켰으나 강성증가에 비례하여 질량이 증가됨으로서 구조의 고유진동수 변화는 미세하였다. 결과적으로 진동레벨의 감소 또한 미미하였다.
(2) 거주구역 배치 상 어려움을 감수하고 갑판사이 기둥(Pillar)을 시공하여 갑판구조의 고유진동수 증가를 꾀하였지만 기둥(Pillar)지지 경계조건을 간과하여 충분한 고정지지 역할이 안 됨으로써 상하 갑판 간 서로 연결되어 같이 진동하는 갑판연성진동(Coupled vibration)현상이 나타났으며 과대 진동레벨 감소도 역시 미미한 상태임이 확인되었다. 여객선은 근원적으로 중량 관점 최적구조설계가 된 박판의 경 구조이므로 구조보강으로 과대 진동을 저감시키는 것은 상당한 한계가 있음을 인식해야 한다. 그러나 종, 횡 거더(Girder)들의 스팬(Span)을 줄이기 위해 양단에 상당히 큰 브래킷(Bracket)을 설치하면 질량 증가 없이 구조계의 강성을 증가시키게 되고 그럼 으로서 고유진동수를 높일 수 있는 방안이 될 수 있다.
(3) 좌, 우 프로펠러의 RPM차이로 인한 비팅(Beating) 현상을 제거하기 위해 프로펠러 위상조정체계(Synchro phase system)를 설치하여 양 프로펠러 RPM과 위상각을 조정한 결과 동일위상각(In-phase)의 경우 비팅이 제거되더라도 진동 레벨은 감소되지 않았다. 좌, 우 프로펠러의 위상각 차이를 45°로 유지한 역위상(Out-phase)경우 진동 레벨이 약 30% 저감됨이 확인되었다. 결과적으로 과대 진폭 7mm/s의 레벨은 5.0mm/s로 감소되었다.
(4) 프로펠러 기진력을 감소시키기 위해 프로펠러 직상부 갑판에 반대되는 주기적인 힘을 전달하는 모멘트 컴펜세이터(Moment compensator)를 설치하여 두 개의 편심 된 질량이 전동장치에 의해 구동되며 좌, 우 각각 개별적으로 반작용력을 발생시킨 결과 진동레벨은 40%이상 감소되었고 결과적으로 (3)항의 효과와 더불어 진동 레벨은 2.5-3.0mm/s로서 선급 규정치를 만족하는 수준으로 향상되었다.
(5) 고주파진동으로 인한 거주구역의 고체소음(Structure-borne noise)을 감소시키기 위해 프로펠러 직상부 외판에 샌드위치패널(Sandwich panel)을 설치하여 선급 규정치 55dB를 대부분 만족하였으나 4-5개 선실은 최종 불만족 되어 최종 선주와 사양서(Specification) 요구사항 불충족으로 협상테이블에서 해결해야했다.
이상에서 살펴본 바와 같이 고속 여객선의 경우 선급의 까다로운 요구 조건(Comfort class II)을 100% 만족시키기에는 너무나 많은 시간과 노력 및 비용이 소요되므로 가장 중요한 교훈은 선미 부 진동 레벨이 과대한 구역을 미리 검토하여 조기에 선주와의 협의를 통해 그 구역은 거주구역 배치를 피하고 창고, 기계실 등 진동, 소음 요구조건이 관대한 격실을 배치하는 것이 최상의 방안으로 판단된다. 또한, 본 연구의 귀중한 기술적 사례가 향후 건조될 여객선과 크루즈선의 성공적인 설계, 건조에 지침과 교훈이 될 수 있기를 기대한다.

후기

이 논문은 2018년도 동명대학교 교내학술연구비 지원에 의하여 연구되었음(과제명 : 고속 선박 선미 진동/소음 기술 실패 사례 연구). 본 논문은 여객선 진동/소음 분야 기술적 실패사례의 배경과 교훈을 정리한 귀중한 자료이며 여객선 인도를 위해 힘써 주신 모든 분들께 감사드립니다.

Fig. 1
Ship profile
joet-33-2-196f1.jpg
Fig. 2
Shafting configuration
joet-33-2-196f2.jpg
Fig. 3
Simple harmonic motion
joet-33-2-196f3.jpg
Fig. 4
Vivration mode & pillar arrangement
joet-33-2-196f4.jpg
Fig. 5
Vibration level at deck
joet-33-2-196f5.jpg
Fig. 6
Location of calculated propeller excitation force
joet-33-2-196f6.jpg
Fig. 7
Resultant force of in-phase
joet-33-2-196f7.jpg
Fig. 8
Resultant force of out-phase
joet-33-2-196f8.jpg
Fig. 9
Propeller variation 0.5 RPM, phase angle difference 5.7°
joet-33-2-196f9.jpg
Fig. 10
Propeller Variation 0.5RPM, Phase Angle Difference 45°
joet-33-2-196f10.jpg
Fig. 11
Sound Pressure Level At Cabin Deck
joet-33-2-196f11.jpg
Fig. 12
Sandwich Panel
joet-33-2-196f12.jpg
Fig. 13
Installation of Sandwich panel
joet-33-2-196f13.jpg
Table 1
Principal dimension & characteristics
Length × Breadth× Depth ×Draft 210.0 × 30.0 × 10.5 × 7.4 m
Deadweight 6,500 t
Lightweight 25,000 t
Gross tonnage 55,000 GT
Service speed 46 km/h
Main engine MAN B&W 12V48 4 × 15,000 kW
Passenger number 3200 Person
Car number 1000 Units
Engine frequency 500 RPM
Shaft frequency 150 RPM
Propeller 2 × CPP, Blade : 4
Measurering condition 85 % × MCR
Class (BV) Comfort class II
Table 2
Excitation source & frequency
Item Calculation Frequency
Main engine Engine frequency Engine RPM/60 8.6 Hz
Engine 1st order Engine RPM × Cylinder No./30 51.4 Hz
Propeller Propeller 1st order Propeller RPM/60 × Blade number 9.3 Hz
Propeller 2nd order Propeller 1st order × 2 18.7 Hz
Propeller 3rd order Propeller 1st order × 3 28 Hz
Table 3
Vibration Measurement Condition
Load Port propeller RPM Starboard propeller RPM RPM difference *Period (T)
85 % MCR 140.1 139.6 0.5 30
Table 4
Variation of propeller RPM
Port propeller RPM Starboard propeller RPM RPM difference Period [s]
140 139.8 0.2 80
138 2 7.5
136 4 3.75
134 6 2.5

References

Kim, K-S., Kim, N-S., Kim, K., 2012. Adjustment of the Moment Compensator Cnsidering Hull Girder Mode. Proceedings of Korean Society for Noise and Vibration Engineering Fall Conference. 249-250.

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