대원 서 , 세진 이 , 정근 오 
 Journal of Ocean Engineering and Technology . 2016 . Feb , 30 ( 1 ) : 18 - 24 
 DOI : http : / / dx . doi . org / 10 . 5574 / KSOE . 2016 . 30 . 1 . 18 
 정근 오 
 2 . 모형 시험 및 수치 계산 
 파도 가 있 는 해역 을 운항 하 는 선박 은 6 자유 도 운동 을 갖 게 되 며 , 이중 횡 동요 운동 이 심해 지 면 , 선박 의 항해 나 설치 기 기 에 문제 가 야기 될 뿐 만 아니 라 탑승 한 승객 도 불편 함 을 느끼 게 된다 . 따라서 이러 한 횡 동요 운동 을 감쇠 시킬 수 있 는 장치 가 요구 된다 . 
 핀 안정기 는 선체 로 유입 되 는 유동 이 선체 양 측면 에 설치 된 날개 형상 의 안정기 용 핀 을 따라 흐르 면서 양력 이 발생 하 게 되 고 , 이러 한 힘 의 제어 를 통해 선박 의 횡 동요 를 감쇠 하 는 매 커 니즘 을 갖 는다 . 따라서 지속 적 인 횡 동요 제어 힘 을 얻 기 위해서 는 적당 한 유속 이 필수 적 이 며 , 또한 안정기 용 핀 의 설계 에 있 어 , 날개 단면 형상 과 날개 면적 등 이 주요 한 인자 이 다 . 
 일반 적 으로 일부 격납 식형 핀 안정기 를 제외 하 고 는 대부분 선체 의 양 측면 에 돌출 되 어 있 으며 , 파랑 에 의해 선박 의 운동 이 심해질 경우 , 핀 의 받음각 을 변화 시켜 일정 한 제어 힘 ( 양력 ) 을 통해 선박 의 운동 을 감쇠 한다 . 그러나 핀 의 받음각 이 실속각 보다 커 지 면 실속 에 의한 양력 감소 로 인해 선박 의 운동 을 효과 적 으로 감쇠 하 지 못하 게 된다 . 또한 고속 운항 에서 는 선각 과 안정기 용 핀 사이 의 틈 에서 틈새 캐비테이션 도 발생 할 수 있 다 . 
 따라서 안정기 용 핀 단면 의 실속 현상 을 억제 시키 고 , 선각 과 안정기 용 핀 사이 의 틈새 유동 을 최소 화 시키 는 신 개념 핀 안정기 의 설계 가 필요 하 다 ( Seo et al . , 2008 ) . 
 핀 의 실속 현상 을 억제 시키 고 , 양력 을 획기적으로 증가 시키 는 방법 에 관한 연구 는 이미 항공 분야 에서 지속 적 으로 연구 되 어 왔으며 , 이 중 코안 다 효과 적용 이 가장 우수 한 방법 으로 알려져 있 다 ( Seo , 2011 ) . 
 코안 다 효과 는 곡면 에 접선 방향 으로 분사 된 제트 유동 이 물체 의 곡면 을 따라 표면 에 밀착 되 어 흐르 는 현상 을 말 한다 ( Gale , 1998 ) . 즉 고속 제트 유동 이 표면 을 따라 밀착 되 어 흐르 면서 주위 유동 을 가속 시키 게 되 며 , 날개 형상 에 적용 할 경우 에 는 양력 을 발생 시킬 수 있 게 된다 . 
 본 연구 에서 는 일반 적 으로 받음각 을 변화 시키 는 핀 안정기 의 작동 원리 와 는 다르 게 , 고정 된 받음각 에서 핀 의 뒷날 에 접선 방향 으로 제트 유동 을 공급 하 는 것 만 으로 도 기준 핀 에 해당 하 는 양력 이 발생 되 는지 모형 시험 과 수치 계산 을 통해 조사 하 였 다 . 또한 공급 되 는 소요 동력 을 최소 화 하 기 위해 효율 적 인 제트 모 멘 텀 계수 를 찾 고자 하 였 다 . 
 - 2 . 1 대상 핀 안정기 
 비교 대상 핀 은 일반 적 으로 안정기 용 핀 에서 사용 하 는 미국 항공 자문 위원회 ( NACA , National Advisory Committee for Aeronautics ) 의 NACA 0015 단면 을 기반 으로 하 며 , 받음각 의 변화 에 따라 양력 이 변화 하 는 일반 적 인 안정기 용 핀 을 택하 였으나 , 코안 다 효과 를 효율 적 으로 발생 시킬 수 있 도록 기존 단면 인 NACA 0015 보다 두꺼운 NACA 0018 형상 으로 수정 하 여 연구 를 진행 하 였 다 . 
 보다 자세히 기술 하 면 , 고정식 핀 안정기 단면 설계 에서 2 차원 수치 해석 결과 를 바탕 으로 코안 다 효과 를 효과 적 으로 발생 시킬 수 있 도록 기존 모형 핀 의 형상 을 Fig . 1 과 같이 수정 하 였 다 . 먼저 제트 유동 이 분출 되 는 슬릿 과 일정 한 압력 을 유지 시키 기 위한 플 래 넘 등 의 코안 다 장치 를 안정기 용 핀 내부 에 설치 하 기 위해 기존 의 NACA 0015 단면 보다 두께 가 큰 NACA 0018 단면 을 선택 하 였으며 , 날개 단면 의 코드 ( C , chord ) 길이 를 기준 으로 앞날 로부터 거리 가 0 . 3 C 이 하인 부분 은 NACA 0018 형상 을 따라가 고 , 0 . 3 C 이상 인 부분 은 뒷날 의 원형 부 에서 노즐 의 높이 를 감안 한 후 직선 으로 연결 하 였 다 . 
 Comparison of modified fin and original fin section 
 코안 다 효과 의 발생 에 주요 요인 으로 는 뒷날 실린더 의 크기 와 제트 노즐 의 크기 이 다 . 뒷날 실린더 의 곡률 반경 이 작아지 면 분사 된 제트 유동 이 급격 한 뒷날 곡면 으로 인해 밀착 되 어 흐르 지 못하 게 된다 . 또한 반대 로 뒷날 곡률 반경 이 커지 면 , 제트 유동 을 분사 하 지 않 았 을 때 뒷날 에서 비대칭 보 텍스 가 주기 적 으로 발생 할 가능 성 이 있 게 된다 . 
 기존 핀 과 코안 다 효과 를 적용 한 고정식 핀 의 평균 코드 및 스팬 ( Span ) 은 Table 1 과 같이 각각 280 mm , 150 mm 로 동일 하 며 , 제트 유동 이 공급 하 는 슬릿 의 높이 ( Hslit ) 는 1 . 5 mm 이 다 . 
 Principal particulars of modified stabilizer fin 
 - 2 . 2 무 차원 수 
 모형 시험 에 사용 된 무 차원 수 로 제트 의 모 멘 텀 계수 는 식 ( 1 ) 과 같 다 . 
 는 질량 유량 ( kg / s ) , Vjet , V ∞ 는 슬릿 을 통해 분사 되 는 제트 유동 의 유속 과 유입 유속 이 며 , S 는 핀 의 투영 면적 이 다 . 
 또한 양력 과 항력 , 압력 계수 는 식 ( 2 ) 와 같이 무 차원 화 하 였 다 . 
 여기 서 S 는 평균 코드 와 스팬 의 곱 으로 나타내 며 ρ 는 유입 류 의 밀도 , V ∞ 는 유입 류 의 유속 을 나타낸다 . 
 - 2 . 3 모형 시험 
 Fig . 2 는 모형 시험 에 사용 된 안정기 용 핀 모형 을 보이 고 있 다 . 그림 과 같이 가공 이 용이 한 우레탄 폼 을 사용 하 였으며 , 분력 계 와 의 취부 를 위해 핀 의 뿌리 쪽 에 는 12 mm 의 아크릴 을 사용 하 여 제작 하 였 다 . 또한 표면 을 매끄럽 게 하 기 위해서 포마이카 를 이용 하 여 코팅 처리 하 였 다 . 
 Stabilizer fin for model experiment 
 뒷날 의 곡 률 을 주 기 위한 원형 실린더 는 두께 1 . 5 mm 인 PVC ( Polyvinyl chloride ) 파이프 를 이용 하 여 제작 하 였으며 , 제트 유동 이 분출 되 는 슬릿 은 내부 압력 에 의한 변형 을 억제 하 기 위해 세 개 의 스 페이서 를 두어 변형 을 최소 화 하 였 다 . 
 고정식 핀 안정기 의 성능 해석 을 위한 모형 시험 은 인하 대학교 의 회류 수조 에서 이루 어 졌으며 , 자세 한 정보 는 Seo ( 2011 ) 을 참조 한다 . 고정식 핀 안정기 의 모형 은 1 / 7 . 5 축척 이 며 , 안정기 용 핀 의 양 · 항력 성능 을 측정 하 기 위해 모형 의 상부 에 3 분력 계 를 설치 하 고 , 자유수 면 효과 를 제거 하 기 위한 자유수 면 막 음판 을 Fig . 3 과 같이 구성 하 였 다 . 
 Photograph of the jet blowing system 
 또한 안정기 용 핀 모형 에 제트 유동 를 공급 하 기 위하 여 코안 다 제트 공급 시스템 을 구축 하 였 다 . 이 시스템 의 주요 구성 은 펌프 와 압력 수 저장 탱크 , 유량계 및 압력계 등 으로 구성 되 며 , 모형 의 노즐 에 일정 한 압력 의 제트 유동 을 분사 하 기 위해 인버터 내장 용 부스터 펌프 와 질소 가 들 어 있 는 100 L 급 의 최대 압력 10 bar ( 1 MPa ) 의 용기 를 연결 하 였 고 , 모형 의 노즐 로 공급 되 기 전 의 유량 을 측정 하 기 위해 전 자식 유량계 ( 모델 명 : VN - 20 / 일본 ) 를 추가 로 장착 하 였 다 . 
 모형 시험 조건 은 유입 유동 의 최대 속도 와 제트 유속 및 펌프 의 용량 을 고려 하 여 Table 2 와 같이 결정 하 였 다 . 모형 시험 시 유입 속도 는 2 m / s 이 며 레이놀즈 수 는 평균 코드 를 기준 으로 5 . 5 × 10 5 이 다 . 이 때 다양 한 제트 모 멘 텀 을 공급 하 였을 경우 코안 다 효과 의 특성 을 조사 하 였 다 . 제트 모 멘 텀 의 변화 는 총 6 가지 의 제트 모 멘 텀 계수 에 대해 계측 하 였 다 . 
 - 2 . 4 수치 계산 
 수치 계산 에 사용 된 계산기 는 Fluent 6 . 3 으로 지배 방정식 은 유한체 적 법 ( Finite volume method ) 으로 차분 화 된다 . 지배 방정식 은 이산화 과정 을 거쳐 대수 방정식 으로 변환 되 며 , 그 과정 에서 확산 항 에 는 중심 차분법 , 시간 에 대한 미분 항 에 는 1 차 음 해법 을 사용 하 였 다 . 압력 방정식 으로 는 Rhin / Chow 방법 을 수정 한 FLUENT 의 표준 방법 을 사용 하 였으며 , 속도 - 압력 의 연성 은 SIMPLE ( Semi - implicit method for pressure linked equations ) 방법 을 사용 하 였 다 . 또한 완화 계수 값 으로 압력 에 대해서 는 0 . 3 , 운동량 에 대해서 는 0 . 5 , 난류 에 대해서 는 0 . 5 를 주 었 다 . 
 Fig . 4 에 보인 바 와 같이 수치 격자 는 Gridgen Ver . 15 . 06 을 사용 하 여 생성 하 였 다 . 날개 뒷날 부근 에서 의 유동 을 더욱 상세히 검토 하 기 위하 여 3 차원 계산 영역 은 코드 ( C ) 로 무 차원 화 했 을 때 - 5 ≦ X / C ≦ 7 , - 4 ≦ Y / C ≦ 4 , 0 ≦ Z / C ≦ 4 ( X , Y , Z 는 각각 Fig . 4 의 좌표 를 의미 ) 로 확장 하 였으며 , 총 격자수 는 약 10 , 000 , 000 개 , 슬릿 내부 에 는 슬릿 높이 방향 으로 30 개 의 격자 를 분포 시켜 , 첫 노드 점 까지 의 거리 인 Y + 가 1 이하 가 되 도록 하 였 다 . 
 Grid system around stabilizer fin with the Coanda effect 
 난류 모형 으로 는 일반 적 으로 유동 박리 현상 을 예측 하 는 데 우수 하 고 실속 등 의 성능 을 정확 하 게 예측 한다고 알려진 SST - k ⍵ 모형 을 사용 하 였 다 . 격자 의 대한 민감 도 및 난류 모형 에 대해서 이전 연구 결과 ( Seo , 2011 ) 를 참조 하 였 다 . 수치 해석 조건 은 실험 조건 과 동일 하 게 하 여 그 결과 를 직접 실험값 과 비교 하 였 다 . 
 - 3 . 1 뒷날 형상 의 영향 
 코안 다 제트 는 뒷날 의 표면 을 따라 흐르 므로 뒷날 의 형상 은 코안 다 효과 에 큰 영향 을 준다 ( Hong and Lee , 2004 ) . 따라서 수치 해석 은 뒷날 을 다양 한 형태 로 설계 하 여 수치 계산 을 실시 했 다 . 2 차원 날개 단면 의 뒷날 형상 의 변화 는 앞서 Fig . 1 에서 보인 바 와 같이 뒷날 의 형상 은 단축 과 장축 의 비율 로 정의 하 였 다 . 뒷날 의 형상 에 따른 양 항력 성능 을 비교 하 기 위해 , 계산 의 구속 조건 으로 제트 모 멘 텀 계수 는 0 . 1 , 슬릿 의 높이 는 1 . 5 mm , 받음각 은 0 ° 로 고정 한 후 뒷날 의 형상 을 세 가지 로 변경 하 여 수치 계산 을 수행 하 였 다 . 
 Fig . 5 는 뒷날 형상 에 대해 수치 계산 을 수행 한 한 결과 이 다 . Fig . 5 에서 보 는 것 과 같이 장축 과 단축 의 비 가 1 인 원형일 경우 뒷날 형상 이 타원 인 경우 보다 양력 성능 이 높 은 것 을 볼 수 있 다 . 이러 한 이유 는 Fig . 5 의 뒷날 근처 의 유선 을 살펴보 면 확인 할 수 있 듯이 뒷날 이 원형일 때 , 분사 된 제트 유동 이 뒷날 의 표면 을 가장 잘 따라 흘러 , 날개 전체 의 순환 이 증가 되 었 기 때문 으로 판단 된다 . 따라서 본 연구 에서 고정식 핀 안정기 의 뒷날 형상 은 원형 으로 선정 하 였 다 . 
 - 3 . 2 뒷날 실린더 반경 의 영향 
 뒷날 실린더 의 반경 에 따른 코안 다 효과 의 영향 을 조사 하 기 위해 계산 의 구속 조건 으로 슬릿 의 높이 는 1 . 5 mm , 뒷날 의 형상 은 원형 , 받음각 은 0 ° 으로 고정 하 고 , 뒷날 의 반경 에 따른 영향 만 을 알아보 기 위해 추가 적 인 수치 계산 을 조사 하 였 다 . 이때 뒷날 원형 반경 을 코드 길이 의 3 %, 5 %, 7 % 로 변경 하 였 다 . 또한 실린더 의 반경 을 3 %, 5 %, 7 % 로 설정 한 이유 는 실린더 의 반경 이 너무 작 을 경우 슬릿 을 통해 나온 제트 유동 이 실린더 표면 을 잘 따라 가 지 못할 것 으로 판단 하 였 다 . 또한 실린더 반경 이 7 % 를 넘 어 갈 경우 실린더 의 크기 는 커 지 겠 지만 뒷날 이 NACA 단면 의 두께 보다 크 게 되 어 코안 다 제트 를 분사 하 지 않 을 경우 뒷날 에서 비대칭 보 텍스 가 주기 적 으로 발생 하 여 기진 력 을 유발 하 게 될 것 으로 판단 하 였 다 ( Seo and Lee , 2011 ) . 
 Fig . 6 은 뒷날 실린더 반경 에 대해 수치 계산 한 결과 이 다 . 그림 에서 보 는 바 와 같이 뒷날 실린더 반경 의 크기 ( R ) 를 코드 길이 의 0 . 03 C 에서 는 0 . 05 C , 0 . 07 C 에 양력 이 비해 낮 게 나온 것 을 확인 할 수 있 다 . 뒷날 반경 이 0 . 03 C 의 경우 분사 된 제트 유동 의 유선 을 살펴보 면 뒷날 원형 의 곡 률 을 잘 따라가 지 못하 고 박리 되 는 것 을 볼 수 있 다 . 이 로 인해 날개 전체 의 순환 이 크 게 발생 되 지 못한 것 을 알 수 있 다 . 
 뒷날 반경 이 0 . 05 C 와 0 . 07 C 에서 는 양력 과 항력 이 큰 차이 를 보이 지 않 고 수렴 하 는 것 을 확인 할 수 있 다 . 따라서 본 연구 에서 는 제작 을 위한 공차 , 플 래 넘 및 코안 다 제트 및 관로 등 의 설치 를 고려 하 여 , 뒷날 의 반경 을 0 . 07 C 로 정하 였 다 . 
 - 3 . 3 제트 모 멘 텀 ( Cj ) 의 영향 
 코안 다 효과 를 핀 안정기 에 적용 하 기 위하 여 제트 모 멘 텀 의 변화 에 대하 여 효과 적 으로 양력 성능 이 증가 하 는지 조사 할 필요 가 있 다 . 대상 모형 은 2 차원 수치 계산 을 통해 얻 어 진 결과 를 바탕 으로 뒷날 의 형상 은 원형 으로 하 였 고 , 뒷날 반경 은 0 . 07 C 로 하 여 , 다양 한 제트 모 멘 텀 에 따른 양력 성능 을 조사 하 였 다 . 제트 모 멘 텀 의 범위 는 0 ~ 0 . 4 까지 다양 한 영역 에 대해 수치 계산 을 수행 하 였 다 . 
 Fig . 7 은 다양 한 제트 모 멘 텀 을 공급 하 였을 때 , 받음각 0 ° 에서 발생 된 양력 성능 을 보이 고 있 다 . 고정식 핀 안정기 의 양력 성능 은 제트 모 멘 텀 계수 ( Cj ) 가 0 . 1 근처 에서 변화 하 는 것 을 볼 수 있 다 . 이러 한 경향 은 타 장치 에 코안 다 효과 를 적용 한 Seo ( 2011 ) 의 논문 에서 와 같이 , 제트 모 멘 텀 이 0 . 1 이하 에서 는 제트 유동 이 뒷날 의 둥근 표면 을 따라 흐르 면서 , 흡 입면 경계층 유동 의 속도 를 크 게 증가 시켜 양력 이 크 게 발생 된 것 으로 보인다 . 그러나 , 상대 적 으로 제트 모 멘 텀 이 0 . 1 보다 클 경우 , 제트 유동 의 속도 가 매우 커져 , 경계층 내부 유동 을 효과 적 으로 증가 시키 지 못하 는 것 으로 나타나 , 상대 적 으로 양력 증가 폭 은 줄어든 것 으로 보인다 . 따라서 공급 된 제트 모 멘 텀 을 고려 한다면 , 코안 다 효과 의 효율 은 제트 모 멘 텀 이 0 . 1 근처 일 때 최대 가 된다 . 
 - 3 . 4 기존 핀 안정기 와 의 비교 검토 
 일반 적 으로 선속 이 증가 하 면 횡 동요 가 줄어들 고 핀 에서 발생 하 는 양력 도 증가 하 기 때문 에 핀 안정기 의 작동 범위 는 Fig . 8 과 같이 선속 에 따라 달라진다 . 연구 대상 의 기존 핀 안정기 는 선속 15 kts ( 7 . 72 m / s ) 이하 에서 는 26 ° 까지 받음각 을 변화 시켜 횡 동요 를 제어 하 지만 , 15 kts 이상 으로 선속 이 증가 하 면 핀 안정기 의 받음각 은 점차 감소 하 여 25 kts ( 12 . 86 m / s ) 에서 는 9 ° 가 되 며 , 30 kts ( 15 . 43 m / s ) 이상 에서 는 핀 안정기 를 작동 시키 지 않 는다 . 
 Maximum angles of attack of the stabilizer fin for various ship speeds ( Seo et al . , 2008 ) 
 기준 안정기 용 핀 은 Fig . 9 와 같이 받음각 30 ° 까지 양력 성능 이 선형 적 으로 증가 하 다가 실속 이 발생 되 는 것 으로 나타났 다 . 그러나 기준 안정기 용 핀 의 최대 운용 받음각 은 26 ° 이 므로 실속 이 발생 되 지 않 는 범위 내 에서 작동 되 는 것 으로 보이 며 , 최대 운용 받음각 에서 양력 계수 는 약 0 . 9 정도 이 다 . 
 Fig . 10 은 본 연구 의 실험 및 수치 계산 결과 로써 , 받 음 각 을 변화 시키 는 핀 안정기 와 는 다르 게 받음각 을 0 ° 로 고정 시켜 놓 고 , 슬릿 을 통해 분사 되 는 제트 모 멘 텀 을 0 에서부터 0 . 25 까지 변화 시켜 계측 한 양 · 항력 성능 을 나타낸다 . 그 결과 코안 다 효과 를 적용 한 핀 안정기 의 경우 받음각 이 0 ° 인 조건 에서 도 코안 다 제트 를 분사 할 경우 양력 이 크 게 발생 되 는 것 을 알 수 있 다 . 
 또한 항력 을 비교 해 본 결과 각각 의 양력 에서 의 항력 값 이 기존 핀 과 유사 하 거나 오히려 더 낮 게 나오 는 것 을 확인 할 수 있 다 . 그러므로 제트 유동 을 통하 여 양력 성능 도 증가 하 면서 항력 은 기존 보다 개선 된다 . 그리고 기존 핀 안정기 는 Fig . 9 에 나타난 것 과 같이 받음각 30 ° 에서 실속 현상 이 나타나 는 것 을 확인 할 수 있 다 . 그러나 코안 다 효과 를 적용 한 고정식 핀 안정기 는 Fig . 10 에서 보 는 것 과 같이 Cj 가 증가 하 더라도 받음각 을 변화 시키 는 핀 안정기 와 는 달리 양력 이 지속 적 으로 증가 하 는 것 을 확인 할 수 있 다 . 또한 최대 양력 계수 는 받음각 을 변화 시키 는 핀 안정기 의 경우 약 1 . 05 이 지만 코안 다 효과 를 적용 할 경우 최대 양력 계수 가 약 1 . 25 로 받 음 각 을 변화 시키 는 핀 안정기 에 비해 높 은 양력 성능 을 나타내 는 것 을 확인 할 수 있 다 . 
 - 3 . 5 소요 동력 추정 
 코안 다 효과 를 적용 한 고정식 핀 안정기 의 경우 슬릿 을 통해 제트 유동 을 분사 하 여 양력 을 발생 시키 는 방법 이 기 때문 에 물 을 공급 할 수 있 는 펌프 의 동력 을 계산 하 여 , 기존 핀 안정기 와 의 소요 마력 을 비교 하 였 다 . 우선 비교 대상 으로 는 국내 에서 상용 화 된 능동형 핀 안정기 를 선정 하 였 다 . 상용 핀 안정기 중 핀 의 투영 면적 이 비슷 한 핀 안정기 를 기준 으로 택하 였으며 , 핀 을 구동 하 기 위한 소요 마력 은 Table 3 과 같이 75 HP ( 55 . 93 kW ) 임 을 확인 할 수 있 다 ( Lee , 2014 ) . 
 Power consumption of the reference fin ( Lee , 2014 ) 
 펌프 의 소요 동력 은 펌프 가 가한 수 두 ( hp ) 와 분사 된 유량 ( Q ) 의 함수 로 식 ( 3 ) 과 같이 표현 된다 . 
 여기 서 , γ 는 물 의 비중량 이 며 , Q 는 공급 된 제트 유량 , ƞT 는 펌프 의 효율 로서 Seo ( 2011 ) 을 참조 하 여 0 . 65 로 정하 였 다 . 
 펌프 가 가한 수 두 ( hp ) 는 유입 구와 토출구 의 정압력 에 의한 수 두 차 ( z 2 − z 1 ) 와 제트 유동 을 공급 하 기 위한 동 압력 차 ( p 2 − p 1 ) , 유입 구와 토출구 의 중력 의 영향 이 고려 하 고 , 마지막 으로 관내 마찰 및 곡관 또는 관내 축소 또는 확장 등 으로 표현 되 는 손실 항 ( Σ hl ) 을 포함 하 여 , 식 ( 4 ) 와 같이 계산 하 였 다 
 여기 서 hp 는 펌프 의 소요 마력 이 며 , hl 은 손 실수 두 , v 는 유입 유속 과 제트 유동 의 속도 이 다 . 
 코안 다 효과 를 이용 한 핀 안정기 의 경우 최대 제트 모 멘 텀 0 . 085 를 기준 으로 펌프 의 소요 마력 을 계산 한 결과 약 67 HP ( 49 . 96 kW ) 로 추정 되 었 다 . 이 는 기존 핀 안정기 와 코안 다 효과 를 적용 한 고정식 핀 안정기 와 소요 마력 을 비교 해 보 면 , 기존 핀 안정기 에 비해 소요 동력 이 약 11 % 감소 되 는 것 으로 나타났 다 . 
 본 연구 는 받음각 의 변화 에 따라 횡 동요 를 제어 할 수 있 는 기존 의 핀 과 달리 받음각 0 ° 에서 뒷날 의 슬릿 으로 공급 하 는 제트 모 멘 텀 의 변화 만 으로 기대 하 는 성능 이 발생 되 는가 를 모형 시험 과 수치 계산 을 통해 조사 하 였으며 , 기존 핀 안정기 와 의 소요 마력 을 비교 분석 하 였 다 . 
 그 결과 뒷날 에서 분사 된 제트 유동 의 회전각 은 공급 된 제트 모 멘 텀 이 증가 할수록 커지 는 경향 이 나타났으며 , 이 로 인한 순환 증가 로 핀 안정기 의 양력 성능 을 증가 시킨 것 으로 나타났 다 . 
 두 번 째 로 , 코안 다 효과 를 적용 한 핀 안정기 의 경우 제트 모 멘 텀 계수 가 약 0 . 085 일 때 , 기존 핀 안정기 의 최대 작 동각 ( 26 °) 에서 발생 되 는 양력 의 크기 와 동일 하 게 발생 되 는 것 으로 나타났 다 . 즉 받음각 을 변화 시키 지 않 고 , 코안 다 효과 를 이용 하 여 , 제트 유량 을 제어 하 는 것 만 으로 도 횡 동요 를 억제 시킬 수 있 을 것 으로 보인다 . 
 마지막 으로 , 국내 에서 상용 화 된 능동형 핀 안정기 와 고정식 코안 다 핀 안정기 의 소요 동력 을 비교 한 결과 고정식 핀 안정기 의 소요 동력 이 기존 핀 대비 약 11 % 감소 되 는 것 을 확인 하 였 다 . 
 향후 PIV ( Particle image velocimetry ) 를 이용 한 유동 가시 화 시험 을 통하 여 코안 다 효과 를 적용 한 고정식 핀 안정기 의 성능 향상 및 개선 에 대한 연구 를 수행 할 예정 이 다 . 
 본 연구 는 정부 ( 교육 과 학기 술부 ) 의 재원 으로 한국연구재단 기초 연구 사업 의 지원 을 받 아 수행 된 연구 임 을 밝힙니다 ( NRF - 2010 - 0025497 , NRF - 2014 R 1 A 1 A 2059291 ) . 
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 Citing ' Performance Analysis of Stabilizer Fin Applied Coanda System ' 
 AU - 이 , 세진 
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 TI - Performance Analysis of Stabilizer Fin Applied Coanda System 
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