3. 이 장의 규정은 2017년도 핀란드-스웨덴 대빙⑨급 규칙 (Finnish- Swedish Ice Class Rules 2017)의 적용을 받는 북발틱해역(Northern Baltic)을 항해하고자 하거나 북극항해 선박의 오염방지규정(Arctic Shipping Pollution Prevention Regulations)의 적용을 받는 캐나다 북극해역(Canadian Arctic)을 항해하고자 하는 선박의 대빙구조에 대하여 적용하는 것을 원칙으로 한다(부록 1의 101. 참조).

4. 이 장의 규정을 적용하는 선박의 안전 및 항해에 중요한 구조, 의장품의 모든 장치에 대하여는 항해수역의 공기가 저 온인 것을 고려하여야 한다. 특히, 유압장치의 기능, 배수관장치(water piping) 및 탱크의 결빙위험, 비상용 디젤기관 의 시동 등에 대하여는 특별히 고려하여야 한다.

5. 우리 선급은 보통과 현저히 다른 치수비, 선형 및 추진장치 등을 갖는 선박에 대해서는 특별한 요건을 부과할 수 있 다.

102. 자료

1. 202.에 정의된 선수구역, 중앙구역, 선미구역, 대빙대(ice belt), 상 빙흘수선 및 하 빙흘수선은 외판 전개도에 명기하 여야 한다.

2. 501.에 정의된 주기관의 출력, 203.의 3항에 따른 배수량 및 502.의 주기관 출력을 계산하기 위해 필요한 치수는 일 반 배치도에 명기되어야 한다. 추가로 선급 및 강선규칙 5편에 따른 참고용 자료 및 도면에 추가하여 주기관 출력계 산서를 참고용으로 제출하여야 한다.

201. 대빙구조의 ⑨급 ‌‌

제 2 절 대빙구조

1. 대빙구조는 선체구조의 보강 및 추진력의 정도에 따라 다음과 같이 (등급으로 구분하고 다음의 선급부호를 부여한다. (부록 1의 102. 참조).

(1) IA Super : 쇄빙선의 지원 없이도 험난한 빙 조건에서 정상적인 운항이 가능한 구조, 기관출력 및 기타 특성을 지닌 선박

(2) IA : 필요한 경우, 쇄빙선의 지원을 받아 험난한 빙 조건에서 운항이 가능한 구조, 기관출력 및 기타 특성을 지닌 선박

(3) IB : 필요한 경우, 쇄빙선의 지원을 받아 보통의 빙 조건에서 운항이 가능한 구조, 기관출력 및 기타 특성을 지닌 선박

(4) IC : 필요한 경우, 쇄빙선의 지원을 받아 경미한 빙 조건에서 운항이 가능한 구조, 기관출력 및 기타 특성을 지닌 선박

(5) ID : 경미한 빙 조건에서 운항이 가능한 구조, 기관출력 및 기타특성을 지닌 선박

(() II : 우리선급이 인정하는 별도의 기준에 따라 검토하여, 아주 경미한 빙 조건에서 운항이 가능한 선박

2. 1항에 규정된 등급은 선박의 항해목적을 고려하여 신청자의 요구에 따라 결정되어진다.

202. 정의

이 장에 있어서 용어의 정의는 특별히 규정되지 않는 한 다음에 따른다.

1. 대빙구역

대빙구조의 등급이 IA Super, IA, IB 및 IC인 선박의 경우에는 다음에 정의된 선수, 중앙 및 선미구역에 대하여 적용 하며, 대빙구조의 등급이 ID인 선박의 경우에는 선수구역에 대하여 각각 다음과 같이 구분하여, 적용한다.

빙해운항선박지침 2024 1

(1) 선수구역 : 선수단과 선체평행부의 전단으로부터 후방 0.04  까지의 구간. 다만, 선체평행부의 전단으로부터 선수 구역의 후단까지 길이는 IA Super 및 IA의 경우에는 ( m을, IB, IC 및 ID의 경우에는 5 m을 넘을 필요는 없다.

(2) 중앙구역 : 선수구역의 후단과 선체평행부 후단으로부터 후방 0.04  지점 사이의 구간. 다만, 선체평행부 후단으 로부터 후방 0.04  까지의 거리는 IA Super 및 IA의 경우에는 ( m을, IB, IC의 경우에는 5 을 넘을 필요는 없 다.

(3) 선미구역 : 중앙구역의 후단으로부터 선미단까지의 구간.

2. 대빙대라 함은 외판의 보강이 요구되는 범위를 말한다. (그림 1.1 및 303.의 1항 참조)

그림 1.1 각 구역의 대빙대

3. 상 빙흘수선(Upper Ice Water Line: UIWL)이라 함은 빙해역을 운항 하는 선박에 있어 흘수선 최고점의 포락선 (the envelope of the highest points of the water line)을 말한다. 이 선은 꺾은선(broken line)으로 표시될 수 있다.

4. 하 빙흘수선(Lower Ice Water Line: LIWL)이라 함은 빙해역을 운항 하는 선박에 있어 흘수선 최저점의 포락선(the envelope of the lowest points of the water line)을 말한다.

5. 선수 및 선미 수선에서의 최대 및 최소 빙흘수는 UIWL 및 LIWL에 의해 결정된다.

203. 운항요건

1. 빙해역 운항시 선수미에서의 흘수는 항상 UIWL과 LIWL 사이이어야 한다.

2. 빙해역을 운항할 때의 흘수에 대한 제한 사항은 문서화 되어 선장이 즉시 사용할 수 있도록 선박에 비치하여야 한다.

3. 선수구역, 중앙구역 및 선미구역의 최대 및 최소 빙 흘수는 선급증서에 표기하여야 한다.

4. 2007년 7월 1일 이후 건조된(여기서 ‘건조된’이라 함은 용골이 거치되었거나 이와 동등한 건조단계에 있음을 말한다) 선박의 경우, 하기담수만재흘수선(summer load line in fresh water)이 어디에서든 상 빙흘수선보다 상방에 있으면 선체중앙부 최대 허용 빙흘수선의 위치에 “Warning Triangle"과 “빙 등급 흘수 표시"를 선측에 표시하여야 한다(부 록 1의 103. 참조). 다만, 2007년 7월 1일 전에 건조된 선박의 경우, 상 빙흘수선이 하기담수만재흘수선보다 낮다면, 2007년 7월 1일 후 도래하는 첫 번째 입거검사 시까지 적용하여야 한다.

5. 빙해역 운항 시, 흘수 및 트림은 반드시 UIWL을 넘지 않아야 한다. 화물의 적하 시 항해수역의 염분농도도 고려되어 야 한다. 추가하여 선박은 흘수선이 항상 LIWL보다 크도록 적재하여 운항하여야 한다.

204. 최소 흘수의 확보

1. 평형수의 결빙방지

선박이 LIWL의 확보를 위하여 LIWL의 상방에 평형수 탱크를 설치하는 경우에는 이들 탱크에서 평형수의 결빙을 방 지할 수 있는 적절한 장비를 갖추어야 한다.

2. LIWL을 결정함에 있어서 밸러스트 적하상태시 빙해역의 운항능력을 고려하여 결정하여야 한다.

3. 프로펠러는 완전하게 수면 아래로 잠겨야 하며, 가능한 한 얼음 아래까지 잠기도록 하여야 한다.

4. 최소 선수 흘수

최소 선수 흘수 는 다음 식에 의한 것 이상이어야 한다. 다만,  초과할 필요는 없다.

2 빙해운항선박지침 2024

d/  (2.0 + 0.00025A) h0 (m)

A : 202.의 3항의 UIWL에 상응하는 최대 배수량(t). UIWL을 결정할 때 여러 개의 흘수를 고려하는 경우 최 대 배수량에 대한 흘수에 상응하는 배수량으로 한다.

h0 : 평탄 빙(level ice) 두께로서 표 1.1에 따른다.

표 1.1 평탄 빙 두께 h0의 값

대빙등급	h0 (m)
IA Super	1.0
IA	0.8
IB	0.(
IC	0.4
ID	0.4

301. 설계 빙하중 ‌‌

제 3 절 선체구조

1. 설계 빙하중 Pd는 다음 식에 의한 것 이상이어야 한다.

Pd  CdC1CaP0 (MPa)

Cd : (현행과동일)

 (C

ak +b

Cd 1000

d ≤ 1.0)

k : 다음 식에 따른다.

AP

k  1000

A : 202.의 3항에 따른 최대 빙흘수선에서의 만재배수량 (ton).

P : 빙해역 항해 시 주기관의 실제 연속출력(kW). 추진력에 추가의 동력원이 있는 경우(예: Shaft motor) 주 기의 출력에 이 값을 추가하여야 한다. 또한, 선체구조부재의 치수를 결정하는 경우에도 동일하다. 선체구 조부재 치수 결정에 사용된 주기의 출력은 외판 전개도에 명기하여야 한다.

a 및 b : 고려하는 구역과 k값에 따른 값으로서 표 1.2에 따른다.

C1 : 선수구역에 대한 고려하는 구역의 하중에 대한 계수로서 표 1.3에 따른다.

P0 : 공칭 빙하중으로 5.( MPa으로 한다.

Ca : 고려하는 구역의 총길이가 동시에 압력을 받을 수 있는 확률을 고려한 계수로서 다음 식에 따른다.

l

0.6

Ca  

(0.35 ≤ Ca ≤ 1.0)

la : 고려하는 부재에 따른 값으로 표 1.4에 따른다.

2. 1항의 설계 빙하중이 작용하는 면적의 높이 h는 대빙등급에 따라 표 1.5에 따른다.

빙해운항선박지침 2024 3

표 1.2 a와 b의 값

	선수구역		중앙구역 및 선미구역
	k ≤ 12	k  12	k ≤ 12	k  12
a	30	(	8	2
b	230	518	214	28(

표 1.4 la의 값

표 1.3 계수 C1

대빙등급	선수구역	중앙구역	선미구역
IA Super	1.00	1.00	0.75
IA		0.85	0.(5
IB		0.70	0.45
IC		0.50	0.25
ID		-	-

표 1.5 h의 값

구조	늑골배치	la (m)
외판	횡식	늑골의 간격
외판	종식	늑골의 간격의 1.7배
늑골	횡식	늑골의 간격
늑골	종식	늑골의 스팬
대빙 스트링거	-	스트링거의 스팬
특설늑골	-	특설늑골간격의 2배

대빙등급	h (m)
IA Super	0.35
IA	0.30
IB	0.25
IC	0.22
ID	0.22

302. 구조일반

1. 우리 선급이 구조배치 및 상세 등을 고려하여 이 절의 계산 식 및 변수의 값이 부적절하다고 인정하는 경우, 이 절의 계산 식 및 값은 직접해석에 의하여 구할 수 있다. 그렇지 않은 경우 직접해석은 이 절의 요건을 대체하는 수단으로 사용되어서는 안 된다.

2. 이 장에서 규정하는 선체구조 부재의 치수는 어떠한 경우에도 선급 및 강선규칙의 해당 규정에 의한 값 이상이어야 한다.

3. 곡부재의 경우, 스팬 (또는 간격)은 스팬 포인트 간의 현(chord) 길이로 정의한다. 스팬 포인트는 플랜지 또는 부재의 상단과 지지구조부재(스트링거, 특설늑골, 갑판 또는 격벽)간의 교차점으로 정의된다. (그림 1.2 참조)

그림 1.2 곡부재에 대한 늑골 스팬(왼쪽) 및 늑골 간격(오른쪽)의 정의

4. 보강재의 단면계수 계산 시 부착판의 유효폭은 선급 및 강선규칙 3편 1장 602.에 따른다.

5. 보강재의 단면특성(단면계수, 전단면적 등) 계산 시, 부착판에 직각으로 결합되지 않은 보강재의 경우(판과 보강재가 이루는 각이 75도 미만 일 경우), 이에 대한 영향을 고려하여 단면특성은 선급 및 강선규칙 13편 3장 7절 1.4에 따 라야 한다.

303. 외판

1. 수직 보강범위

대빙대의 수직방향의 범위는 표 1.6에 따르며(그림 1.1 참조), 다음과 같이 보강하여야 한다.

4 빙해운항선박지침 2024

(1) 선수구역의 대빙대 하부구역

대빙등급이 IA Super인 경우에는, 선수재가 용골로부터 벗어나는 곳으로부터 5 늑골 후방의 곳보다 앞쪽의 대빙 대 하부의 외판의 두께는 선수구역의 대빙대의 요구 외판두께 이상이어야 한다.

(2) 선수구역의 대빙대 상부구역

대빙구조의 등급이 IA Super 또는 IA이고 얼음이 없는 해역에서의 속력이 18 knot이상인 경우, 선수단과 상 빙 흘수선의 교점으로부터 선미방향으로 0.2 L 까지의 대빙대의 상단으로부터 상부 2 m까지의 외판의 두께는 중앙구 역의 대빙대의 요구 외판두께 이상이어야 한다. 또한 모델테스트 등에 의하여 선수부에 높은 파고를 받을 것이 확 실한 경우에는 속력이 18노트 미만의 선박에서도 같은 보강을 하는 것이 좋다.

(3) 대빙대에는 현창을 설치하여서는 아니 된다.

(4) 노출갑판이 대빙대의 상부보다 아래에 위치한 경우의 불워크 강도는 대빙대의 외판과 동등 이상이어야 한다. 또한, 방수구의 구조강도도 동일 요건을 만족하여야 한다.

표 1.6 대빙대의 수직 방향 범위 b

대빙등급	선체구역	UIWL 상부	LIWL 하부
IA Super	선수	0.( m	1.2 m
	중앙
	선미		1.0 m
IA	선수	0.5 m	0.) m
	중앙		0.75 m
	선미
IB 및 IC	선수	0.4 m	0.7 m
	중앙		0.( m
	선미
ID	선수	0.4 m	0.7 m

2. 외판의 두께

대빙대의 외판의 두께는 다음 식에 의한 것 이상이어야 한다.

/ P

ơ

t  667  1

PL + t

(mm) : 횡늑골식 구조



P

t  667

d + t

(mm) : 종늑골식 구조

/2ơy c

tc : 2 mm, 경험에 의해 빙의 마모에 견딜 수 있는 능력이 있는 것으로 입증된 특별한 표면 도장이 되어 있 고 유지 관리되는 경우, 이보다 적은 값이 허용될 수 있다.

 : 늑골의 간격(m).

PPL : 0.75 Pd(MPa).

Pd : 설계빙압으로서 301.의 1항에 따른다.

/1 : 다음 식에 따른다. 다만, 최대 1.0으로 한다.

/1  1.3 —

4.2

1 8

( / +

. )2

/2 : h/ 에 따른 값으로 다음 식에 따른다.

h/ ≤ 1.0인 경우 : /2

 0.6 +

0.4

h/

1.0 ≤ h/  1.8인 경우 : /2  1.4 — 0.4(h/ )

빙해운항선박지침 2024 5

h : 표 1.5에 따른다.

ơy : 재료의 항복응력(N/mm2)으로 다음에 따른다.

235 : 선급 및 강선규칙 2편 1장에 규정된 연강의 경우

315 : 선급 및 강선규칙 2편 1장에 규정된 고장력강(AH 32, DH 32, EH 32 및 FH 32)의 경우

355 : 선급 및 강선규칙 2편 1장에 규정된 고장력강(AH 3(, DH 3(, EH 3( 및 FH 3()의 경우

3)0 : 선급 및 강선규칙 2편 1장에 규정된 고장력강(AH 40, DH 40, EH 40 및 FH 40)의 경우

304. 늑골 일반

1. 수직 보강범위

(1) 늑골을 보강하는 대빙구조의 수직방향 범위는 대빙등급이나 해당 늑골의 선박길이 방향의 위치에 따라 표 1.7에 의 한 것 이상이어야 한다.

(2) 대빙구조의 등급이 IA Super 또는 IA이고 얼음이 없는 해역에서의 속력이 18 knot이상인 경우, 늑골의 보강 범위 는 적어도 303.의 1항 (2)호의 선수구역의 대빙대 상부구역의 상단까지 연장되어야 한다.

(3) 또한 보강하는 범위가 갑판 또는 탱크 정부(또는 탱크 바닥)로부터 250 mm를 초과하지 않는 경우에는 보강범위를 갑판 또는 탱크 정부(또는 탱크 바닥)까지로 해도 좋다.

(4) 종늑골의 보강범위는 303.의 1항에 의한 대빙대의 직 상부의 종늑골까지로 할 수 있다(그림 1.3의 3번 늑골까지). 추가로 늑골 보강범위 직상/하부 종늑골의 간격(그림 1.3의 늑골 2번과 3번의 간격)은 보강범위내 최상/하의 종늑 골 간격(그림 1.3의 늑골 1번과 2번의 간격)과 동일하여야 한다.

(5) 대빙대 상부 첫 번째 종늑골과 대빙대 상단의 간격이 S/2보다 작은 경우 대빙대 상부 첫 번째와 두 번째 종늑골의 간격(그림 1.3의 종늑골 3번과 4번의 간격)은 대빙대 범위내의 종늑골 간격과 같아야 한다.

표 1.7 늑골로 보강하는 대빙구조의 수직방향범위

대빙등급	늑골의 위치	UIWL 상부 (m)	LIWL 하부 (m)
IA Super	선수구역	1.2	이중저 또는 늑판의 정부까지
	중앙구역		2.0
	선미구역		1.(
IA IB IC	선수구역	1.0	1.(
	중앙구역		1.3
	선미구역		1.0
ID	선수구역		1.(

6 빙해운항선박지침 2024

Main frames

Longitudinal frame

at which the transverse frames terminate

Ice frames

Area 3

Area 2

Area 1

Open water

design 5

UIWL+HUF 4

All transverse and

lowermost longitudinal 3

frame ice-strengthened

UIWL+HU 2

The ice belt 1

UIWL

Transverse framing Longitudinal framing

그림 1.3 늑골의 보강 범위

2. 늑골의 일반요건

(1) 보강 범위의 늑골은 모든 지지부재에 브래킷으로 유효하게 고착하여야 한다. 종늑골은 특설늑골 또는 격벽에 브래 킷으로 고착하여야 한다. 횡늑골은 그 단부가 스트링거 또는 갑판에 고착되는 경우, 고착부에 브래킷 또는 동등부 재를 설치하여야 한다. 또 늑골이 지지부재를 관통하는 경우, 늑골 웨브 양측을 용접 또는 칼라판 등에 의하여 지 지부재에 용접하여야 한다. 브래킷을 설치하는 경우 그 두께는 늑골의 웨브 두께 이상으로 하고 자유단은 좌굴에 대하여 적절히 보강하여야 한다.

(2) 늑골은 외판과 양면 연속 용접되어야 한다. 외판의 용접선과 교차하는 경우를 제외하고 스캘롭을 설치하여서는 아 니 된다.

(3) 늑골 웨브의 두께는 다음 중 큰 값보다 작지 아니하여야 한다.

(a)

hvơy

C

hv : 웨브의 깊이 (mm).

C : 형강재(profile)일 때, 805

C : 평강(flat bar)일 때, 282

(b) 외판 순두께(t — tc)의 절반. 이 경우 외판의 요구두께는 늑골의 항복강도 ơy 을 사용하여 303.의 2항에 따라 계산하여야 한다.

(4) 늑골을 대신하여 갑판, 탱크 정부(또는 탱크 바닥) 또는 격벽을 설치한 경우에는 이들 판 두께는 인접하는 늑골의 높이에 상당하는 깊이까지 (3)호에 의한 것 이상이어야 한다. 이 때 (3)호의 C는 805로 한다.

(5) 비대칭 단면 및 외판에 수직하지 않는 늑골(외판과 이루는 각도가 75도 미만인 경우)은 1.3 m를 넘지 않는 간격의 브래킷, 단절판, 스트링거 또는 유사한 방법으로 트리핑을 방지하여야 한다.

(() 스팬이 4.0 m를 넘는 늑골은 모든 대빙등급 선박의 모든 대빙대의 범위에서 트리핑을 방지하여야 한다.

(7) 스팬이 4.0 m 이하인 늑골은 대빙등급에 따라 다음 구역의 범위에서 트리핑을 방지하여야 한다.

- IA Super : 모든 구역

- IA : 선수 및 중앙구역

- IB, IC 및 ID : 선수구역

빙해운항선박지침 2024 7

305. 횡늑골

1. 단면계수, 전단면적

(1) 304.의 1항의 범위 내의 주 횡늑골 또는 중간 횡늑골의 단면계수  및 유효 전단면적은 다음 식에 의한 값 이상 이어야 한다.

단면계수   Pd  hl × 106 (cm3)

t ơy

3 /3Pd hs

2ơ

유효전단면적    × 104 (cm2)

/3 : 전단응력분포와 하중위치에 대한 최대 전단력을 고려한 계수로서 1.2로 한다.

Pd : 301.의 1항에 따른다.

 : 늑골의 간격 (m). h : 표 1.5에 따른다. l : 늑골의 스팬 (m).

mt : 계수로서 다음 식에 따른다.

7m0 mt  7 — 5 h/l

m0 : 표 1.8에 따르며, 표 중의 경계조건은 주 횡늑골 및 중간 횡늑골에 대한 것이고, 하중은 스팬의 중앙에 적용한다.

ơy : 303.의 2항에 따른다.

(2) 다만, 304.의 1항의 범위 내의 늑골의 길이가 늑골 스팬의 15% 미만인 경우 해당 늑골의 치수는 선급 및 강선규 칙 3편 또는 10편의 해당 요건에 따른 늑골의 치수이상이어야 한다.

2. 횡늑골 상단구조

(1) 주늑골 및 중간늑골의 상단은 갑판, 탱크 정부(또는 탱크 바닥)또는 307.에 규정된 대빙스트링거에 고착되어야 한 다.

(2) 다만, 늑골이 대빙대의 상단보다 상방에 위치한 갑판이나 대빙스트링거의 상부까지 연장된 경우에는, 이 부분의 늑 골은 다음에 의한 것으로 할 수 있다.

(가) 늑골의 치수는 대빙구조의 요구치가 아닌 외판에 대한 늑골의 요구치를 만족하여도 좋다.

(나) 늑골의 상단은 대빙대 상단보다 상방에 위치하는 스트링거 또는 갑판에 고착시켜야 한다. 중간늑골에 대해서는 주 늑골과 같은 치수를 갖는 수평부재에 의하여 인접하는 주 늑골에 고착하여도 된다.

3. 횡늑골의 하단구조

(1) 대빙구조 구역에 있는 주 늑골 또는 중간늑골의 하단은 갑판, 탱크 정부(또는 탱크 바닥) 또는 307.의 대빙스트링 거에 고착되어야 한다.

(2) 다만 중간 늑골이 대빙대의 하부 경계선보다 하방에 위치한 갑판, 탱크 정부(또는 탱크 바닥) 또는 대빙스트링거 아래까지 연장된 경우에는, 그 하단은 주 늑골과 동등강도를 갖는 수평부재에 의하여 인접하는 주 늑골에 결합시 켜도 좋다.

(3) 대빙대의 하단 경계보다 하부의 주늑골은 반드시 대빙보강되어야 한다.(304.의 1항 참조)

8 빙해운항선박지침 2024

표 1.8 m0 값

경계조건

예시

양단고정

7.0

톱사이드 윙탱크를 가진 산적화물선의 늑골

일단고정 일단단순지지

(.0

내저판으로부터 단층갑판까지 도달하는 늑골

다점 단순지지

5.7

여러 층의 갑판이나 스트링거에 걸쳐 연속된 늑골

양단 단순지지

5.0

두 갑판사이에 만 설치된 늑골

306. 종늑골

303.의 1항의 범위 내의 종늑골의 단면계수 Z 및 유효전단면적 A는 다음 식에 의한 값 이상이어야 한다. 다만 늑골의 실제 전단면적 계산에 있어, 브래킷의 전단면적은 고려하지 않는다.

/ P hl2

3 / / P hl

Z  4 d

×106 (cm3), A 

4 5 d

×104 (cm2)

mơy 2ơy

/4 : 인접 늑골과의 하중분포를 고려한 계수로서 다음 식에 따른다.

/4 

1 — 0.2h



(

)



/5 : 전단응력분포와 하중위치에 대한 최대 전단력을 고려한 계수로서 2.1(으로 한다.

Pd : 301.의 1항에 따른다.

l : 종늑골의 스팬 (m).

ơy : 303.의 2항에 따른다.

m : 경계조건계수로서 양단에 브래킷이 있는 연속보의 경우에는 13.3으로 한다. 경계조건이 이와 다른 경우, 보다 작은 값을 사용하여야 한다.

빙해운항선박지침 2024 3

307. 대빙스트링거

1. 대빙대 내의 스트링거

대빙대에 설치되는 대빙스트링거의 단면계수 Z 및 전단면적 A는 다음 식에 의한 값 이상이어야 한다.

/ / P

hl2

3 / / / P hl

Z  6 7 d

×106 (cm3), A 

6 7 8 d

× 104 (cm2)

m ơy

Pd : 301.의 1항에 따른다.

2ơy

h : 표 1.5에 따른다. 다만, Pd × h는 0.15MN/m이상이어야 한다.

l : 스트링거의 스팬 (m)

m : 경계조건계수로서 306.에 따른다.

/6 : 횡늑골의 하중분포를 고려한 계수로서 0.)로 한다.

/7 : 스트링거의 안전계수로서 1.8로 한다.

/8 : 하중 위치 및 전단응력분포 대비 최대 전단력을 고려한 계수로서 1.2로 한다.

ơy : 303.의 2항에 따른다.

2. 대빙대 밖의 스트링거

대빙대 구역 밖에 있는 대빙구조의 늑골을 지지하는 스트링거의 단면계수 Z 및 유효전단면적 A는 다음 식에 의한 것 이상이어야 한다.

/9 /10 Pd

Z 

hl2

(1 — h /l

) × 106 (cm3), A 

3 /9 /10

/11 Pd

h l

(1 — h /l

) × 104 (cm2)

m ơy s s 2ơy s s

Pd : 301.의 1항에 따른다.

h : 표 1.5에 따른다. 다만, Pd × h는 0.15MN/m이상이어야 한다.

l : 스트링거의 스팬 (m).

m : 경계조건계수로서 306.에 따른다.

ls : 인근의 대빙스트링거까지의 거리 (m)

hs : 고려하는 스트링거로부터 대빙대까지의 최단거리 (m)

/9 : 횡늑골의 하중분포를 고려한 계수로서 0.80로 한다.

/10 : 스트링거의 안전계수로서 1.8로 한다.

/11 : 전단응력분포와 하중위치에 대한 최대 전단력을 고려한 계수로서 1.2로 한다.

ơy : 303.의 2항에 따른다.

3. 스트링거 대신의 갑판구조

(1) 창구측선 바깥의 폭이 좁은 갑판이 대빙스트링거의 역할을 하는 경우에는 1항 및 2항에서 규정된 단면계수 및 전 단면적을 만족하여야 한다

(2) 매우 긴 창구를 가진 경우에는 Pd × h의 값을 0.15 MN/m이하로 할 수 있다. 다만, 어떠한 경우도 0.1 MN/m다 작아서는 아니 된다.

(3) 매우 긴 (B/2 이상) 창구를 가진 경우, 노출갑판의 창구덮개와 그 부속품의 설계 시에는 빙하중에 의한 선측 처짐 을 고려하여야 한다.

308. 특설늑골

1. 빙하중

종늑골 및 대빙스트링거로부터 특설늑골에 전달되는 빙하중 F는 다음 식에 따른다. 다만, 특설 늑골이 지지하는 스트 링거가 대빙대 밖에 있는 경우, 특설 늑골에 전달되는 하중 F는 계산된 값에 (1 — hs / ls )를 곱한 값으로 할 수 있다.

F  /12 Pd h (MN)

/12 : 특설늑골의 안전계수로서 1.8로 한다.

10 빙해운항선박지침 2024

Pd : 301.의 1항에 규정된 빙압 (MPa). 이 경우 Ca의 계산시 la는 2 로 한다.

h : 표 1.5에 따른다. 다만, Pd × h는 0.15 MN/m이상이어야 한다.

 : 특설늑골의 간격(m).

hs ls : 307.의 2항에 따른다.

2. 단면계수 및 전단면적

단면계수 Z 및 유효 전단면적 A는 다음 식에 의한 값 이상이어야 한다.

Ψ 1

6 3 3 α/13Q 4 2

Z  

— (

5 A/Aa

)2 ×10

(cm ), A  

×10

(cm )

l : 특설늑골의 스팬 (m).

Q : 1항의 빙하중 F에서의 최대 계산 전단력

/13 : 전단력분포를 고려한 계수로서 1.1로 한다.

Ψ : 빙하중 F에 의한 최대 계산 굽힘 모멘트로서 Ψ  0.193 F l로 한다.

A : 요구 전단면적(cm2).

Aa : 특설늑골의 실제 단면적(cm2)으로 다음 식에 따른다.

Aa  A/ + Av

α 및 5 : 표 1.3에 따른다. 다만, A/ /Av의 값이 중간에 있을 때에는 보간법에 의한다.

ơy : 307.의 2항에 따른다.

표 1.3 α 및 5 의 값

A/ /Av	0.00	0.20	0.40	0.(0	0.80	1.00	1.20	1.40	1.(0	1.80	2.00
α	1.50	1.23	1.1(	1.11	1.0)	1.07	1.0(	1.05	1.05	1.04	1.04
5	0.00	0.44	0.(2	0.71	0.7(	0.80	0.83	0.85	0.87	0.88	0.8)
(비고) A/ : 면재의 실제 단면적 (cm2) Av : 웨브의 실제 유효 단면적 (cm2)

3. 직접해석

우리 선급이 적절하다고 인정하는 경우, 직접해석에 따라 특설늑골의 치수를 결정할 수 있다. 이 경우, 다음에 따른다.

(1) 직접해석은 301.의 1항의 하중 Pd와 하중길이 la 및 301.의 2항의 하중면적 높이 h를 이용한다.

(2) 적용하중은 1.8Pd로 한다.

(3) 하중의 적용 위치는 굽힘과 전단의 조합 하에서 구조의 능력이 최소가 되는 위치이어야 한다.

(4) 하중의 중심부가 다음의 위치에 있는 경우를 가정하여 구조배치를 검토하여야 한다. (가) 수직방향

(a) UIWL에 위치

(b) LIWL로부터 0.5h0에 위치(h0 : 표1.1에 의한 빙 두께)

(나) 수평방향으로 스팬의 중앙 또는 간격(spacing)의 중앙에 위치

(다) 수평방향으로 하중길이 la가 구조배치로부터 직접 계산되지 않는 경우 상응하는 Ca를 이용하여 여러 가지의

la에 대하여 검토하여야 한다.

(5) 허용응력은 다음에 따른다.

․굽힘응력 : ơb  ơy

․전단응력 :   ơy/3

․등가응력 : ơ  ơ2 + 32  ơ

e b y

303. 선수

빙해운항선박지침 2024 11

1. 선수재

(1) 선수재는 압연강, 주강 또는 단조강으로 만들어져야 하며, 형상은 그림 1.4에 보인 바와 같아야 한다.

그림 1.4 적절한 선수재의 예

 : 외판을 지지하는 부재의 간격 (m). PPL : 301.에 규정된 설계빙압(Pd) (MPa). la : 수직방향 지지 부재의 간격 (m).

(2) 성형한 판선수재 및 외판의 어느 부분에서도 502.의 1항의 각 α 및 가 각각 30도 및 75도 보다 큰 뭉툭한 선수 (blunt bow)의 경우, 외판의 두께는 다음을 고려하여 301.의 2항에 규정된 식에 의한 값 이상이어야 한다.

(3) (2)호에 규정된 선수재 및 외판 부분의 두께는 주위외판 두께의 1/2 이상인 늑판이나 브래킷에 의하여 0.( m 이하 의 간격으로 지지되어야 한다.

(4) 선수재를 보강하는 범위는 용골로부터 상 빙흘수선 상방 0.75 m로 한다. 다만 303.의 1항 (3)호에 의하여 선수구 역 대빙대 상부까지 보강이 요구되어지는 경우 보강범위는 그 상한까지로 한다.

2. 예인장치

예인장치는 다음에 따른 배치를 표준으로 한다.(그림1.5 참조)

(1) 예인장치는 그림1.5와 같이 2개의 와이어로프로 분할되는 큰 직경의 와이어 로프를 사용한다.

(2) 1개의 페어리더 및 1개의 볼라드로 구성된 배치를 선체중심선에 대칭이 되도록 배치한다.

(3) 볼라드는 선체중심선으로부터 약 3m의 거리에 배치한다. 예인삭을 직선상태로 고정되도록 페어리더에 대하여 일직 선으로 볼라드를 배치한다.

(4) 예인삭의 고정을 위한 볼라드 등의 설비 및 그 지지구조는 예인삭의 판단하중에 대하여 충분한 강도를 갖도록 설 계하여야 한다.갖도록 설계하여야 한다.

그림 1.5 전형적인 예인설비의 배치

12 빙해운항선박지침 2024

310. 선미재

1. 프로펠러 블레이드 팁에 큰 하중이 발생하는 것을 방지하기 위하여 프로펠러 블레이드 팁과 선미재를 포함한 선체 사이는 203.의 h0보다 큰 간격을 유지하여야 한다.

2. 2축 또는 3축 선박의 경우, 외판 및 늑골은 측 프로펠러(side propeller)의 전후방 1.5 m 범위에 걸쳐 이중저까지 보강하여야 한다.

3. 2축 또는 3축 선박의 경우, 측 프로펠러의 축계 및 선미관은 외판보싱(plated bossing)으로 둘러쌓아 보호하여야 한 다. 빼낼 수 있는 스트럿(detached strut)으로 할 경우, 설계 시 보강방법 및 선체에 고착하는 방법에 대하여 충분히 고려하여야 한다.

4. 선회식(azimuth) 추진기 또는 포드 프로펠러 등의 추진장치는 선체후부(stern region)와 선미지역(stern area)에서 의 빙하중이 증가하므로 선미부 구조의 설계 시 이것을 고려하여야 한다.

311. 빌지킬

1. 빌지킬과 선체와의 접합부는 빌지킬이 손상된 경우에도 선체 손상이 최소되도록 설계하여야 한다.

2. 빌지킬의 구조는 그림1.6과 같은 구조로 할 것을 권장한다.

3. 빌지킬을 여러 개로 분할하여 짧은 길이의 독립적인 구조로 할 것을 권장한다.

그림 1.6 전형적인 빌지킬의 설계 예

401. 타 및 조타장치 ‌‌

제 4 절 타 및 조타장치

1. 조타 엔진의 기능 및 타주, 러더 스톡, 핀틀, 조타엔진 등의 구조치수를 결정하는 것은 선급 및 강선규칙을 따른다. 이러한 계산에 사용되는 선박의 최대 운항속력은 아래와 같거나 그 이상이어야 한다.

IA Super 20 knots IA 18 knots

IB 1( knots

IC 14 knots

만약, 선박의 실제 최대 운항속력이 더 높다면, 실제 속력이 계산에 사용되어야 한다.

2. 타의 국부치수는 타의 전체가 대빙대에 속하는 것으로 가정하여 결정하여야 한다. 타 판 및 늑골은 중앙구역의 판 및 늑골에 대한 빙하중을 사용하여 설계하여야 한다.

3. 대빙등급이 IA Super이나 IA인 경우에는 타두재 및 타의 상단 부분을 LIWL 하방까지 연장된 아이스 나이프(ice knife)나 이와 동등한 방법으로 빙과의 직접 접촉으로부터 보호하도록 하여야 한다. 플랩 타입 타를 가지는 선박의 타 및 아이스 나이프의 설계는 특별히 고려하여야 한다.

4. 대빙등급 IA Super 및 IA의 선박의 경우, 빙 해역을 후진할 때 얼음에 의해서 타에 작용하는 하중에 견딜 수 있도 록 다음에 따라야 한다.

(l) 유압식 조타장치의 압력도출밸브가 설치되어야 한다.

(2) 조타장치의 구조부분 치수는 타두재에 발생하는 토크에 견딜 수 있도록 결정하여야 한다.

(3) 타 스토퍼와 같은 적절한 장치가 설치되어야 한다.

빙해운항선박지침 2024 13

402. 아이스 나이프

401.의 3항의 아이스 나이프의 구조는 다음에 따른다. (그림1.7 참조)

1. 아이스 나이프 저부는 모든 적재 조건에서 수선보다 아래에 있어야 한다.

2. 특정 빙흘수선에서는 후진하지 않는 선박의 경우 작은 아니스 나이프가 허용된다.

3. 대빙등급 IA 또는 Super IA의 모든 선박은 아이스 나이프를 설치할 것을 권장한다.

그림 1.7 아이스 나이프의 예

501. 주기관 출력의 정의 (2018)‌‌

제 5 절 주기관 출력

주기관 출력 P 라 함은 주기관이 프로펠러에 전달할 수 있는 연속 최대 출력의 합계를 말한다. 다만, 주기관의 출력이 기술적인 방법이나 적용 규정에 의하여 제한되는 경우에는 주기관 출력은 그 제한된 출력을 말한다. 추가 동력원이 주기 관의 동력에 추가하여 추진 동력(예를들면 축 모터)에 사용 가능한 경우, 해당 동력은 주기관 출력 합계에 포함되어야 한다.

502. 대빙⑨급 IA Super, IA, IB, IC 및 ID에 대하여 요구되는 주기관 출력

주기관의 출력(P )은 아래의 식에 의한 것 이상이어야 하며, 대빙등급 IA, IB, IC 및 ID에 대하여는 1000 kW, 대빙등급 IA Super에 대하여는 2800 kW보다 작아서는 아니 된다.

1. 용어의 정의

선박의 치수 및 기타 변수는 다음에 정하는 것과 같다.

L : 수선간 선박의 길이 (m).

LBOW : 선수(bow)의 길이 (m).

LPA : 선체중앙 평행부의 길이 (m).

B : 선박의 최대폭 (m).

 : 202.의 2항에 의한 선박의 실제 빙흘수 (m).

Av/ : 수선상의 선수(bow) 면적 (m2).

α : B/4 위치에 있어서의 수선의 각도 (deg).

1 : 선박의 중심선에 있어서의 선수재의 경사 (deg).

2 : B/4 위치에 있어서의 선수(bow)의 경사 (deg)

 : 프로펠러 지름 (m).

HΨ : 중앙수로(mid channel)의 유빙조각(brash ice)의 두께 (m).

HF : 선수(bow)에 의해 배제된 유빙층의 두께 (m).

14 빙해운항선박지침 2024

그림 1.8 선체의 기하학적 양의 치수, 구상 선수를 갖는 선박은 1 = 30°

2. 신선

2003년 )월 1일 이후에 용골이 거치 되었거나 이와 동등한 건조단계에 있는 선박으로서 대빙등급 IA Super, IA, IB, IC 또는 ID로 등록하고자 하는 경우, 주기관 출력은 202.에 규정된 것과 같은 선체 중앙부의 상 빙흘수선(UIWL)과 하 빙흘수선(LIWL)에서 다음 식에 따라 각각 계산하여 그것 중에서 큰 값 이상이어야 한다. 또한, 선박의 길이(L) 및 너비(B)는 상 빙흘수선에서 결정된 값이어야 하며, 다른 선체변수(parameter)는 상 빙흘수선 및 하 빙흘수선에 해당 하는 값을 사용하여야 한다.

P  K

(RCH

/1000)3/2

(kW)

e DP

Ke : 표 1.10에 의한 계수.

표 1.10 계수 Ke

프로펠러 수	가변 피치 프로펠러 또는 전기추진/유압추진	고정 피치 프로펠러
1 축선	2.03	2.2(
2 축선	1.44	1.(0
3 축선	1.18	1.31

이들 Ke 값은 재래식 추진장치에 적용한다. 진보된 추진장치에 대하여 요구되는 출력을 결정하기 위하여 다른 방법이 사용될 수 있다.(5항 참조)

RCH : 유빙 조각(brash ice)과 그것이 결합된 표면층이 있는 수로(channel) 중의 선박의 저항 (N), 다음 식에 따른다.

2 2 LT 3 Av/

RCH  C1 + C2 + C3Cg (HF + HΨ ) (B + CyHF ) + C4LPARHF + C5(B 2 ) L

Cg : 다음 식에 따른다. 다만, Cg 는 0.45 이상이어야 한다.

Cg  0.15cos2 +sinysinα

Cy : 다음 식에 따른다. 다만, y ≤ 45 일 경우 Cy 는 0으로 한다.

Cy  0.047y — 2.115

빙해운항선박지침 2024 15

HF : 다음 식에 따른다.

H  0.26 +(H B)0.5

HΨ : 다음에 따른다.

HΨ = 1.0 : 대빙등급 IA Super 및 IA

= 0.8 : 대빙등급 IB

= 0.( : 대빙등급 IC

= 0.5 : 대빙등급 ID

C1 및 C2 : 유빙 조각(brash ice)이 결합된 상층을 고려한 계수로서 다음에 따른다. 대빙등급 IA, IB, IC 및 ID를 부기하는 선박의 경우 : C1 = 0, C2 = 0 대빙등급 IA Super를 부기하는 선박의 경우 :

C1  /1BLPAR/(2T/B +1) +(1 + 0.0211 )(/2B +/3LBOW +/4BLBOW )

2 1 1 2 3

C  (1 + 0.063 )(g +g B) +g (1 + 1.2T/B)B 2/L

구상 선수를 갖는 선박은 1을 )0°로 한다.

/1/2/3/4g1g2g3C3C4 및C5 : 표 1.11에 의한 값

y : arctan(tan2/sinα)

5 ≤ (LT/B 2)3 ≤ 20을 만족하여야 한다.

상기식의 타당성에 관한 추가의 정보 및 출력계산의 검증을 위한 샘플 자료는 부록 1의 104.을 참조한다. 계수 값이

부록 1의 표 1.1에서 규정하는 범위를 벗어날 경우, 5항에 규정된 RCH를 구하는 다른 방법을 사용하여야 한다.

표 1.11 /1 /2 /3 /4 g1 g2 g3 C3 C4 및 C5 의 값

/1(N/m ) 2	23	g1(N)	1530	C3(kg/(m s )) 2 2	845
/2(N/m)	45.8	g2(N/m)	170	2 2 C4(kg/(m s ))	42
/3(N/m)	14.7	g (N/m1.5) 3	400	C (kg/s2) 5	825
/4(N/m ) 2	2)

3. 대빙⑨급 IB 또는 IC의 현존선

2003년 )월 1일 전에 용골이 거치 되었거나 이와 동등한 건조단계에 있던 선박으로서 대빙등급 IB 또는 IC를 유지 하고자 하는 경우, 주기관 출력 (P)은 식에 의한 값 이상으로 하여야 하며 740 kW 미만이어서는 아니 된다.

P  /1 •/2 •/3 (/4∆+ P0 ) (kW)

/1 : 고정피치 프로펠러의 경우, 1.0 가변피치 프로펠러의 경우, 0.)

/2 : 다음 식에 따른다. 다만, 1.1을 넘을 필요는 없고 구상선수의 경우는 1.1로 한다.

/2  1 /200 + 0.675

1 : 선수재와 상 빙흘수선이 이루는 선수단의 각도(°) (그림 1.8 참조)

/1 x /2 는 0.85 이상이어야 한다.

/3 : 다음 식에 따른다. 다만, 1.0 이상이어야 한다.

/  1.2B/A1/3

/4, P0 : 표 1.12에 따른다.

16 빙해운항선박지침 2024

표 1.12 /4와 P0의 값

대빙등급	IB	IC	IB	IC
배수량	A < 30000		A ≥ 30000
/4	0.22	0.18	0.13	0.11
P0	370	0	3070	2100
(비고) A : 202.의 1항에 따른 상 빙흘수에서의 배수량. 다만, 80,000톤을 넘을 필요는 없다.

4. 대빙⑨급 IA 또는 IA Super의 현존선

2003년 )월 1일 전에 용골이 거치 되었거나, 이와 동등한 건조단계에 있던 선박으로서 대빙등급 IA Super 또는 IA 을 유지하고자 하는 경우 주기관의 출력 (P )은 2005년 1월 1일 또는 선박의 인도일로부터 20년을 경과하는 해의 1 월 1일 중, 늦은 쪽의 기일까지 2항의 규정에 적합해야만 한다.

다만, 2항의 계산에 필요한 선체 변수(parameter)의 값이 특정하여 적용하기 어려운 경우에는 다음 식을 사용할 수 있다.

2 2 LT 3 B

RCH  C1 + C2 + C3 (HF + HΨ ) (B +0.658HF ) + C4LHF + C5(B 2 ) 4

대빙등급 IA를 부기하는 선박의 경우 C1  0 C2  0

대빙등급 IA Super를 부기하는 선박으로서 구상선수가 아닌 경우는 다음에 따른다.

C  / BL +1.84(/ B +/ L +/ BL)

1 1 (2T/B + 1)

2 3 4

T B 2

C2  3.52(g1 +g2B) +g3(1 + 1.2 B )L

대빙등급 IA Super를 부기하는 선박으로서 구상선수의 경우는 다음에 따른다.

C  / BL +2.89 (/ B +/ L +/ BL)

1 1 (2T/B + 1)

2 3 4

T B 2

C2  6.67(g1 +g2B) +g3(1 + 1.2 B )L

/1/2/3/4g1g2g3C3C4및 C5 : 표 1.13에 의한 값

5 ≤ (LT/B 2)3 ≤ 20을 만족하여야 한다.

표 1.13 /1 /2 /3 /4 g1 g2 g3 C3 C4 및 C5 의 값

2 /1(N/m )	10.3	g1(N)	1530	2 2 C3(kg/(m s ))	4(0
/2(N/m)	45.8	g2(N/m)	172	2 2 C4(kg/(m s ))	18.7
/3(N/m)	2.)4	g (N/m1.5) 3	400	C (kg/s2) 5	825
2 /4(N/m )	5.8

5. Ke 또는 RCH을 결정하는 다른 방법

2항 및 3항에서 규정하는 Ke와 RCH는, 실제 선박의 성능에 따라 취소 될 수 있다는 전제 하에, 정확한 계산이나 모

빙해운항선박지침 2024 17

델 시험에 의한 값으로 대체될 수 있다.

각 대빙등급 별로 최소 5노트(kts)의 속도와 다음의 수로 내 유빙 두께를 설계 기준으로 한다. 대빙등급 IA Super HΨ = 1.0 m 및 0.1 m 두께의 결합유빙(consolidated layer of ice)

IA = 1.0 m

IB = 0.8 m

IC = 0.( m

ID = 0.5 m

601. 적용 ‌‌

제 6 절 추진기관 (2018)

1. 이 절의 규정은 대빙등급 IA Super, IA, IB, IC 및 ID에 대하여 가변피치 또는 고정피치로 설계되고 개방식(open) 또는 덕트식(ducted) 프로펠러를 채택하는 추진기관에 적용한다.

2. 주어진 프로펠러 하중은 고정피치 프로펠러의 회전방향을 바꾸는 것으로 인한 하중을 포함하여, 정상적인 운전 조건 에서 선박의 전체 사용수명 중 예상되는 빙 하중이다. 다만, 이들 하중은 정지된 프로펠러가 빙 속에서 끌리는 것과 같이 설계 범위를 벗어나는 운전 조건에 대하여는 적용하지 않는다. 또한, 이 절의 강도계산에서 하중 모델은 빙이 회 전된 선회식 스러스터의 측면으로부터 프로펠러로 들어갈 때의 프로펠러와 빙의 상호작용 하중은 포함하지 않는다.

3. 프로펠러와 빙의 상호작용으로 인한 하중 및 스러스터 몸체와 빙의 상호작용으로 인한 하중을 고려하여 선회식 (azimuth) 및 고정식 주추진용 스러스터에도 이 규정을 적용한다. 주어진 선회식 스러스터 몸체의 하중은 통상의 항 해조건에서 선박의 사용수명 동안 예상되는 빙 하중이다. 스러스터 몸체의 국부 강도는 스러스터 몸체가 극한 하중에 대하여 설계된 경우 국부 빙 하중을 견디기에 충분하여야 한다.

4. 프로펠러 날개 진동수 기진에 의한 스러스터 전체 진동은 상당한 진동 하중을 유발한다. 하중 진폭을 평가하는 간소 화한 방법론으로 핀란드-스웨덴 대빙⑨급 규칙의 적용에 대한 가이드라인의 10.4를 참고한다.

602. 기호

c : 날개(blade) 단면의 현(chord) 길이 (m).

c0.7 : 프로펠러 반지름 0.7R에서 날개 단면의 현 길이 (m). CP : 가변피치.

D : 프로펠러의 지름 (m).

d : 프로펠러 허브의 바깥지름 (프로펠러 평면에서) (m).

Dlim : 프로펠러 지름의 제한 값 (m).

AR : 날개의 전개면적비.

Fb : 선박사용수명 중 발생하는 최대 후방향 날개 힘 (kN).

Fe : 소성 굽힘을 통한 날개 손실에 따른 날개의 극한하중 (kN).

F/ : 선박사용수명 중 발생하는 최대 전방향 날개 힘 (kN).

Fice : 빙하중 (kN).

(Fice)max : 선박사용수명 중 발생하는 최대 빙하중 (kN). FP : 고정피치.

h0 : 하 빙흘수선으로부터 프로펠러 중심선의 깊이 (m).

Hice : 프로펠러로 들어가는 최대 설계 빙블록의 두께 (m).

s : 고려되는 부품의 기관측에 있는 모든 부품의 등가질량관성모멘트 (kgm2).

t : 전체 추진장치의 등가질량관성모멘트 (kgm2).

k : Weibull 분포에 대한 형상계수.

LIWL : 하 빙흘수선 (m).

m : S-N 선도의 기울기.

ΨBL : 날개의 굽힘모멘트 (kNㆍm).

ΨCR : 연속최대출력.

 : 프로펠러 회전 속도 (rev./s).

18 빙해운항선박지침 2024

 : 자유운전상태에서 연속최대출력 시의 공칭 프로펠러 회전 속도(rev./s).

class : 대빙등급에 따른 프로펠러 회전 속도에 대한 기준 충격 사이클수.

ice : 선박사용수명 중 발생하는 프로펠러 날개 상의 총 빙하중 사이클수.

R : 등가피로응력에 대한 기준 하중 사이클수 (108 사이클).

Q : 빙 분쇄 과정 동안 프로펠러의 회전수.

P0.7 : 반지름 0.7R에서의 프로펠러 피치 (m).

P0.7 : 자유운전상태에서 연속최대출력 시, 반지름 0.7R에서의 프로펠러 피치 (m).

P0.7b : 볼러드 상태(bollard condition)에서 연속최대출력 시, 반지름 0.7R에서의 프로펠러 피치 (m).

Q : 토크 (kNm).

Qema : 최대 기관 토크 (kNm).

Qmax : 프로펠러와 빙의 상호작용으로 인한 프로펠러상의 최대토크 (kNm).

Q mtv : 전기모터의 피크 토크 (kNm).

Q : 자유운전상태에서 연속최대출력 시의 공칭토크 (kNm).

Qv : 프로펠러축계에서의 응답토크 (kNm).

Qeak : 응답토크 Qv의 최대값 (kNm).

Qsma : 선박사용수명 중 발생하는 날개의 최대스핀들토크 (kNm).

Qse : 소성 굽힘에 의한 날개 파괴에 기인한 최대스핀들토크 (kNm).

Qib : 개방 해역 주파수영역 비틀림진동계산에서 얻어진 고려하는 부품의 진동 토크 (kNm).

R : 프로펠러의 반지름 (m).

v : 날개 단면 반지름 (m).

T : 프로펠러의 추력 (kN).

Tb : 선박사용수명 중 발생하는 최대 후방향 프로펠러 빙추력 (kN). T/ : 선박사용수명 중 발생하는 최대 전방향 프로펠러 빙추력 (kN). T : 자유운전상태에서 연속최대출력 시의 프로펠러 추력 (kN).

Tv : 축계에서의 최대응답추력(kN).

t : 최대 날개 단면 두께 (m).

Z : 프로펠러 날개의 수.

αi : 회전각으로 표시되는 프로펠러 날개와 빙의 상호작용 지속시간 (deg).

α1 : 1차 날개 진동수 기진(excitation)에 대한 프로펠러 빙토크의 위상각 (deg). α2 : 2차 날개 진동수 기진(excitation)에 대한 프로펠러 빙토크의 위상각 (deg). 51 : 분산 효과에 의한 피로경감계수

52 : 시험편 크기 효과에 의한 피로경감계수

5 : 피로경감계수; 변동 진폭 하중 효과.

5m : 피로경감계수; 평균 응력 효과.

 : 최대 응력 진폭을 108 응력 사이클에 대한 등가피로응력에 연관시키는 피로경감계수.

ơ0.2 : 날개 재료의 0.2 % 오프셋 내항복강도 (MPa).

ơexp : 해수에서 108 사이클에서 파괴되는 날개 재료의 평균 피로 강도 (MPa).

ơ/at : 108 응력 사이클에 대한 등가 피로 빙하중 응력 진폭 (MPa).

ơ/l : 날개 재료에 대한 특성피로강도 (MPa).

ơve/1 : 기준강도 ơve/1  0.6 • ơ0.2 + 0.4 • ơw (MPa).

ơve/2 : 기준강도 (MPa).

ơve/2  0.7 • ơw 또는 ơve/2  0.6 • ơ0.2 + 0.4 • ơw 중 작은 값.

ơst : Fb 또는 F/로 인한 응력 중 최대응력 (MPa).

ơw : 날개 재료의 규격최소인장강도 (MPa).

(ơice)bma : 최대 후방향 프로펠러 빙하중으로 인한 주응력(MPa). (ơice)/ma : 최대 전방향 프로펠러 빙하중으로 인한 주응력(MPa). (ơice)max : 최대 빙하중 응력 진폭 (MPa).

빙해운항선박지침 2024 13

표 1.14 하중의 정의

정의

설계 과정에서 하중의 사용

날개 상의 동유체하중을 포함하여, 프로펠러와 빙의 상호작 용으로 인하여 한 개의 프로펠러 날개 상에 선박사용수명 중 발생하는 최대 후방향 힘. 힘의 방향은 0.7R 코드선에서

수직. 그림 1.3 참조.

프로펠러 날개의 강도계산을 위한 설계 힘.

날개 상의 동유체하중을 포함하여, 프로펠러와 빙의 상호작 용으로 인하여 한 개의 프로펠러 날개 상에 선박사용수명 중 발생하는 최대 전방향 힘. 힘의 방향은 0.7R 코드선에서

수직.

프로펠러 날개의 강도계산을 위한 설계 힘.

Qsma

날개 상의 동유체하중을 포함하여, 프로펠러와 빙의 상호작 용으로 인하여 한 개의 프로펠러 날개 상에 선박사용수명 중 발생하는 최대스핀들토크.

프로펠러 하중이 날개의 전연 또는 팁부분에 분포된 압력으로 작용하기 때문에 프로펠러의 강도 설계 시, 스핀들토크는 자동적으로 고려되어진다.

프로펠러와 빙의 상호작용으로 인하여 프로펠러(모든 날개) 상에 선박사용수명 중 발생하는 최대추력. 추력의 방향은 프로펠러 축방향이고 그 힘은 동유체추력과 반대이다.

응답추력Tv을 추정하는데 사용된다. Tb는 축방향 진 동 계산을 위한 기진(excitation) 추력의 추정치로서 사용될 수 있다. 다만, 규칙에서는 축방향 진동의 계

산은 요구하지 않는다.

프로펠러와 빙의 상호작용으로 인하여 프로펠러(모든 날개) 상에 선박사용수명 중 발생하는 최대추력. 그 추력의 방향 은 동유체추력의 방향에서 작용하는 프로펠러 축방향이다.

응답추력Tv을 추정 하는데 사용된다. T/는 축방향 진동 계산을 위한 기진 추력의 추정치로서 사용될 수

있다. 다만, 규칙에서는 축방향 진동의 계산은 요구하

지 않는다.

Qmax

날개 상의 동유체하중을 포함하여, 한 개의 프로펠러 날개 상에서 프로펠러와 빙의 상호작용으로 인한 최대빙유도토크

추진축계의 응답토크 Qv 의 추정치로서 그리고 비틀림 진동 계산을 위한 기진 토크로 사용된다.

Fe

소성굽힘을 통한 날개 손실로부터 발생하는 날개의 극한 하 중. 루트부에 소성 힌지를 일으킬 수 있도록 그 날개 전체 의 파괴를 일으키는데 필요한 힘이다. 그 힘은 0.8R에서 작 용한다.

스핀들암은 반지름 0.8R에서 날개 중심축과 전연/후연 중

큰 것 사이 거리의 2/3에서 구해져야 한다.

날개 파괴 하중은 날개 볼트, 피치제어기구, 프로펠러 축, 프로펠러축 베어링, 추력베어링의 치수를 정하는데 사용된다. 그 목적은 전체 프로펠러 날개의 파괴가 다 른 부품의 손상을 일으키지 않는 것을 보증하기 위한 것이다.

Qeak

빙 기진(비틀림 진동) 토크와 프로펠러상의 동유체평균 토크 에 대한 축계의 동적 반응을 고려한 프로펠러축에서의 최대

응답토크

프로펠러 축계 부품의 설계 토크.

빙 기진(축방향 진동) 토크와 프로펠러상의 동유체평균 토크

에 대한 축계의 동적 반응을 고려한 프로펠러축에서의 최대 응답추력

프로펠러 축계 부품의 설계 추력.

Fti

빙블럭 충격으로 인한 스러스터 몸체 또는 프로펠러 허브에

작용하는 최대응답하중

스러스터 몸체 및 선회베어링에 대한 설계하중

Ftv

빙맥과 스러스터 몸체의 상호작용에 의한 스러스터 몸체에 작용하는 최대응답하중

스러스터 몸체 및 선회베어링에 대한 설계하중

20 빙해운항선박지침 2024

그림 1.3 반지름 0.7R에서 코드선의 수직으로 작용하는 후방향 날개 힘의 방향. (전연에서 빙접촉 압력은 작은 화살표로 나타남)

603. 설계 빙 조건

대빙등급에 대한 프로펠러의 빙하중을 추정하는데 있어서, 표 1.15에 주어진 것과 같이 다른 운항 형태가 고려되었다. 설계 빙하중을 추정하기 위하여, 최대 빙블록의 크기가 결정된다.

프로펠러에 들어가는 최대 설계 빙블록은 Hice • 2Hice • 3Hice의 크기를 갖는 직각의 빙블록이다. 빙블록의 두께(Hice)는 표 1.16에 주어진 것과 같다.

표 1.15 대빙⑨급에 따른 선박의 운항형태

대빙등급

선박의 운항

IA Super

빙수로 및 평면 빙에서 운항

선박이 선수충격(ramming)에 의하여 나아갈 수 있다.

IA, IB, IC, ID

빙수로에서 운항

표 1.16 빙블록의 두께 (Hice)

대빙등급

IA Super

프로펠러에 들어가는 설계 최대 빙블록의

두께 (Hice)

1.75 m

1.5 m

1.2 m

1.0 m

604. 재료

1. 해수에 노출되는 재료

프로펠러 날개, 프로펠러 허브 및 스러스터 본체 등과 같이, 해수에 노출되는 부품의 재료는 표점간 거리가 지름의 5 배 이상인 시험편에서 15 % 이상의 연신율을 가져야 한다. 청동과 오스테나이트 강을 제외한 재료는 샤르피 V-노치 충격시험을 하여야 한다. -10 oC에서 세 번의 샤르피 V-노치 충격시험으로부터 취한 평균흡수에너지 값이 20 J 이상 이어야 하며 구상흑연주철의 경우 10 J 이상이어야 한다.

2. 해수 온도에 노출되는 재료

해수 온도에 노출되는 재료는 강 또는 승인된 연성 재질이어야 한다. -10 oC에서 세 번의 샤르피 V-노치 충격시험으 로부터 취한 평균흡수에너지 값은 20J 이상이어야 한다. 이 요건은 프로펠러축, 날개 볼트, 피치제어기구, 축 볼트, 스 트럿 포드 연결 볼트 등에 적용한다. 다만, 이 요건은 베어링 및 기어 톱니 등과 같이 표면 경화된 부품에는 적용하 지 않는다. 볼트 이외의 부품에 대하여 페라이트 계의 구상흑연주철이 사용될 수 있다. 이 경우 구상흑연주철의 평균 흡수에너지는 -10 oC에서 10 J 이상이어야 한다.

빙해운항선박지침 2024 21

605. 설계하중

1. 주어진 하중은 오직 부품의 강도 계산에만 사용하기 위한 것이며 프로펠러와 빙의 상호작용 동안의 빙유도하중과 동 유체하중을 포함하는 총하중이다. 제출된 최대 하중은 선박의 사용수명 동안 한번 일어날 수 있는 가장 가혹한 시나 리오에 기반을 둔다. 따라서 높은 사이클 수의 하중에 대한 하중 수준은 낮다.

2. 이 절의 식에 사용되는 변수의 값은 602.에 표시된 단위로 주어져야 한다.

3. 대빙등급 IB, IC 및 ID인 선박이 평형수 적재상태에서 프로펠러가 완전히 잠기지 않는 경우, 추진장치는 대빙등급 IA에 따라 설계되어야 한다.

4. 프로펠러 날개에 작용하는 설계하중

Fb는 프로펠러가 전진방향으로 회전하면서 빙블록을 분쇄하는 동안에 프로펠러 날개를 후방으로 굽히려고 하는 선박 사용수명 중 발생하는 최대의 힘이다. F/는 프로펠러가 전진방향으로 회전하면서 빙블록을 분쇄하는 동안에 프로펠러 날개를 전방으로 굽히려고 하는 선박사용수명 중 발생하는 최대의 힘이다. Fb와 F/는 프로펠러와 빙의 서로 다른 상 호작용 현상에서 비롯되며 동시에 작용하지 않는다. 그러므로 이들은 한 날개에 각각 별도로 적용하여야 한다.

(1) 개방식(open) 프로펠러에서의 최대 후방향 날개 힘, Fb

0.7

 CAR 0.3 2

D ≤ Dlim 인 경우, Fb  — 27 •  • D 

• L Z  • D

(kN)

0.7

 CAR 0.3

1. 4

D  Dlim 인 경우, Fb  — 23 •  • D 

Dlim : 다음 식에 따른다.

• L Z 

• D • Hice

(kN)

Dlim

 0.85 • Hice

1.4 (m)

 : 가변피치프로펠러의 경우에는 공칭회전속도(자유 운전 상태에서 연속최대출력 시), 고정 피치프로펠 러의 경우에는 공칭회전속도(자유 운전 상태에서 연속최대출력 시)의 85%.

(2) 개방식 프로펠러에서의 최대 전방향 날개 힘, F/

D ≤ D

인 경우, F

 250 •  CAR • D 2 (kN)

D  D

lim

인 경우, F

/ L Z 

•

 500 •  1  H •  CAR • D (kN)

lim

/ d  ice L Z 

Dlim : 다음 식에 따른다.

L (1 — D ) 

D   2 

lim

d

• Hice (m)

L (1 — D ) 

(3) 개방식 프로펠러에서 하중을 받는 날개 범위

가변피치 프로펠러 및 고정피치 프로펠러에 대하여 부록 2의 표 2.1에 주어진 하중상태 1-4를 고려하여야 한다. 역전하는 고정피치 프로펠러에 대한 날개의 빙하중을 구하기 위하여, 하중상태 5 또한 고려하여야 한다.

(4) 덕트식(ducted) 프로펠러에서의 최대 후방향 날개 힘, Fb

 CAR 0.3

0.7 2

D ≤ Dlim 인 경우, Fb  — 9.5 • L Z 

•  • D 

• D (kN)

CAR 

0.3

D  Dlim 인 경우, Fb  — 66 • L Z 

•  • D 

0.7

ice

• D 0.6•  H 

1.4

(kN)

Dlim 4 • Hice

 : 가변피치프로펠러의 경우에는 공칭회전속도(자유 운전 상태에서 연속최대출력 시), 고정 피치 프로 펠러의 경우에는 공칭회전속도(자유 운전 상태에서 연속최대출력 시)의 85%.

22 빙해운항선박지침 2024

(5) 덕트식 프로펠러에서의 최대 전방향 날개 힘, F/

D ≤ D

인 경우, F

 250 •  CAR • D 2 (kN)

lim

/ L Z 

D  D

인 경우, F

 500 •  CAR • D •

1 • H

(kN)

lim

/ L Z 

 d 

ice

1 — 

Dlim : 다음 식에 따른다.

L D 

D  2 • H (m)

lim



d 

ice

L1 — D 

(() 덕트식 프로펠러에서 하중을 받는 날개 범위

모든 프로펠러에 대하여 부록 2의 표 2.2에 주어진 하중상태 1 및 3을 고려하여야 한다. 역전하는 고정피치 프로펠러에 대하여는 추가의 하중상태(하중상태 5)를 고려하여야 한다.

(7) 개방식 또는 덕트식 프로펠러에서의 최대 날개 스핀들토크 Qsma

날개 부착 축 주위의 스핀들 토크(Qsma )는 부록 2의 표 2.1, 2.2와 같이 적용된 최대 후방향 날개 힘 Fb 및 최대 전방향 날개 힘 F/ 모두에 대하여 결정되어야 한다. 얻어진 토크 중에 가장 큰 값이 치수를 정하는데 사용되어야 한다. 상기 방법의 스핀들토크가 다음 식에 의하여 주어진 디폴트 값보다 작은 경우, 다음 디폴트값을 사용하여야 한다.

디폴트 값 Qsma  0.25ㆍFㆍc0.7 (kNㆍm)

c0.7 : 반지름 0.7 R에서의 날개 단면의 현(chord) 길이.

F : Fb 또는 F/ 의 절대값 중 큰 값으로 한다.

(8) 날개 하중에 의한 하중분포

날개의 피로설계를 위하여 그림 1.10에 주어진 것과 같이, Weibull-type 분포(Fice가 (Fice)max를 초과할 가능성) 가 사용된다.

P((F

Fice

≥

ice)max

(F

ice)max

) e

— F

( (F

( ice)max

)k • ln(Nice))

여기서, k 는 스펙트럼의 형상 계수, Nice는 스펙트럼에서 하중 사이클수, Fice는 날개 상의 임의의 변량 빙하중, 0 ≤ Fice ≤ (Fice)max. 개방식 프로펠러 날개의 빙압 분포에 대하여는 형상계수 k = 0.75가 사용되어야 하고 덕트 식 프로펠러 날개의 빙압 분포에 대하여는 형상계수 k = 1.0이 사용되어야 한다.

그림 1.10 피로설계에 사용되는 Weibull-type 분포(Fice가 (Fice)max를 넘을 가능성)

빙해운항선박지침 2024 23

()) 빙하중 사이클수

하중 스펙트럼에서 프로펠러 날개 당 하중 사이클수는 다음 식에 따른다.

Nice  k 1 • k2 • k 3 • Nclass,

대빙등급에 대한 기준 충격 사이클수 Nclass

대빙등급

IA Super

선박사용수명 중 발생하는 충격 사이클수/

9 • 106

6 • 106

3.4 • 106

2.1 • 106

프로펠러 위치에 대한 계수 k 1

위치

선수진행 운항 시 선박 중심에 위치한 프로펠러

선수진행 운항 시 선측에 위치한 프로펠러

선수진행 운항 시 또는

선미진행 운항 시 당김 프로펠러(중심 및 선측)

k 1

잠김(submersion) 계수 k 2는 다음 식에 의하여 결정된다.

/  0 인 경우,

k 2

 0.8 —/

0 ≤ / ≤ 1 인 경우,

1  / ≤ 2.5 인 경우,

/  2.5 인 경우,

 0.8 — 0.4 •/

 0.6 — 0.2 •/

 0.1

h0 — Hice

/  D/2 1

형식	고정식	선회식
k3	1	1.2

h0 : 선박의 하 빙흘수선(LIWL)에서 프로펠러 중심선의 깊이. 추진 형식에 대한 계수 k 3

모든 프로펠러 날개의 프로펠러와 빙의 상호작용으로 인한 하중을 받는 부품에 대하여, 하중 사이클수 (Nice )는 프로펠러 날개의 수( Z )를 곱해야 한다.

5. 프로펠러에서 축방향의 설계 하중

(1) 프로펠러에서 프로펠러 상의 최대 빙추력 (T/ 및 Tb ) 최대 전방향 및 후방향 빙추력 :

T/  1.1 • F/ (kN)

Tb  1.1 • Fb (kN)

(2) 프로펠러에서 추진축계에서의 설계 추력

추진축계에서의 설계 추력은 다음 식에 따라 계산되어야 한다. 전방향과 후방향 하중의 절대값 중 큰 값을 양방향 에 대한 설계하중으로 하여야 한다. 계수 2.2 및 1.5는 축방향 진동으로 인한 동적배율(dynamic magnification)

24 빙해운항선박지침 2024

을 고려한 것이다.

전방향의 경우 Tv  T + 2.2 • T/ (kN) 후방향의 경우 Tv  1.5 • Tb (kN)

동유체 볼러드 추력(hydrodynamic bollard thrust) T가 주어지지 않은 경우, 다음에 따른다.

표 1.17 프로펠러 볼러드 추력 T

프로펠러 형식	T
가변피치(CP) 프로펠러(개방식)	1.25 • T
가변피치(CP) 프로펠러(덕트식)	1.1 • T
터빈 또는 전기모터에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러	T
디젤기관에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러(개방식)	0.85 • T
디젤기관에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러(덕트식)	0.75 • T
(비고) T : 개방된 수역에서 자유운전 상태의 연속최대출력 시의 공칭 프로펠러 추력

6. 비틀림 설계 하중

(1) 개방식 프로펠러에서 프로펠러 상의 설계 빙토크 Qmax

Qmax는 빙과 프로펠러의 상호작용으로 인한 선박의 사용수명 동안의 프로펠러상의 최대 토크이다.

D ≤ D

인 경우, Q

 10.9 • 1 — d •  P0.7 0.16 • D  0.17 • D 3 (kNㆍm)

lim

max

D D

D  D

인 경우, Q

 20.7 • 1 — d •  P0.7 0.16 • D  0.17 • D 1.9• H1.1 (kNㆍm)

lim

max

D D

ice

Dlim : 다음 식에 따른다.

Dlim 1.8 • Hice (m)

 : 볼러드 상태(bollard condition)에서 연속최대출력 시 회전하는 프로펠러의 속도. 주어지지 않을 경우, 은 다음과 같이 구한다.

표 1.18 볼러드 상태에서 회전하는 프로펠러 속도  값

프로펠러 형식	회전속도 
가변피치(CP) 프로펠러	
터빈 또는 전기 모터에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러	
디젤기관에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러	0.85 • 
(비고)  은 자유 운전 상태에서 연속최대출력 시의 공칭회전속도이다.

가변피치(CP) 프로펠러의 경우 프로펠러피치(P0.7)는 볼러드 상태에서의 연속최대출력에 상응하여야 한다. 주어지지 않은 경우, 프로펠러피치(P0.7)는 0.7 • P0.7 으로 구한다. 여기서, P0.7 은 자유운전상태에서 연속최대출력 시의 프 로펠러 피치이다.

(2) 덕트식 프로펠러에서 프로펠러 상의 설계 빙토크 Qmax

빙해운항선박지침 2024 25

Qmax 는 빙과 프로펠러의 상호작용으로 인한 선박의 사용수명 동안의 프로펠러상의 최대 토크이다.

D ≤ D

인 경우, Q

 7.7 • 1 — d •  P0.7 0.16 • D  0.17 • D 3 (kNㆍm)

lim

max

D D

D  D

인 경우, Q

 14.6 • 1 — d •  P0.7 0.16 • D  0.17 • D 1.9• H1.1 (kNㆍm)

lim

max

D D

ice

Dlim : 다음 식에 따른다.

Dlim 1.8 • Hice (m)

 : 볼러드 상태(bollard condition)에서 연속최대출력 시 회전하는 프로펠러의 속도. 주어지지 않을 경우, 은 다음과 같이 구한다.

표 1.13 볼러드 상태에서 회전하는 프로펠러 속도  값

프로펠러 형식	회전속도 
가변피치(CP) 프로펠러	
터빈 또는 전기모터에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러	
디젤기관에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러	0.85 • 
(비고)  은 자유 운전 상태에서 연속최대출력 시의 공칭회전속도이다.

(3) 공진이 없는 축계의 설계 토크

운전 회전수 범위 내 또는 최대 설계 운전회전수(볼러드 상태)의 80%에서 120%까지의 범위 내에 날개 진동수 비 틀림 공진이 없을 경우, 최대 토크 Qpeak은 다음 추정치가 사용될 수 있다.

플렉시블 커플링 없이 직접 연결된 2행정 디젤기관의 경우,

Qpeak  Qemax + Qvib + Qmax • 

(kNm)

기타 기관의 경우,

Qpeak  Qemax + Qmax • 

(kNm)

Ie : 고려하는 부품의 기관 측에 있는 모든 부분의 등가질량관성모멘트

It : 추진장치 전체의 등가질량관성모멘트

모든 토크 및 관성모멘트는 시험되는 부품의 회전 속도로 줄여야 한다. 만약, 최대 토크 Qemax 가 주어지지 않은 경우, 표 1.20의 값에 따른다.

26 빙해운항선박지침 2024

표 1.20 최대 토크 Qemax

프로펠러 형식	Qemax
전기모터에 의해 구동되는 고정피치 프로펠러 및 가변피치 프로펠러	Qmtv
전기모터 이외의 원동기에 의해 구동되는 가변피치 프로펠러	Q
터빈에 의해 구동되는 고정피치 프로펠러	Q
디젤기관에 의해 구동되는 고정피치 프로펠러	0.75 • Q
(비고) Qmtv 는 전기모터의 피크 토크이다.

(4) 공진이 있는 축계의 설계 토크

운전 회전수 범위 내 또는 최대 설계 운전회전수(볼러드 상태)의 80%에서 120%까지의 범위 내에 날개 진동수 비 틀림 공진이 있을 경우, 축 부품의 설계 토크 Qpeak은 축계 비틀림진동 해석에 의해 결정되어야 하며 다음의 두 가지 동적 해석 방안으로 구한다.

- 예측된 분쇄 배열 기진에 대한 시간영역 계산

- 사인파 형태로 변하는 날개 진동수 기진에 대한 주파수영역 계산

일반적으로 1차 날개 진동수 공진이 고려되는 회전수 영역에 있을 경우 주파수영역 계산은 시간영역 모의시험에 비하여 보수적인 것으로 간주된다.

(가) 비틀림 응답 시간영역 계산

시간영역 계산이 연속최대출력 상태, 연속최대출력 볼러드 상태 및 공진 응답을 얻기 위한 날개 진동수 공진 회전수에 대하여 계산되어야 한다. 프로펠러가 빙블럭을 분쇄하는 경우 축계의 강도평가에 아래의 하중 배열이 사용되어야 한다. 주어진 하중 배열이 추진계통의 실속(stalling) 분석을 위한 것은 아니다. 프로펠러와 빙이 상 호작용할 경우 축 계통에서의 운전 하중 및 전제 시스템 각각의 반응을 반영하기 위하여 다음의 하중상태가 사용된다. 빙충격 및 시스템 응답은 개별 축계 부품에 하중을 유발한다. 빙토크 Qmax는 전체 회전수 범위에서 일정한 값을 가진다. 특정한 축 회전수가 고려될 경우 Qmax는 (1), (2)호에 따른 관련 회전수를 사용하여 계산 되어야 한다.

시간영역으로 계산하는 경우 탄성커플링이 없는 디젤기관은 빙 대비 기관 기진에 대하여 최소한 유리한 위상 각에서 계산되어야 한다. 기관 점화 맥동이 계산에 포함되어야 하며 표준 정상상태 조화함수(harmonics)가 사 용될 수 있다. 날개 진동수 공진이 연속최대출력 회전수 바로 위에 있을 경우 연속최대출력 회전수의 105 %까 지 계산이 수행되어야 한다. 시간영역에서 축계 과도 동적해석을 위한 프로펠러의 빙토크 기진은 반 사인파 형태의 날개 충격의 배열로 정의된다. 기진 진동수는 빙과의 상호작용 과정 동안 프로펠러 회전 속도를 따라야 한다. 단일 날개 빙충격에 의한 토크는 프로펠러 회전각의 함수로서 다음의 식으로 정의된다.

가 정수 회전에 더하여 0o에서 αi까지 회전하는 경우,

Q() Cq • Qmax • sin((180/αi))

가 정수 회전에 더하여 αi에서 3(0o까지 회전하는 경우,

Q() 0

 : 첫 충격이 일어났을 때를 시작으로 하는 회전각

αi : 다음의 그림에서와 같이 프로펠러 회전각에서 표현된 프로펠러 날개와 빙의 상호작용의 지속간격을 나타낸다.

변수 Cq 및 αi는 아래 표 1.21과 같다.

빙해운항선박지침 2024 27

프로펠러 회전각의 함수로서 단일 날개 빙충격에 기인한 빙토 크의 형상

표 1.21 날개수에 따른 빙충격 확대 계수 Cq 및 지속간격 계수 αi

기진 토크	프로펠러와 빙의 상호작용	Cq	αi[deg.]
기진 토크	프로펠러와 빙의 상호작용	Cq	Z=3	Z=4	Z=5	Z=(
기진 상태 1	단일 빙블록	0.75	)0	)0	72	(0
기진 상태 2	단일 빙블록	1.0	135	135	135	135
기진 상태 3	두 개의 빙블록 (위상변이 360o/2 • Z)	0.5	45	45	3(	30
기진 상태 4	단일 빙블록	0.5	45	45	3(	30

합계 빙토크는 위상 변이 360o/Z를 고려한 단일 날개 토크의 합으로써 구한다(부록 2의 그림 2.1 참조). 빙을 분쇄하는 과정의 시작과 끝 단계(계산된 지속간격 이내)에서 Cq 를 최대값까지 프로펠러 1회전 내에서 증가시키 고 역으로 0까지 감소시키는 데에 선형램프함수가 사용되어야 한다.

빙을 분쇄하는 과정 동안의 프로펠러 회전수 NQ 는 다음 식에 따른다.

NQ  2 • Hice

날개 진동수 기진에 대한 충격의 수는 Z • NQ 이다. 각각의 날개수에 따른 모든 기진 상태에 대한 예시는 부 록 2의 그림 2.1에 주어진다. 동적 모의시험을 운전 회전수 영역에서 모든 기진 상태에 대하여 실시하어야 한 다. 고정피치프로펠러 추진기관에 대한 동적 모의시험은 기관의 최대가능 출력을 가정하여 상응하는 회전수를 가지는 볼러드 당김 상태 또한 다루어야 한다. 주기관의 정체상태(stand still)까지 회전수가 떨어질 경우 기관

의 출력이 의도하는 사용환경에 충분하지 않다는 것을 의미한다. 하중의 고려를 위하여 회전수가 떨어지는 동 안의 최대 발생 토크를 구하여야 한다.

시간영역 계산에서 모의시험 응답 토크는 전형적으로 기관 평균토크 및 프로펠러 평균토크를 포함한다. 그렇지 않은 경우 응답토크는 다음의 식으로 구하여야 한다.

Qpeak  Qemax + Qvtd

Qvtd : 시간영역 해석에서 구해진 최대 모의시험 토크 (나) 비틀림 응답 주파수영역 계산

주파수영역 계산을 위하여 날개 진동수 및 2차 날개 진동수 기진이 사용된다. 시간영역 반 사인파 충격 배열이 연속하다는 가정을 기본으로 사인파 형태의 날개 진동수 및 2차 날개 진동수 기진이 유도된다. 그리고 날개 진

28 빙해운항선박지침 2024

동수 및 2차 날개 진동수 푸리에 급수 요소가 유도된다. 프로펠러 빙토크는 아래와 같다.

QF ()  Qmax •(Cq0 + Cq1 • sin(Z • C0 •  +α1 ) + Cq2 • sin(2 • Z • C0 •  +α2 )) (kNm)

Cq0 : 평균토크 파라미터,

Cq1 : 1차 날개 진동수 기진 파라미터 Cq2 : 2차 날개 진동수 기진 파라미터 α1, α2 : 기진 요소의 위상각

 : 회전각

C0 : 빙블럭의 접촉 수

상기 주파수 영역 기진 계산에 대한 계수는 표 1.22에 따른다.

표 1.22 주파수영역 기진 계산에 대한 계수

기진토크	Z=3
	Cq0	Cq1	α1	Cq2	α2	C0
기진 상태 1	0.375	0.3(	-)0	0	0	1
기진 상태 2	0.7	0.33	-)0	0.05	-45	1
기진 상태 3	0.25	0.25	-)0	0	0	2
기진 상태 4	0.2	0.25	0	0.05	-)0	1

기진토크	Z=4
	Cq0	Cq1	α1	Cq2	α2	C0
기진 상태 1	0.45	0.3(	-)0	0.0(	-)0	1
기진 상태 2	0.)375	0	-)0	0.0(25	-)0	1
기진 상태 3	0.25	0.25	-)0	0	0	2
기진 상태 4	0.2	0.25	0	0.05	-)0	1

기진토크	Z=5
	Cq0	Cq1	α1	Cq2	α2	C0
기진 상태 1	0.45	0.3(	-)0	0.0(	-)0	1
기진 상태 2	1.1)	0.17	-)0	0.02	-)0	1
기진 상태 3	0.3	0.25	-)0	0.048	-)0	2
기진 상태 4	0.2	0.25	0	0.05	-)0	1

기진토크	Z=(
	Cq0	Cq1	α1	Cq2	α2	C0
기진 상태 1	0.45	0.3(	-)0	0.05	-)0	1
기진 상태 2	1.435	0.1	-)0	0	0	1
기진 상태 3	0.3	0.25	-)0	0.048	-)0	2
기진 상태 4	0.2	0.25	0	0.05	-)0	1

주파수영역 기진 상태에 대한 설계토크는 다음의 식으로부터 얻어진다.

빙해운항선박지침 2024 23

Q  Q

+ Q + (Q  • C

)I /I + Q + Q

peak

emax

vib

max

q0 e t

v/1

v/2

max

Q  : 고려하는 운전속도에서의 최대 프로펠러 빙토크

Cq0 : 표 1.22으로부터의 평균 정적 토크 계수

Qv/1 : 주파수영역 해석에서의 날개 수 차수 비틀림 응답

Qv/2 : 주파수영역 해석에서의 날개 수 2배 차수 비틀림 응답

원동기의 최대 토크 Qemax 를 알 수 없는 경우, 표 1.20에 주어진 값을 따른다. 모든 토크 값은 고려되는 부품 에 대한 축 회전수에 조정되어야 한다.

(다) 비틀림진동 계산에 대한 지침

시간영역 비틀림진동 모의시험의 목적은 선박의 수명기간 동안에 극한의 비틀림 하중을 평가하기 위함이다. 모 의시험 모델은 댐핑을 포함하는 정상적인 집중 질량 탄성 비틀림진동 모델로부터 주어진다. 시간영역 해석의 경우 모델은 프로펠러에서의 빙 기진, 원동기에 의한 기타 관련 기진 및 평균 토크, 프로펠러에서의 유체역학 평균 토크를 포함하여야 한다. 계산은 빙 기진 및 원동기 기진 사이의 다양한 위상을 다루어야 한다. 이는 직 접 구동 내연기관 추진축에 대하여 관련성이 크다. 시간영역 계산이 연속최대출력 상태, 연속최대출력 볼러드 상태 및 공진 응답을 얻기 위한 공진 회전수에 대하여 계산되어야 한다.

주파수영역 계산의 경우 하중은 반 사인파 형태의 연속 하중 배열의 푸리에 요소 해석으로서 평가하여야 한다. 1차 및 2차 날개 진동수 요소가 기진에 대하여 사용되어야 한다. 계산은 비틀림진동 공진에서 전체 회전수 범 위 및 모의시험 응답을 다루어야 한다.

7. 날개 파괴 하중

(1) 굽힘 하중 Fex

날개의 루트 주위의 소성 굽힘의 결과로서 날개 파괴로 인한 극한하중은 다음 식 또는 실제 날개의 비선형 소성재 료 거동을 반영하는 적절한 응력해석으로 계산되어야 한다. 극한하중은 가장 약한 방향의 0.8 R에서 날개 상에 작 용하는 것으로 가정한다. 날개 파괴 하중 및 스핀들 토크의 평가에 대한 대체 방법론은 핀란드-스웨덴 대빙⑨급 규칙의 적용에 대한 가이드라인의 10.1을 참고한다.

ve/1

날개는 프로펠러 지름 D의 10 %를 초과하는 오프셋으로 끝단이 휘어졌을 경우 파괴된 것으로 간주한다.

 (kN)

Fex 

300ㆍcㆍt2ㆍơ 0.8ㆍD — 2ㆍv

ơve/1  0.6 • ơ0.2 +0.4 • ơw (MPa)

c, t 및 v은 루트 필릿 바깥의 가장 약한 단면(보통 날개 방향 필릿부의 끝) 부위 날개의 실제 현 길이, 최대 두께, 루트 단면으로 된 원통부의 반지름을 각각 말하며 다음 그림 1.11과 같다.

30 빙해운항선박지침 2024

그림 1.11 날개파괴하중 계산을 위한 프로펠러 단면 치수

(2) 스핀들토크 Qsex

0.8 R에 작용하는 날개 파괴 하중으로 인한 최대 스핀들토크가 결정되어야 한다. 날개 파괴로 인한 하중은 전형적 으로 프로펠러 중심으로부터 전연 및 후연의 가장자리로 갈수록 감소한다. 날개 회전 중심으로부터 특정 거리에서 최대 스핀들토크가 일어난다. 최대 스핀들토크는 적절한 응력해석 또는 다음의 식으로부터 계산되어야 한다.

Qsex  max(CLC 0.8;0.8 • CTC 0.8 ) • Cspex • Fex (kNㆍm)

Cspex

 Csp

• C/ex

 0.7 •(1 —(4 • CAR )3)



Csp : 스핀들에 고려되어야 할 무차원 파라미터

C/ex : 최대 스핀들토크 위치에서의 날개 파괴 하중의 감소에 고려되어야 할 무차원 파라미터

Cspex가 0.3 미만일 경우 Cspex 는 0.3의 값을 가져야 한다.

CLC 0.8 : 0.8R에서의 현 길이 중 전연부

CTC 0.8 : 0.8R에서의 현 길이 중 후연부

다음 그림 1.12은 전체 현 길이에 걸친 날개 파괴 하중에 따른 스핀들토크를 나타낸다.

빙해운항선박지침 2024 31

그림 1.12 하중이 0.8 R 현 상의 다른 위치에 작용할 경우 날개 파괴 하중 및 관련 스핀들토크

606. 설계

1. 설계 원칙

추진계의 강도는 피라미드 강도 원칙에 따라 설계되어야 한다. 이것은 프로펠러 날개의 손실이 다른 프로펠러축계 부 품의 중대한 손상을 일으켜서는 아니 된다는 것을 의미한다.

2. 프로펠러 날개

(1) 날개 응력의 계산

날개 응력은 605.의 4항에 주어진 설계하중에 대하여 계산되어야 한다. 모든 프로펠러의 최종 승인을 위한 응력 분석을 위하여 유한요소해석법이 사용되어야 한다.

루트부(v/R  0.5)에서 모든 프로펠러의 날개 응력을 추정하는데 다음 간소화된 식이 사용될 수 있다. 비록 유한 요소해석이 루트부에서 더 큰 응력을 나타내더라도 다음 공식에 기초한 루트부 치수를 인정할 수 있다.

ΨBL

ơst  C1 • 2

100 • ct

(MPa)

상수 는

실제응력

C1 빔 방정식으로 구해진응력

으로 구한다.

만약, 실제 값을 이용할 수 없을 경우, C1 은 1.( 으로 한다.

반지름 비 v/R  0.5일 경우, ΨBL  (0.75 — v/R) • R • F F : Fb와 F/의 절대 값의 최대치 중 큰 것.

(2) 허용 기준

계산된 날개 응력에 대하여 다음 기준이 충족되어야 한다.

ơve/2

ơst

≥ 1.3

ơst : 설계하중에 대하여 계산된 응력. 만약, 응력을 추정하는데 유한요소해석법이 사용될 경우, 폰미세 스(von-Mises)응력이 사용되어야 한다.

ơve/2 : 기준강도로서, ơve/2  0.7 • ơw 또는 ơve/2  0.6 • ơ0.2 +0.4 • ơw 중 작은 값.

(3) 프로펠러 날개의 피로설계

프로펠러 날개의 피로설계는 선박사용수명 중 추정된 하중 분포 및 날개 재료에 대한 S-N 선도를 기초로 한다. 예상된 하중 분포와 동일한 피로 손상을 일으키는 등가응력이 계산되어야 하고 이절의 피로에 대한 허용기준이 충

족되어야 한다. 등가응력은 108 사이클을 표준으로 한다.

S-N 선도에서 두 개의 기울기를 갖는 재료의 경우(그림 1.13 참조) 다음 기준이 충족된다면 이 호에 따르는 피로 계산은 하지 않아도 된다.

32 빙해운항선박지침 2024

ơ ≥ B

B2 • log(N

)B3

exp

1 • ơve/2

ice

프로펠러에 대한 계수 B1, B2 및 B3는 다음 표에 주어진 것과 같다.

표 1.23 계수 B1, B2 및 B3

	개방식 프로펠러	덕트식 프로펠러
B1	0.00328	0.00223
B2	1.007(	1.0071
B3	2.101	2.471

등가응력의 계산을 위하여 2가지 형식의 S-N 선도를 이용할 수 있다.

- 두개의 기울기를 갖는 S-N 선도 (기울기 4.5 및 10), 그림 1.13 참조.

- 단일 기울기 S-N 선도(그 기울기가 선택될 수 있다), 그림 1.14 참조.

S-N 선도의 형식은 날개의 재료특성에 상응하도록 선택하여야 한다. S-N 선도가 주어지지 않을 경우, 두개의 기 울기를 갖는 S-N 선도를 사용하여야 한다.

그림 1.13 두개의 기울기를 갖는 S-N 선도 그림 1.14 단일 기울기 S-N 선도

(가) 등가피로응력

하중 분포와 동일한 피로 손상을 일으키는 108 응력 사이클에 대한 등가피로응력 :

ơ/at  p•(ơice)max

(ơice)max : 고려하는 위치에서 설계 전방향 및 후방향 날개 힘에 의한 주응력 진폭의 평균 값, 다 음 식에 따른다.

(ơice)max  0.5 • (ơice)/ max —(ơice)b max (ơice)/ max : 전방향 하중으로 인한 주응력

(ơice)b max : 후방향 하중으로 인한 주응력

(ơice)max의 계산에 있어서, (ơice)/max 및 (ơice)bmax에 대하여 부록 2의 표 2.1, 2.2의 상태 1과 상태 3(또는 상태 2와 상태 4)이 쌍으로 고려된다. 상태 5는 피로 해석에서 제외된다.

(나) 두개의 기울기를 갖는 S-N 선도에서 변수 p의 계산

변수 p는 다음 식에 따른 빙하중의 분포에 의한 최대 빙하중과 연관된다.

p  C •(ơ

)C2

C3 log(N

)C4

1 ice max • ơ/l •

ice

빙해운항선박지침 2024 33

ơ/l  5s1 • 5ϵ2 • 5v • 5m • ơexp

5s1 : 분산에 의한 경감계수(단일 표준편차에 동등한)

5s2 : 시험편의 크기 효과에 대한 경감계수

5v : 변동 진폭 하중에 대한 경감계수

5m : 평균 응력에 대한 경감계수

ơexp : 해수에서 108 사이클에서 파괴되는 날개 재료의 평균 피로 강도 실제 값을 이용할 수 없을 경우, 다음 값들을 경감계수로 사용하여야 한다. 5s  5s1 • 5s2 = 0.(7, 5v = 0.75, 및 5m = 0.75.

계수 C1, C2, C3, 및 C4 는 표 1.24와 같다.

표 1.24 계수 C1, C2 , C3 , 및 C4

	개방식 프로펠러	덕트식 프로펠러
C1	0.000747	0.000534
C2	0.0(45	0.0533
C3	- 0.05(5	- 0.045)
C4	2.22	2.584

(다) 단일 기울기 S-N 선도에서 변수 p의 계산

단일 S-N 선도를 갖는 재료의 경우(그림 1.14 참조), 계수 p는 다음 식에 따라 계산되어야 한다.

p  (G •

Nice )

1/m

(ln(N

))— 1/k

 ice

k : Weibull-type 분포의 형상 계수. 덕트식 프로펠러의 경우 k = 1.0, 개방식 프로펠러의 경우 k

= 0.75.

NR : 기준 하중 사이클 수(108).

변수 G 값은 표 1.25에 주어진 것과 같다. 표 1.25에 주어진 것 이외의 m/k 비율에 대한 G 값을 계산하기 위하여 선형보간법을 사용할 수 있다.

표 1.25 여러 가지 m/k 비율에 대한 변수 G 값

m/k	G	m/k	G	m/k	G	m/k	G
3	(	5.5	287.)	8	40320	10.5	11.8))E(
3.5	11.(	(	720	8.5	11)2)2	11	3).)17E(
4	24	(.5	1871	)	3(2880	11.5	13(.843E(
4.5	52.3	7	5040	).5	1.133E(	12	47).002E(
5	120	7.5	14034	10	3.(23E(

(4) 피로의 허용 기준

날개의 모든 위치에서 등가피로응력은 다음 허용 기준에 충족되어야 한다.

ơ/l ≥ 1.5

ơ/at

34 빙해운항선박지침 2024

ơ/l  5s1 • 5ϵ2 • 5v • 5m • ơexp

5s1 : 분산에 의한 경감계수(단일 표준편차에 동등한)

5s2 : 시험편의 크기 효과에 대한 경감계수

5v : 변동 진폭 하중에 대한 경감계수

5m : 평균 응력에 대한 경감계수

ơexp : 해수에서 108 사이클에서 파괴되는 날개 재료의 평균 피로 강도. 실제 값을 이용할 수 없을 경우, 다음 값들을 경감계수로 사용하여야 한다. 5s  5s1 • 5s2 = 0.(7, 5v = 0.75, 및 5m = 0.75.

3. 프로펠러 몸체 및 피치 제어기구

날개 볼트, 피치 제어기구, 프로펠러 보스 및 프로펠러의 축 부착은 605.에 규정된 최대 및 피로 설계 하중에 견딜 수 있도록 설계하여야 한다. 항복에 대한 안전 계수는 1.3보다 커야하고 피로에 대한 안전계수는 1.5보다 커야 한다. 605.의 7항에 규정된 소성 굽힘을 통한 프로펠러 날개의 손실로 인한 하중에 대한 항복 안전계수는 1.0보다 커야 한다.

4. 추진 축계

축과 스러스트, 선미관 베어링, 커플링, 플랜지 및 밀봉장치 등과 같은 축 부품은 605.에 주어진 프로펠러와 빙의 상 호작용에 견딜 수 있도록 설계되어야 한다. 극한 운항 하중에서 항복에 대한 안전계수는 1.3, 피로 하중에 대한 안전 계수는 1.5, 날개파괴하중에서 항복에 대한 안전계수는 1.0 이상이어야 한다.

(1) 축 및 축 부품

605.의 7항에 규정된 전체 프로펠러 파괴로 인한 극한하중은 축과 축 부품에 있어서 항복을 일으키지 않아야 한 다. 그 하중은 축방향, 굽힘 및 비틀림 하중의 결합으로 구성되어야 한다. 굽힘 및 비틀림응력에 대한 최소 항복 안전계수는 1.0 이상이어야 한다.

5. 선회식 주 추진기

(1) 설계 원칙

프로펠러 날개의 치수를 고려하는 상기 요건에 추가하여, 선회식 스러스터는 스러스터 몸체와 빙의 상호작용 하중 에 대하여 설계되어야 한다. 하중 식은 빙 조건 및 선박 운항 파라미터의 추정을 기본으로 스러스터 몸체에서의 수명기간 동안 한번의 극한 하중을 평가하기 위하여 주어진다. 두 가지 주요한 빙하중 시나리오가 극한 빙하중을 정의하기 위하여 선택된다. 하중의 예는 그림 1.15에 설명된다. 더하여 프로펠러 기진에 대하여 날개 수 차수 스 러스터 몸체 진동 응답을 평가한다.

- 스러스터 몸체 또는 프로펠러 허브에 대한 빙블럭 충격

- 두꺼운 결합층을 가지는 빙맥으로 스러스터가 파고듦

- 날개 수 차수 진동수에서의 스러스터의 진동 응답

조타기구, 장치의 부착품 및 스러스터 몸체는 날개의 소성 굽힘을 손상 없이 견딜 수 있도록 설계되어야 한다. 날 개의 손실이 연구되는 부품에 최대 하중을 일으키는 프로펠러 날개 방향에 대하여 고려되어야 한다. 일반적으로, 날개의 손실이 상-하 날개 방향에서 발생할 때 스러스터 몸체에 최대 굽힘하중을 준다.

빙해운항선박지침 2024 35

스러스터 몸체에서의 충격 스러스터 허브에서의 충격

빙맥으로 스러스터가 파고듦

그림 1.15 하중 시나리오의 예

(2) 극한 빙 충격 하중

선박이 빙 조건에서 운항될 경우, 수로 양 벽면에서 또는 결합층을 가지는 빙맥으로부터 형성된 빙블럭은 스러스터 몸체 및 프로펠러 허브에 충격을 일으킨다. 빙충격에로의 노출은 선박의 크기 및 선박의 선체 설계 뿐만 아니라 스러스터의 위치에 많이 의존한다. 접촉력은 스러스터와 빙의 접촉에서 빙블럭이 선박 속도에 도달할 때까지 커진 다. 스러스터는 선박이 통상적인 운전 속도로 항해를 할 때 603.에 주어진 최대 빙블럭이 스러스터 몸체를 때릴 경우 얻어진 하중에 견딜 수 있어야 한다. 충격 하중의 하중 상태는 표 1.26에 주어진다. 접촉 형상은 반구체의 모양으로 일어난다고 가정한다. 실제 접촉 형상이 반구체의 모양과 다를 경우 빙으로 파고듦으로 인한 접촉부의 성장이 실제 기하학적 형상에 가능한 한 가깝게 일치할 수 있도록 구의 반지름이 추정되어야 한다.

36 빙해운항선박지침 2024

표 1.26 선회식 스러스터의 빙충격 하중에 대한 하중 상태

하중 상태

힘

하중을 받는 범위

하중 상태 T1a

스러스터에서의 종방향 대칭 빙충격

Fti

충격부에 대칭적으로 균일한 분포하중 또는 압력이 작용

하중 상태 T1b

스러스터에서의 종방향 비대칭 빙충격

Fti의 50 %

충격부의 나머지 절반에 균일 한 분포하중 또는 압력이 작용

하중 상태 T1c 노즐에서의 종방향 비대칭 빙충격

Fti

충격부에 균일한 분포하중 또는 압력이 작용.

노즐두께(H)*접촉길이(Hice)의 접촉면적를 가진다.

하중 상태 T2a 프로펠러 허브에서의 종방향 대칭 빙충격

Fti

충격부에 대칭적으로 균일한 분포하중 또는 압력이 작용

하중 상태 T2b 프로펠러 허브에서의 종방향 비대칭 빙충격

Fti의 50 %

충격부의 나머지 절반에 균일 한 분포하중 또는 압력이 작용

하중 상태 T3a 스러스터 몸체에서의 측면 대칭 빙충격

Fti

충격부에 대칭적으로 균일한 분포하중 또는 압력이 작용

빙해운항선박지침 2024 37

표 1.26 선회식 스러스터의 빙충격 하중에 대한 하중 상태 (계속)

하중 상태

힘

하중을 받는 범위

하중 상태 T3b

스러스터 몸체 또는 노즐에서의 측면 비대 칭 빙충격

Fti

충격부에 균일한 분포하중 또는 압력이 작용. 노즐 접촉 반지름

R은 노즐 길이 Lx으로부터 나온다.

빙충격 접촉 하중은 다음의 식으로부터 계산된다. 관련된 파라미터 값은 표 1.27에 따른다. 빙에서의 설계 운항 속 도는 표 1.28 및 표 1.2)으로부터 유도되거나 또는 빙에서의 실제 설계 운항 속도를 사용할 수 있다. 표 1.28 및 표 1.2)에 나오는 종방향 충격 속도는 스러스터의 주 운항방향에서의 충격을 나타낸다. 당기는 프로펠러 배치의 경우 종방향 충격 속도는 허브에 충격되는 하중조건 T2가 사용되며, 미는 프로펠러 장치의 경우 스러스터 엔드 켑 에 충격하는 하중조건 T1이 사용된다. 반대 방향의 경우 횡방향 충격에 대한 충격 속도가 적용된다.

Fti

 CDΨI

34.5 R 0.5(m

v2 )0.333 (kN)

ice s

Rc : 충격부의 구 반지름, 그림 1.1( 참조 (m)

mice : 빙블럭 질량 (kg)

vs : 접촉 시 선박의 속도 (m/s)

CDΨI : 충격 하중에 대한 동적 확대계수. CDΨI 가 주어지지 않은 경우, 표 1.27에 따른다. 노즐에서와 같은 비반구형 구역에서의 충격의 경우 등가 충격 구 반지름은 다음식을 사용하여 추정한다.



A Rceq  s

(m)

2 • Rceq 이 빙블럭 두께보다 큰 경우 반지름은 빙블럭 두께의 반으로 설정한다. 스러스터 측면에서의 충격의 경우 포드 몸체 지름을 반지름을 결정하는 기초로 사용할 수 있다. 스러스트 허브에서의 충격의 경우 허브 지름이 반지 름의 기초로 사용될 수 있다.

그림 1.16 Rc에 사용된 치수

38 빙해운항선박지침 2024

표 1.27 빙 치수 및 동적 확대계수에 대한 파라미터 값

	IA Super	IA	IB	IC
스러스터를 충격하는 설계 빙블럭 두께 (Hice의 2/3 배)	1.17 m	1.0 m	0.8 m	0.(7 m
극한 빙블럭 질량 (mice)	8(70 kg	54(0 kg	2800 kg	1(00 kg
CDΨI (주어지지 않은 경우)	1.3	1.2	1.1	1

표 1.28 선미 중심에 위치한 스러스터에 대한 충격 속도

	IA Super	IA	IB	IC
주 운항 방향에서의 종방향 충격	( m/s	5 m/s	5 m/s	5 m/s
역방향에서의 종방향 충격(미는 프로펠러의 허브 또 는 당기는 프로펠러의 엔드 캡 충격)	4 m/s	3 m/s	3 m/s	3 m/s
선수진행 운항 시 횡방향 충격	3 m/s	2 m/s	2 m/s	2 m/s
선미진행 운항 시 횡방향 충격 (양방향 진행 선박)	4 m/s	3 m/s	3 m/s	3 m/s

표 1.23 선미 선측, 선수 중심 및 선수 선측에 위치한 스러스터에 대한 충격 속도

	IA Super	IA	IB	IC
주 운항 방향에서의 종방향 충격	( m/s	5 m/s	5 m/s	5 m/s
역방향에서의 종방향 충격(미는 프로펠러의 허브 또는 당기는 프로펠러의 엔드 캡 충격)	4 m/s	3 m/s	3 m/s	3 m/s
횡방향 충격	4 m/s	3 m/s	3 m/s	3 m/s

(3) 빙맥을 통과할 경우 스러스터 몸체에서의 극한 빙 하중

빙 조건의 경우 선박은 일반적으로 빙 수로에서 운항을 한다. 다른 선박이 지나갈 경우, 선박은 빙 수로 벽을 파고 들면서 스러스터에 의하여 발생하는 하중을 경험하게 된다. 빙 표면에는 보통 결합층이 존재하며 그 아래에는 빙 블록이 비결합 상태로 있다. 더하여 후진할 경우에도 스러스터가 빙맥으로 파고들 것이다. 이러한 상황은 까다로운 빙 조건에서 독립적으로 운항하기 때문에 특히 IA Super인 선박에 주로 나타난다. 다만 낮은 대빙등급을 가지는 선박의 스러스터 또한 현저하게 낮은 선박 속도로 이 상황을 견디어야 한다. 이러한 하중 시나리오의 경우 선박은 초기 속도를 가지는 스러스터 우선 모드에서 빙맥으로 파고든다. 이러한 상황은 선수에 스러스터를 가지는 선박이 전진하는 경우 또는 선미에 스러스터를 가지는 선박이 후진할 경우 발생한다. 이러한 상황에서의 최대 하중이 극 한 하중으로 간주된다. 상황은 보통 몇 초간 지속되며 동적 확대는 무시할만하여서 고려되지 않는다. 하중 규모는 표 1.30 주어진 하중 상태에 대하여 아래 식을 사용하여 평가되어야 한다. 계산을 위한 파라미터 값은 표 1.31 및 표 1.32에 주어진다. 스러스트 표면에 균일한 압력으로 하중이 적용된다. 빙에서의 설계 운항 속도 표 1.31 또는 표 1.32에서 유도될 수 있다. 대안으로 해당 선박의 빙에서의 실제 설계 운항 속도가 사용될 수 있다.

F  0.032 • v0.66 • H0.9• A 0.74 (kN)

vs : 선박의 속도 (m/s)

Hv : 설계 빙맥 두께(결합층의 두께는 총 빙맥 두께의 18 %로 한다.) (m)

A : 스러스터의 투영면적(m2)

빙해운항선박지침 2024 33

스러스터와 빙맥의 상호작용에 대한 접촉 면적을 계산할 경우 수직 방향에서의 하중 범위는 그림 1.17에 나오는 빙맥의 두께에 한정된다.

표 1.30 빙맥 빙 하중에 대한 하중 상태

하중 상태

힘

하중을 받는 범위

하중 상태 T4a

종방향 대칭 빙맥 관통 하중

Ftv

충격부에 대칭적으로 균일한 분포 하중 또는 압력이 작용

하중 상태 T4b

종방향 비대칭 빙맥 관통 하중

Ftv 의 50 %

충격부의 나머지 절반에 균일한 분포하중 또는 압력이 작용

40 빙해운항선박지침 2024

표 1.30 빙맥 빙 하중에 대한 하중 상태 (계속)

하중 상태

힘

하중을 받는 범위

하중 상태 T5a

덕트식 선회 장치 및 미는 개방형 프로펠러 장치에 대한 측면 대칭 빙맥 관통 하중

Ftv

충격부에 대칭적으로 균일한 분포

하중 또는 압력이 작용

하중 상태 T5b 모든 선회 장치에 대한 측면 비대칭

빙맥 관통 하중

Ftv 의 50 %

충격부의 나머지 절반에 균일한 분포하중 또는 압력이 작용

그림 1.17 최대 빙맥 두께에 의한 접촉 면적의 감소를 보여주는 그림

빙해운항선박지침 2024 41

표 1.31 스러스터가 빙맥으로 파고들 경우 최대 하중을 계산하는 파라미터 (선수진행 운항 시 선미 스러스터)

	IA Super	IA	IB	IC
설계 빙맥 결합층 두께	1.5 m	1.5 m	1.2 m	1.0 m
설계 빙맥 총 두께	8 m	8 m	(.5 m	5 m
초기 빙맥 관통 속도(종방향 하중)	4 m/s	2 m/s	2 m/s	2 m/s
초기 빙맥 관통 속도(횡방향 하중)	2 m/s	1 m/s	1 m/s	1 m/s

표 1.32 스러스터가 빙맥으로 파고들 경우 최대 하중을 계산하는 파라미터 (양방향 진행 선박에서와 같은 스러스터 우선 모드)

	IA Super	IA	IB	IC
설계 빙맥 결합층 두께	1.5 m	1.5 m	1.2 m	1.0 m
설계 빙맥 총 두께	8 m	8 m	(.5 m	5 m
초기 빙맥 관통 속도(종방향 하중)	( m/s	4 m/s	4 m/s	4 m/s
초기 빙맥 관통 속도(횡방향 하중)	3 m/s	2 m/s	2 m/s	2 m/s

(4) 정적 하중에 대한 판정기준

스러스터에서의 응력은 5항에서 정의된 수명기간 동안 한 번의 극한 하중으로 계산되어야 한다. 스러스터 몸체의 공칭 폰미세스 응력은 재료의 항복강도에 대하여 1.3의 안전여유를 가져야 한다. 응력집중부에서의 응력은 항복에 1.0의 안전여유를 가져야 한다. 선회베어링, 볼트부 및 기타 부품은 (2)호, (3)호에 주어진 하중에 1.3의 안전계수 를 곱한 하중을 받는 경우에도 수리를 요하는 손상의 발생 없이 작동을 유지할 수 있어야 한다.

(5) 스러스터 몸체 전체 진동

1차 날개 진동수 기진이 프로펠러 회전수가 추진축계의 고출력 범위일 때 발생하는 스러스터 전체 진동 모드와 동 일한 진동수 범위일 경우, 스러스터 몸체 전체 진동의 평가가 중요하다. 평가는 최대 출력의 50 % 이상의 높은 프 로펠러 운전 속도에서 전체 1차 날개 진동수 공진이 없거나 또는 구조가 최대 출력 50 % 이상의 공진 동안 진동 하중을 견딜 수 있도록 설계되거나 둘 중 하나임을 보여야 한다. 종방향 및 횡방향 스러스터 전체 고유진동수의 평가에서 댐핑 및 해수로 인하여 추가된 질량이 고려되어야 한다. 이에 더하여 선박 부착물의 강성 효과는 모델링 이 필요하다. 진동 하중을 평가하기 위한 방법론은 핀란드-스웨덴 대빙⑨급 규칙의 적용에 대한 가이드라인의 10.4를 참고한다.

607. 대체설계

1. 범위

605. 및 606.에 대한 대체로서, 우리 선급이 만족하도록 포괄적인 설계 연구를 수행할 수 있다. 그 연구는 603.의 여 러 가지 빙 등급에 대하여 주어진 빙 조건을 기초로 하여야 한다.

또한, 피로 및 최대하중 설계 계산을 모두 포함하여야 하고 606.의 1항에 주어진 것과 같이 피라미드 강도원칙을 충 족하여야 한다.

2. 하중

프로펠러 날개 및 추진장치 상의 하중은 동유체하중 및 빙하중의 허용할 수 있는 추정치를 기초로 하여야 한다.

3. 설계 레벨

(1) 분석에서 프로펠러 날개를 제외하고, 불규칙적인 힘을 전달하는 모든 부품에 작용하는 응력은 합리적인 안전 여유 를 가지고, 부품 재료의 항복응력을 초과하지 않아야 한다.

(2) 누적 피로 손상 계산에서 합리적인 안전율을 나타내어야 한다. 재료의 특성, 응력 상승 인자, 피로 증대를 고려하여야 한다.

(3) 진동 분석을 수행하여야 하고 분석결과에서 전체동력전달장치에 프로펠러와 빙의 상호작용에 의한 유해한 비틀림 공진이 없어야 한다.

42 빙해운항선박지침 2024

608. 대빙⑨급이 ID인 추진축계의 설계 (2020)

1. 적용

이 규정은 대빙구조의 등급이 ID인 선박의 추진축계 설계에 적용한다. 다만 이 절의 IC 등급 추진축계 설계의 일부 또는 전부를 적용할 수도 있다.

2. 프로펠러축 및 선미관축

프로펠러 축 및 선미관축의 지름은 선급 및 강선규칙 5편 3장 204.에 따라 계산된 축지름에서 5%를 증가 시킨 값 이상이어야 한다.

3. 프로펠러 날개의 두께

(1) 프로펠러 날개의 두께는 선급 및 강선규칙 5편 3장 303.에 따라 계산된 날개의 두께에서 8%를 증가 시킨 값 이상 이어야 한다.

(2) 반지름 위치 0.)5R에서의 프로펠러 날개의 두께 t0.95는 다음 식에 의한 것 이상이어야 한다.

t0.95

430

3 

 0.14(t+ 57)

t0.95 : 0.)5R에서의 프로펠러 날개의 두께 (mm)

t : 선급 및 강선규칙 5편 3장 303.에 따른 프로펠러 날개 루트부의 두께(일체형: 0.25R, 가변피치형: 0.35R) (mm)

T : 프로펠러 재료의 규격최소인장강도 (N/mm2)

4. 프로펠러의 부착

프로펠러를 키없는 프로펠러축에 압입하여 부착시키는 경우 선급 및 강선규칙 적용지침 5편 3장 305.의 2항 (다)에 따른 압입량 및 압입하중 계산식에서 FV를 대신해서 다음식의 FV ′를 사용하여 계산한다.

FV′  FV

+ 0.15 2cQ



701. 시동장치 ‌‌

제 7 절 기타 기관장치 요건

1. 공기탱크의 용량은 추진기관이 역전식인 경우에는 12회 이상, 비역전식인 경우에는 (회 이상 중도에 충기하지 않고 주기관을 연속 시동할 수 있는 충분한 것이어야 한다.

2. 공기탱크가 추진기관의 시동 이외의 다른 용도로도 사용되는 경우, 1항에서 요구되는 용량에 추가하여 다른 용도로 사용되는데 필요한 충분한 용량을 가져야 한다.

3. 공기압축기의 합계용량은 대기압 상태에서 적어도 1시간 이내에 선급 및 강선규칙 5편 6장 1101.에서 규정하는 용 량의 압축공기를 주공기탱크에 충기시킬 수 있어야 한다. 다만, 대빙등급이 IA Super이며 추진기관이 역전식인 경우 에는 30분 이내에 충기할 수 있어야 한다.

702. 해수흡입 및 냉각수장치

1. 냉각장치는 선박이 빙해 항해 중에도 냉각수를 충분히 공급할 수 있도록 설계하여야 한다.

2. 1항을 만족시키기 위하여 적어도 한 개의 시체스트는 다음과 같이 설치하여야 한다. 그러나 대빙등급이 ID인 선박은 (2), (3) 및 (5)호의 규정을 따르지 않아도 된다.

(1) 시체스트는 가능한 한 선미쪽 선체중심선 근처에 위치하여야 한다.

(2) 시체스트의 용적은 선박의 운항에 필요한 보기를 포함하여 기관출력 750 kW당 1 m3 이상을 표준으로 한다.

(3) 시체스트는 얼음이 해수흡입관보다 상부에 모일 수 있도록 충분한 높이를 가져야 하고 시체스트의 높이는 다음 식에 의한 것 이상이어야 한다.

H  1.5 3 V

빙해운항선박지침 2024 43

V : (2)호에 따른 시체스트의 용적, 또한 흡입관의 위치는 시체스트 최상부로부터

H/3 보다 낮은 곳에 위치하여야 한다.

(4) 시체스트에는 배출되는 냉각수 전량을 순환시킬 수 있도록 냉각수 선외배출관을 연결하여야 한다. 여기서, “냉각 수 전량”이라 함은 다음의 용도에 사용되는 냉각수를 말한다.

(1) 주추진장치(주기관, 동력전달장치 및 축계)

(2) 발전기를 구동하는 원동기

(3) 주보일러 및 주요 보조보일러 관련장치

(5) 시체스트에는 흡입관의 4배 이상의 유통단면적을 갖는 스트레이너판을 부착하여야 한다.

3. 2항 (2)호 및 (3)호의 규정을 만족하기 곤란한 경우에는, 냉각수의 흡입과 배출을 번갈아 할 수 있도록 2개의 작은 시체스트를 배치할 수 있다. 이 경우, 2항의 (1), (4) 및 (5)호의 규정에는 적합하여야 한다. 시체스트의 용적 및 높 이가 2항 (2)호 및 (3)호에 적합하지 않는 경우에는 냉각수의 흡입관 및 배출관을 각각의 시체스트에 연결하여야 한 다.

4. 열선(heating coils)은 시체스트 상부에 설치할 수 있다.

5. 냉각목적으로 평형수를 사용하기 위한 장치는 평형수를 적재한 상태에서 예비로 사용할 수는 있으나 상기에 명기된 시체스트의 대용으로는 인정되지 않는다.

44 빙해운항선박지침 2024

제 2 장 극지운항선박 ‌

101. 적용 ‌‌

제 1 절 극지⑨급의 종류 및 적용

1. 이 장은 빙이 많은 극지해역을 독립적으로 운항하고자 하는 강선에 대하여 적용한다.

2. 2절 및 3절을 만족하는 선박에 대하여 표 2.1에 해당하는 부기부호를 부기할 수 있다. 2절 및 3절의 규정은 개방해 역(open water)에 대한 요건에 추가하여 요구되는 규정이다. 만약 선체와 기관 관련 사항이 각기 다른 극지등급의 규정을 적용하여 건조하는 경우에는 선체 및 기관 관련 선급부호 모두 낮은 부기부호를 지정하여야 한다. 또한, 선체 또는 기관이 상위의 요건에 적합함을 선급증서 또는 그와 대등한 문서에 표시되어야 한다.

3. 극지등급 부호를 받고, 2절 및 3절의 해당 규정에 따르는 선박은 추가적으로 “Icebreaker” 부호를 받을 수 있다. “Icebreaker"는 빙으로 덮인 해역(ice-covered water)에서 적극적(aggressive)으로 운항할 수 있는 동력과 구조 및 치수를 가지며, 에스코트 또는 빙 관리(ice management) 기능을 포함한 운용상의 특⑨을 가지는 모든 선박을 말한 다. (2017)

4. 극지등급 부호를 받은 선박은, 각 극지등급에 상응하는 표 2.1에 정의된 대표적 빙 조건에서 연속속도(continuous speed)로 독립적으로 운항 가능한 선형과 추진력을 가져야 한다. 빙 조건에서 독립적으로 운항할 수 있도록 설계되지 않은 선박(선박 또는 선박형 구조물)의 경우, 운항 목적이나 제한사항이 선급증서 또는 그와 대등한 문서에 정확히 명 시되어야 한다. (2017)

5. PC1에서 PC5까지의 극지등급 부호를 가진 선박의 경우, 일반적으로 수직측면(vertical side)을 가지는 선수 및 구상 선수를 가지지 않아야 한다. 선수각(bow angle)은 일반적으로 203. 1 (5)에 명시된 범위 이내에 있어야 한다. (2017)

6. PC( 및 PC7의 극지등급 부호를 가진 선박은 수직측면을 가지는 선수 또는 구상선수를 가지는 설계를 할 수 있으며, 이 경우 설계조건에 운항제한(의도적 래밍(intentional ramming)의 제한)이 있음을 선급증서 또는 그와 대등한 문서 에 명시하여야 한다. (2017)

102. 극지⑨급

1. 표 2.1에서는 극지등급에 관한 부기부호에 대한 사항을 보여준다. 신청자(선주 또는 건조자)는 적합한 극지등급을 선 택할 책임이 있다. 표 2.1에서 나타난 사항은 선주, 설계자 또는 주관청이 선박의 계획된 운항에 적합한 극지등급을 선택함에 있어 지표로 사용할 수 있도록 설명한 것이다.

2. 극지등급 부호는 운항능력과 강도 측면에서 각 등급 간의 차이점을 나타내기 위하여 이 규정 전반에 걸쳐 사용된다.

표 2.1 극지⑨급

극지등급	빙 종류(WMO의 해빙 명명법 기준에 따름) 및 선박 운항 형태
PC1	모든 극지해역에서의 연중 운항
PC2	중간정도의 다년생 빙 조건에서의 연중 운항
PC3	다년생 빙의 개재(inclusions)가 포함될 수도 있는 2년생 빙 조건에서의 연중 운항
PC4	오래된 빙의 개재가 포함될 수도 있는 두꺼운 1년생 빙 조건에서의 연중 운항
PC5	오래된 빙의 개재가 포함될 수도 있는 중간정도 두께의 1년생 빙 조건에서의 연중 운항
PC(	오래된 빙의 개재가 포함될 수도 있는 중간정도 두께의 1년생 빙 조건에서의 하기/추기 (summer/autumn) 운항
PC7	오래된 빙의 개재가 포함될 수도 있는 얇은 두께의 1년생 빙 조건에서의 하기/추기 (summer/autumn) 운항

빙해운항선박지침 2024 45

103. 상․하 빙흘수선

1. 선박설계의 기준으로 사용된 상․하 빙흘수선은 선급증서에 표시되어야 한다. 상 빙흘수선(UIWL)은 각각 선박의 전부, 중앙부 및 후부에서 최대흘수선으로서 정의된다. 하 빙흘수선(LIWL)은 각각 선박의 전부, 중앙부 및 후부에서 최소흘 수선으로서 규정된다.

2. 하 빙흘수선은 평형수 적재 상태일 때의 빙해역 운항능력을 고려하여 결정되어야 한다. 프로펠러는 하 빙흘수선에서 완전히 잠겨야 한다. (2017)

104. 구획 및 복원성

1. 이 장의 적용 대상 선박은 개방해역(open water)에 대한 복원성 및 수밀성 규정에 추가하여, 극지 항해의 특성에 적 합하도록 다음 사항들에 대하여 검토되어야 한다.

(1) 비 손상 상태에서의 복원성 (2017)

(가) 착빙이 일어날 수 있는 지역 또는 기간에 운항하는 선박은 복원력 계산 시 다음의 동결허용치(icing allowance)를 반영해야 한다.

(a) 노출갑판 및 통로에 대해 30㎏/㎡

(b) 수선면 상부 선박 양측의 투영측면적에 대해 7.5㎏/㎡

(c) 레일, 난간, 여러가지 붐(booms), (마스트를 제외한) 활대, 돛이 없는 선박의 삭구장치(rigging) 같은 불연속 표면의 투영측면적 및 기타 소형물체들의 투영측면적은 연속된 표면의 총 투영면적을 5% 증가 또는 이 면적 에 대한 정적모멘트를 10% 증가하여 산출해야 한다.

(나) 착빙이 일어날 수 있는 지역과 기간 중에 운항하는 선박은 다음과 같이 건조되어야 한다.

(a) 착빙 발생이 최소화 되도록 설계

(b) 주관청이 요구하는 빙 제거 수단, 예를 들어 전기 및 유압장비 그리고/또는 불워크, 난간, 구조물의 빙을 제거 하기 위한 도끼나 곤봉과 같은 특별한 도구를 구비

(2) 손상상태에서의 복원성 (2017)

(가) 선박은 빙 충격으로 인한 선체손상에 의해 발생한 침수에 견딜 수 있어야 한다. 빙 손상에 따른 잔존복원성은 SOLAS II-1/7에서 도달구획지수를 계산하기 위해 사용된 모든 적하상태에서 SOLAS II-1/7-2.2 및 II-1/7-2.3에 정의된  i값이 1이어야 한다. 그러나 SOLAS II—1/4.1에서 규정하는 것과 같이, 기구에 의해 개발된 기타 협약의 구획 및 손상복원성 규칙을 따르는 화물선의 경우에는 각각의 적재조건이 해당 협약의 잔 존복원성 기준을 만족해야 한다.

(나) 빙에 의한 손상가정 범위는 다음과 같아야 한다.

(a) 종 방향 범위는 상 빙흘수선 상 최대 선폭이 발생하는 구간의 전방에서는 상 빙흘수선 길이의 4.5 %, 그 외의 위치에서는 상 빙흘수선 길이의 1.5%이며, 이러한 손상 가정범위는 선박의 길이방향 어느 위치에서도 발생 가능한 것으로 간주하여야 한다.

(b) 횡방향 관통 범위(penetration extent)는 전체 손상 범위에 걸쳐 보통 선측외판으로부터 수직으로 7(0 mm 까지로 한다.

(c) 수직 범위는 상부 빙흘수의 20 % 또는 종방향 범위 중 작은 값으로 하며, 이러한 손상 가정범위는 용골(keel) 과 상부 빙흘수의 120 % 사이의 수직방향 어느 위치에서도 발생 가능한 것으로 간주하여야 한다.

(3) 구획 및 수밀성 (2017)

(가) 이 장의 적용 대상 선박에는 수밀 및 풍우밀성을 유지하기 위하여 다음이 적용된다.

(a) 착빙이 발생하기 쉬운 지역 혹은 그러한 기간에 운항하는 선박에는 해치 및 문 주위에 착빙 및 착설을 제거 하거나 방지하기 위한 수단이 제공되어야 한다.

(b) 추가적으로, 저온에서 운항하고자 하는 선박은 다음이 적용된다.

(i) 해치 또는 문이 수압으로 작동하는 경우, 액체의 동결 및 과도한 점성화를 방지하기 위한 수단이 제공되어 야 한다.

(ii) 거주구역 내에 설치되지 아니하고 항해 중 접근이 요구되는 수밀 및 풍우밀 문, 해치, 폐쇄장치는 두꺼운 장갑과 방한복을 착용한 사람에 의해 작동될 수 있도록 설계되어야 한다.

(나) 연료유 용량 합산이 (00 m3 미만인 선박에 대해, 모든 연료유 탱크는 선체외판으로부터 0.7( m 이상 떨어져있 어야 한다. 이 규정은 최대 개별용량이 30 m3 초과하지 않는 소형 연료유 탱크에는 적용되지 않는다.

(다) 탱커선을 제외한 선박에 대해, 기름의 운송을 위해 건조되고 사용되는 모든 화물 탱크는 선체외판으로부터

0.7( m 이상 떨어져있어야 한다.

46 빙해운항선박지침 2024

(라) 5,000 톤 미만의 탱커선에 대해, 전체 화물탱크의 길이는 다음과 같이 보호되어야 한다.

(a) MARPOL 부속서 I의 13.6.1에 해당하는 요건을 만족하는 이중저 탱크 또는 구역

(b) MARPOL 부속서 I의 13.3.1에 따라 설치된 윙 탱크 또는 구역을 가지고 있어야 하며 1).(.2에서 언급한 거 리 요건을 만족하여야 한다.

(마) 유성잔류물(슬러지) 탱크와 유성빌지저장탱크는 선체외판으로부터 0.7( m 이상 떨어져있어야 한다. 이 규정은 최대 개별용량이 30 m3 초과하지 않는 소형 탱크에는 적용되지 않는다.

201. 적용 ‌‌

제 2 절 극지⑨급 선박의 구조강도

1. 이 규정은 1절에 따른 극지등급 선박에 적용한다.

2. 적용 (2021)

(1) 길이(LUI)라 함은 상부 빙 흘수선(UIWL) 상에서 선수재의 전단으로 부터 타주가 있는 선박은 타주의 후단까지, 타 주가 없는 선박에서는 타두재의 중심까지의 거리(m)를 말한다. LUI 은 상부 빙 흘수선(UIWL) 상에서 선수재의 전 단으로부터 수평으로 측정된 최대길이의 )( % 미만이어서는 아니 되며 )7 %를 넘을 필요는 없다. 특수한 선수 또 는 선미배치를 가진 선박에서, 길이(LUI)는 별도로 고려되어야 한다

(2) 배수량(DUI)이라 함은 상부 빙 흘수선(UIWL)에 상응하는 배수량(kt)를 말한다. 상부 빙 흘수선을(UIWL)을 결정할 때 여러 개의 흘수를 고려하는 경우 최대 배수량에 대한 흘수에 상응하는 배수량으로 한다.

202. 대빙구역

1. 모든 극지등급 선박의 대빙구역은 예상되는 하중 작용량에 따라 여러 구역으로 분류된다. 길이 방향으로 선수구역, 선수중간구역, 중앙구역 및 선미구역으로 나뉘고, 선수중간구역, 중앙구역 및 선미구역은 높이 방향으로 선저구역, 하 부구역 및 대빙대(ice belt) 구역으로 나누어진다. 그림 2.1은 각 구역에 대한 범위를 보여준다.

2. 상 빙흘수선(UIWL) 및 하 빙흘수선(LIWL)은 103.의 1항에 따른다.

3. 그림 2.1에도 불구하고, 선수구역과 선수중간구역 사이의 경계는 선수재 연장선(stem line)과 기선의 교점보다 전방 에 위치하여서는 아니 된다.

4. 그림 2.1에도 불구하고, 선수구역의 뒤쪽 경계는 상부 빙 흘수선(UIWL) 상에서 선수재의 전단으로 0.45L 보다 뒤쪽 에 위치할 필요는 없다. (2021)

5. 선저구역과 하부구역의 경계는 외판의 경사각이 수평선에 대하여 7°가 되는 곳으로 한다.

6. 빙해역에서 선미방향으로 운항할 수 있도록 의도된 선박이라면, 선박의 후부는 선수구역 및 선수중간구역의 규정에 따라 설계되어야 한다.

7. "Icebreaker"의 부기부호를 받은 선박의 경우는, 그림 2.1에도 불구하고, 선미구역의 전방 경계는 상 빙흘수선에서의 선박 평행부가 끝나는 단면에서부터 적어도 0.04LUI 전방에 있어야 한다. (2021)

203. 설계 빙 하중

1. 일반사항

(1) 선수에의 비스듬한 충격(glancing impact)은 빙 하중에 저항하는데 필요한 치수를 결정하기 위한 설계 시나리오이 다.

(2) 설계 빙하중은 높이가 b 이고 폭이v 인 직사각형의 하중 작용 부분에 균일 분포된 평균 압력(Pavg )으로 특성지어진 다.

(3) 모든 극지등급선박의 선수구역 및 극지등급 PC( 및 PC7의 선수중간 대빙대(ice belt) 내에서는, 빙하중 파라미터 (Pavg , b 및 v)는 실제 선수형상의 함수이다. 빙하중 인자를(Pavg , b 및 v) 결정하기 위하여, 선수구역의 소구역 (sub-region)에 대한 다음 빙하중 특성값을 계산하여야 한다.

- 형상계수(/ai) - 총 순간충격력(Fi)

- 선하중(Qi) - 압력(Pi)

(4) (3)호 이외의 대빙구역에서의 빙하중 인자(Pavg , bNoBov 및 vNoBov)는 선체형상과는 무관하게 결정되며, 고정된 하 중패치 종횡비(AR  3.6)를 기준으로 한다.

(5) 2 (1)(다)에 따라 계산되는 설계 빙 하중은, 선수에서의 버턱 각도(buttock angle), 5가 80°(양수) 미만이며 2 (1)

빙해운항선박지침 2024 47

(가)에서 정의된 최전방 소구역의 중심에서의 법선 플레어 각도(normal frame angle), ′가 10°보다 큰 경우의 선수형상에 적용된다. (2017)

(() 2 (1)(라)에 따라 계산되는 설계 빙 하중은, 수직측면(vertical side)의 선수가 있는 PC( 또는 PC7의 선박에 적용 된다. 여기에는 고려하는 소구역(2 (1)(가)에서 정의)에서의 법선 플레어 각도, ′가 0°에서 10° 사이인 선수가 포 함된다. (2017)

(7) 구상선수를 가진 PC( 또는 PC7의 선박의 경우, 선수에 작용하는 설계 빙 하중은 2 (1)(라)에 따라 결정된다. 추가 하여, 설계하중은 2 (1)(다)에서 주어지는 값(/a  0.6 및 AR  1.3을 가정)보다 작아서는 안된다. (2017)

(8) (5)~(7)에 정의된 것과 다른 형상의 선수를 가지는 선박에 대한 설계 하중은 우리 선급에 의해 특별히 고려되어야

한다. (2017)

()) 빙 하중이 직접 작용하지 않는 선체구조에도 선박과 빙의 상호작용으로 인한 적재화물 및 의장품의 관성력이 작용 할 수 있다. 이러한 관성력은 우리 선급이 정하는 가속도를 기초로 선체구조 설계에서 고려되어야 한다.

그림 2.1 대빙구역 선체 구역 범위

2. 비스듬한(glancing) 충격하중 특성

비스듬한 충격하중 특성을 정의하는 인자들은 표 2.2 및 표 2.2-1에서 보인 등급계수(class factors)에 반영되어 있 다.

(1) 선수구역

(가) 선수구역에서, 비스듬한 충격하중 시나리오와 관련한 힘(F), 선하중(Q ), 압력(P ) 및 하중패치의 종횡비(AR)는 상 빙흘수선에서 측정한 선체경사각도의 함수이다. 선체경사각도의 영향은 선수형상계수(/a)의 계산을 통하여 알 수 있다. 선체경사각도의 정의는 그림 2.2에서 보는 바와 같다.

(나) 선수구역의 수선길이는 일반적으로 똑같은 길이의 4개 소구역으로 나눠진다. 각 소구역의 중간 위치에 대해서 힘(F), 선하중(Q ), 압력(P ) 및 하중패치의 종횡비(AR)가 계산된다.(각 F, Q , P 의 최대치는 빙하중 인자 Pavg , b 와 v의 계산에 사용된다.)

48 빙해운항선박지침 2024

(다) 203. 1 (5)에 정의된 선수형상에 대하여, 선수구역에서의 하중 특성은 다음에 따라 결정된다. (2017)

(a) 형상계수(/ai )

/ai  min(/ai1 ;/ai2 ;/ai3 )

/ ′

/ai1 /ai2 /ai3 : 각각 다음 식에 따른다.

/ai1

 (0.097 — 0.68(x/LUI — 0.15)2 ) × α

Qi

/a  1.2 × CF / (sinQ′ × CF

× D 0.64)

(b) 힘(Fi)

i2 F

/ai3  0.60

i C UI

i i C UI

F  /a × CF × D 0.64 (MN)

′

ARi  7.46 × sinQ ≥ 1.3

(d) 선하중(Qi )

Q  F 0.61 × CF

/ AR 0.35 (MN/m)

(e) 압력(Pi)

P  F 0.22 × CF 2 × AR 0.3 (MPa)

i : 고려하는 소구역.

LUI : 201.의 2항에 의한 선박의 길이 (m).

x : 상부 빙 흘수선(UIWL) 상에서 선수재의 전단으로부터 고려하는 위치(station)까지의 거리 (m).

α : 수선 각도 (deg). (그림 2.2 참조)

Q′ : 법선 플레어 각도(deg). (그림 2.2 참조)

DUI : 배수량(kt)으로서 최소 5 kt 이상으로 한다.

CFC : 극지등급에 따른 압쇄파손(crushing failure) 계수. (표 2.2 참조)

CFF : 극지등급에 따른 굽힘파손(flexural failure) 계수. (표 2.2 참조)

CFD : 극지등급에 따른 하중패치 치수(load patch dimension) 계수. (표 2.2 참조)

(라) 203. 1 (()에 정의된 선수형상에 대하여, 선수구역에서의 하중 특성은 다음에 따라 결정된다. (2017)

(a) 형상계수(/ai)

/ai  αi/30

(b) 힘(Fi)

i i CV UI

F  /a × CF × D 0.47 (MN)

Q  F 0.22 × CF

(MN/m)

(d) 압력(Pi)

i i PV

P  F 0.56 × CF (MPa)

i : 고려하는 소구역.

α : 수선 각도 (deg). (그림 2.2 참조)

DUI : 배수량(kt)으로서 최소 5 kt 이상으로 한다.

CFCV : 극지등급에 따른 압쇄파손(crushing failure) 계수. (표 2.2-1 참조)

CFQV : 극지등급에 따른 선하중(line load) 계수. (표 2.2-1 참조)

CFPV : 극지등급에 따른 압력(pressure) 계수. (표 2.2-1 참조)

빙해운항선박지침 2024 43

표 2.2 2 (1) (다)에 사용된 ⑨급계수

극지 등급	압쇄파손 등급계수 (CFC)	굽힘파손 등급계수 (CFF)	하중패치 치수 등급계수 (CFD )	배수량 등급계수 (CFDI )	종강도 등급계수 (CFL)
PC1	17.()	(8.(0	2.01	250	7.4(
PC2	).8)	4(.80	1.75	210	5.4(
PC3	(.0(	21.17	1.53	180	4.17
PC4	4.50	13.48	1.42	130	3.15
PC5	3.10	).00	1.31	70	2.50
PC(	2.40	5.4)	1.17	40	2.37
PC7	1.80	4.0(	1.11	22	1.81

표 2.2-1 2 (1) (라)에 사용된 ⑨급계수

극지 등급

압쇄파손 등급계수

(CFCV)

선하중 등급계수

(CFQV)

압력 등급계수

(CFPV)

PC(

3.43

2.82

0.(5

PC7

2.(0

2.33

0.(5

(비고)

Q′ = 상 빙흘수선에서 법선 플레어 각도

α = 상 빙흘수선에서 수선 각도

5 = 상 빙흘수선에서 버턱(buttock) 각도(수직선으로부터 잰 버턱 각도)

tanQ  tanα / tan5 tanQ′  tanQ cosα

그림 2.2 선체 경사 각도의 정의

50 빙해운항선박지침 2024

(2) 선수구역 이외의 선체구역

(가) 선수구역 이외의 선체구역에서 하중패치치수(bNoBov, vNoBov)와 설계압력(Pavg )의 결정에 사용되는 힘(FNoBov) 과 선하중(QNoBov)은 다음에 따른다.

(a) 힘(FNoBov)

FNoBov  0.36 × CFC × DF (MN)

(b) 선하중(QNoBov) (2017)

QNoBov

 0.639 × F 0.61 × CF

(MN/m)

NoBov

CFC : 극지등급에 따른 압쇄힘(crushing force) 등급계수. (표 2.2 참조)

DF : 배수량 계수.

DI UI

D ≤ CF 인 경우, D 0.64

D  CF

DI

인 경우, CF 0.64 + 0.10(D — CF

DI )

DI

DUI : 배수량(kt)으로서 최소 10 kt 이상으로 한다.

CFDI : 극지등급에 따른 배수량 등급계수. (표 2.2 참조)

CFD : 극지등급에 따른 하중패치치수 등급계수. (표 2.2 참조)

3. 설계하중패치(design load patch)

(1) 선수구역과 선급부호 PC( 및 PC7을 가지는 선박의 선수중간 대빙구역에서, 설계하중패치의 치수는 다음에 의한 폭(vBov)과 높이(bBov)로 결정된다. (2017)

vBov  FBov / QBov (m)

bBov  QBov / PBov (m)

FBov : 선수구역의 최대 힘(Fi) (MN)

QBov : 선수구역의 최대 선하중(Qi) (MN/m)

PBov : 선수구역의 최대 압력(Pi) (MPa)

(2) (1)호에서 포함하는 구역 이외의 대빙구역에서 설계하중패치의 치수는 다음에 의한 폭(vNoBov)과 높이(bNoBov)로 결정된다. (2017)

vNoBov  FNoBOv / QNoBov (m)

bNoBov  vNoBOv / 3.6 (m)

FNoBov : 2항 (2)호(가) (a)에 따라 결정되는 힘 (MN)

QNoBov : 2항 (2)호 (가) (b)에 따라 결정되는 선하중 (MN/m)

4. 설계하중패치 내의 압력

(1) 설계하중패치 내의 평균 압력(Pavg )은 다음에 따른다.

Pavg  F / (b × v ) (MPa)

F : 고려하는 대빙구역에 따라 적합한 FBov 또는 FNoBov (MN). b : 고려하는 대빙구역에 따라 적합한 bBov 또는 bNoBov (m). v : 고려하는 대빙구역에 따라 적합한 vBov 또는 vNoBov (m).

빙해운항선박지침 2024 51

(2) 하중패치 내에는 더 높고 집중된 압력이 작용하는 부분이 존재한다. 일반적으로 좁은 면적에는 더 높은 국부 압력 이 작용한다. 따라서 국부구조부재에 작용하는 압력집중을 고려하기 위하여 표 2.3에서 주어진 피크압력계수를 사 용한다.

표 2.3 피크압력계수 (2017)

구조부재		피크압력계수 (PPFi)
외판	횡늑골식	PPFp  (1.8 —  ) ≥ 1.2
	종늑골식	PPFp  (2.2 — 1.2 ×  ) ≥ 1.5
횡 늑골식 늑골	스트링거가 있는 경우	PPFt  (1.6 —  ) ≥ 1.0
	스트링거가 없는 경우	PPFt  (1.8 —  ) ≥ 1.2
선저구조의 늑골		PPFs  1.0
하중부담 스트링거 선측 종 늑골 특설늑골		 v ≥ 0.5 × v 인 경우 : PPFs  1.0  v ≺ 0.5 × v 인 경우 : PPFs  2.0 — 2.0 ×  v / W
 : 늑골 또는 종늑골의 간격 (m)  v : 특설늑골의 간격 (m) v : 빙하중 패치의 폭 (m)

5. 대빙구역 계수

(1) 각 대빙구역에 작용할 것으로 예상되는 하중의 상대적인 크기를 반영한 대빙구역 계수는 각 대빙구역과 관련된다. 각 대빙구역에 대한 구역 계수(AF)는 표 2.4에 나타난다.

(2) 구조부재가 대빙구역의 경계에 걸쳐 있는 경우, 해당 구조부재의 치수를 결정함에 있어서 가장 큰 구역 계수를 사 용하여야 한다.

(3) 선회식 추진장치(azimuth thruster) 또는 포드 프로펠라(podded propeller)를 갖춘 추진 장치를 가지는 선박은 증가된 조종성능으로 인하여 선미 대빙대( i)와 선미선저구역( l)의 대빙구역 계수에 대하여 특별히 고려되어야 한 다.

(4) “Icebreaker”의 부기부호를 받은 선박의 경우, 각 선체 영역에 대한 구역계수(AF)는 표 2.4-1과 같다. (2017)

204. 외판

1. 외판의 최소두께는 다음 식에 의한 것 이상이어야 한다.

t  tet + ts (mm)

tet : 빙하중에 따라 204.의 2항에서 요구하는 외판 두께 (mm).

ts : 부식 및 마모에 대한 추가(mm)로서 207.에 따른다.

2. 설계 빙하중에 저항하는 외판의 두께 tet 는 늑골방식의 방향에 따라 다음과 같이 결정된다.

(1) 횡늑골 방식의 외판( ≥ 70° , 그림 2.3 참조)의 순두께는 다음 식에 따른다.

tet

 500 ×  ((AF × PPFp

× Pavg

) / ơ )0.5 / (1 +  /2b) (mm)

(2) 종늑골 방식의 외판( ≤ 20° , 그림 2.3 참조)으로서 b ≥  인 경우, 외판의 순두께는 다음 식에 따른다.

tet

 500 ×  ((AF × PPFp

× Pavg

) / ơ )0.5 / (1 +  /2a) (mm)

(3) 종늑골 방식의 외판( ≤ 20° , 그림 2.3 참조)으로서 b   인 경우, 외판의 두께는 다음 식에 따른다.

et p avg y

t  500 ×  ((AF × PPF × P ) / ơ )0.5 (2 b/ —(b/ )2)0.5 / (1 +  /2a) (mm)

52 빙해운항선박지침 2024

표 2.4 대빙구역 선체구역계수(AF)

대빙구역		구역	극지등급
대빙구역		구역	PC1	PC2	PC3	PC4	PC5	PC(	PC7
선수구역(B)	모든구역	B	1.00
선수중간구역 (BI)	대빙대(ice belt) 구역	BIi	0.)0	0.85	0.85	0.80	0.80	1.00*	1.00*
	하부구역	BIl	0.70	0.(5	0.(5	0.(0	0.55	0.55	0.50
	선저구역	BIb	0.55	0.50	0.45	0.40	0.35	0.30	0.25
중앙구역(Ψ )	대빙대(ice belt) 구역	Ψi	0.70	0.(5	0.55	0.55	0.50	0.45	0.45
	하부구역	Ψl	0.50	0.45	0.40	0.35	0.30	0.25	0.25
	선저구역	Ψb	0.30	0.30	0.25	**	**	**	**
선미구역( )	대빙대(ice belt) 구역	 i	0.75	0.70	0.(5	0.(0	0.50	0.40	0.35
	하부구역	 l	0.45	0.40	0.35	0.30	0.25	0.25	0.25
	선저구역	 b	0.35	0.30	0.30	0.25	0.15	**	**
비고. * : 모든 극지등급선박의 선수구역 및 극지등급 PC( 및 PC7의 선수중간 대빙구역 내에서는, 빙하중 파라미터( Pavg , b 및v)는 실제 선수형상의 함수이다. 빙하중 파라미터를 결정하기 위하여, 선수 구역의 부구역(sub-region)에 대한 다 음 빙하중 특성치를 계산하여야 한다. - 형상계수(/ai) - 총 순간충격력(Fi) - 선하중(Qi) - 압력 ** : 빙하중에 대한 보강이 필요 없음을 나타낸다.

표 2.4-1 “Icebreaker”의 부기부호를 받은 선박에 대한 대빙구역 선체 구역계수(AF) (2017)

대빙구역		구역	극지등급
대빙구역		구역	PC1	PC2	PC3	PC4	PC5	PC(	PC7
선수구역(B)	모든구역	B	1.00
선수중간구역 (BI)	대빙대(ice belt) 구역	BIi	0.)0	0.85	0.85	0.85	0.85	1.00	1.00
	하부구역	BIl	0.70	0.(5	0.(5	0.(5	0.(5	0.(5	0.(5
	선저구역	BIb	0.55	0.50	0.45	0.45	0.45	0.45	0.45
중앙구역 (Ψ )	대빙대(ice belt) 구역	Ψi	0.70	0.(5	0.55	0.55	0.55	0.55	0.55
	하부구역	Ψl	0.50	0.45	0.40	0.40	0.40	0.40	0.40
	선저구역	Ψb	0.30	0.30	0.25	0.25	0.25	0.25	0.25
선미구역 ( )	대빙대(ice belt) 구역	 i	0.)5	0.)0	0.80	0.80	0.80	0.80	0.80
	하부구역	 l	0.55	0.50	0.45	0.45	0.45	0.45	0.45
	선저구역	 b	0.35	0.30	0.30	0.30	0.30	0.30	0.30

빙해운항선박지침 2024 53

(4) 늑골이 비스듬하게 설치된 외판의 경우(70°    20° )에는 두께는 선형보간법에 의하여 결정되어야 한다.

(2017)

 : 수선의 코드선과 외판보강늑골(first level framing)의 선이 이루는 각 중 작은 각(deg.) (그림 2.3 참 조)

 : 횡늑골식인 경우 횡늑골 간격 또는 종늑골식인 경우 종늑골 간격 (m).

AF : 선체구역 계수로서 표 2.4 또는 표 2.4-1에 따른다.

PPFp : 피크압력계수로서 표 2.3에 따른다.

Pavg : 평균압력으로서 203.의 4항 (1)호에 따른다. (MPa)

ơy : 재료의 항복응력 (N/mm2).

b : 하중패치의 높이 (m), 횡늑골식 판에 대한 순두께를 결정하는 경우, b는 (a—  /4) 이하로 한다.

a : 늑골 지지점 사이의 거리(m), 즉 205.의 1항 (5)호에서 주어진 늑골의 스팬과 같다. 그러나 고정된 단 부 브래킷으로 인해 감소되지는 않는다. 스트링거가 설치되는 경우, a 는 스트링거에서 가장 먼 늑골 지지점까지 거리보다 큰 값을 취할 필요는 없다.

그림 2.3 외판 플레어 각도

205. 늑골

1. 일반사항

(1) 극지등급 선박의 늑골은 203.에서 정하는 빙하중을 견딜 수 있도록 설계되어야 한다.

(2) 이 장에서 “늑골”이라 함은 빙 하중에 노출된 횡 또는 종방향으로 배치된 외판 보강재(종늑골, 횡늑골), 하중부담 스트링거 및 특설늑골을 말한다.(그림 2.1 참조) 하중을 분산하기 위한 스트링거가 설치된 경우, 늑골의 배치와 치 수는 선급의 요건을 따른다. (2017)

(3) 늑골의 강도는 그 지지점에서의 고착도에 따라 결정된다. 지지부재를 관통하거나 지지부재에서 연결 브래킷에 의하 여 지지되는 경우, 고정으로 가정할 수 있다. 그렇지 않은 경우, 지지 점에서의 연결이 회전 구속을 충분히 제공하 지 못하는 경우에는 단순지지로 가정하여야 한다. 대빙구역 내에서 끝나는 모든 늑골은 지지 점에서 고정이 확보 되어야 한다.

(4) 판 구조물을 포함한 늑골 부재 상호간의 교차에 대한 상세는, 지지 면에서의 늑골단부 고착 상세와 더불어, 우리선 급이 적절하다고 인정하는 바에 따른다.

(5) 늑골의 유효스팬은 형 길이를 기준으로 한다. 브래킷이 설치된 경우에 유효스팬은 우리선급이 적절하다고 인정하는 바에 따라 줄일 수 있다. 브래킷은 탄성 및 후 항복 응답 영역 내에서 안정성을 확보할 수 있는 것이어야 한다. (2017)

(() 늑골 부재의 단면계수와 전단면적을 계산하고자 하는 경우, 늑골의 웨브, 면재(있는 경우) 및 부착외판의 부식 및 마모 추가를 뺀 순 두께를 사용하여야 한다. 늑골의 전단면적의 계산에 있어서는 부재의 전 깊이에 걸친 재료를 포함할 수 있다. 즉, 면재가 있는 경우 면재를 포함한 웨브면적으로 하되 부착외판은 제외하여 전단면적을 구한다.

54 빙해운항선박지침 2024

(7) 횡방향 또는 종방향 늑골 부재의 실제 순 유효 전단면적, Av는 다음 식에 따른다. (2017)

Av  htv sinv / 100 (cm2)

h : 보강재의 높이로써 면재 두께를 포함한 것으로 한다. (mm) (그림 2.4 참조)

tv : 웨브 순 두께 (mm)로 다음 식에 따른다.

tv  tv — tc

tv : 건조 웨브 두께 (mm). (그림 2.4 참조)

tc : 부식공제 (mm), 우리 선급에서 규정하는 바에 따라 웨브와 면재의 두께에서 빼준다. (그러나,

207.의 3항에서 요구하는 ts 보다 작아서는 아니 된다.)

v : 보강재스팬의 중앙에서 측정한 외판과 보강재 웨브 사이의 최소 각. (그림 2.4 참조) 최소각이 75도 보다 작지 않다면 그 각은 )0도로 취할 수 있다.

(8) 부착판의 단면적이 늑골의 단면적보다 큰 경우, 횡방향 또는 종방향 늑골의 실제 순 유효 소성 단면계수, Zp는 다

음 식에 따른다. (2017)

Z  A

t /20 +

h t

v v

sinv

+ A

(h sin

— b cos

)/10 (cm3)

p p p

2000

/ /c v v v

h, tv , tc 및 v는 205.의 1항 (7)호에서,  는 204.의 2항을 따른다.

Ap : 외판의 순 단면적 (cm2).

tp : 외판 순 두께 (mm). (204.의 2항에서 요구된 tet에 따를 수 있다)

hv : 늑골 웨브의 높이 (mm). (그림 2.4 참조)

A/ : 늑골 면재의 순 횡단면적 (cm2).

h/c : 면재 면적의 중심까지의 늑골의 높이 (mm). (그림 2.4 참조)

bv : 늑골 웨브의 두께 중간지점에서 면재 면적 중심까지의 거리 (mm). (그림 2.4 참조)

그림 2.4 보강재의 형상

()) 늑골의 단면적이 부착판 면재의 단면적보다 클 경우, 소성 중립축은 외판의 상방으로 Za 만큼 떨어진 곳에 위치한 다. Za 는 다음 식에 따른다. (2017)

Za  (100A/ +hv tv — 1000 tp  )/(2 tv ) (mm)

sin

v +

(cm3)

그리고 횡방향 또는 종방향 늑골의 순 유효 소성 단면계수, Zp 는 다음 식에 따른다.

 Z

p

( t )

( ((h — Z )2 + Z 2 )t

sin

A ((h — Z )sin

— b cos ) )

 t

a

v

/

a

p p

a 2

v 2000

10

빙해운항선박지침 2024 55

(10) 늑골이 비스듬하게 배치되어있는 경우(70도 >  > 20도, 여기서 는 204.의 2항에 따른다.)에는 선형보간법을 이용한다.

2. 선저구조의 늑골 및 선측구조의 횡늑골

(1) 선저구조(예, 선체구역 BIb, Ψb 및  b)의 늑골과 선측구조의 횡늑골은 전단 및 굽힘에 의한 조합 효과가 부재의 소 성강도를 넘지 않도록 치수가 결정되어야 한다. 소성강도는 소성붕괴기구(plastic collapse mechanism)를 발생시 키는 지지점 간 거리의 중앙에 작용하는 하중의 크기로 정의된다. 선저구조의 경우, 패치하중은 늑골방향과 평행한 크기(b)에 적용된다. (2017)

(2) 늑골의 실제 순 유효 전단면적(Av)은 다음 식에 의한 값 이상이어야 한다. (2017)

A  1002 × 0.5 × LL ×  × (AF × PPF × P

avg

)/(0.577ơ ) (cm2)

LL : 스팬 중 하중작용 부분의 길이로서 a 또는 b 중 작은 값 (m).

a : 늑골 스팬 (m).

b : 설계 빙하중 패치의 높이(m)로서 203.의 3항 (1)호 또는 (2)호에 따른다.

 : 늑골 간격 (m).

AF : 선체 면적계수로서 표 2.4 또는 표 2.4-1에 따른다.

PPF : 피크 압력계수로서 표 2.3의 PPFt 또는 PPFs에 따른다.

Pavg : 하중 작용면내의 평균압력(MPa)으로서 203.의 4항 (1)호에 따른다.

ơy : 재료의 항복응력 (N/mm2).

(3) 늑골의 실제 순 유효 소성단면계수(Zp)는 다음 식에 의한 값 이상이어야 한다. 여기서 Zpm은 다음의 두 가지 하중 상태를 고려하여 계산된 값 중 큰 것 이상이어야 한다. 식에서의 계수 A1에는 두 가지 조건이 반영되어 있다. (2017)

(가) 빙하중이 늑골 스팬의 중앙에 작용하는 경우 (나) 빙하중이 지지점 근처에 작용하는 경우

avg

Z  1003 × LL × Y ×  × (AF × PPF × P

) a × A /(4 ơ ) (cm3)

LL, a, b,  , AF, PPFt, Pavg 및 ơy 는 (2)호에 따른다.

Y : 다음 식에 따른다.

Y  1 — 0.5 (LL/a)

A1 : 다음 식의 A1A 와 A1B 중 큰 값.

A1A 

j (1 + 2

+kv 2

((1 — a2)0.5 — 1))

1 — 1/(2 a1Y)

A1B  . + . 0.7

0 275 1 44 kx

j : 고려하는 대빙구역 내의 단순지지 늑골의 갯수에 따른 값으로 다음에 따른다. 대빙구역 내에 한 개의 단순 지지를 갖는 늑골의 경우 : 1

단순 지지가 하나도 없는 늑골의 경우 : 2

a1 : 다음 식에 따른다.

a1 = At /Av

At : (2)호에 의한 늑골의 최소 전단면적 (cm2).

A : 1항 (7)호에 의한 늑골의 실제 전단면적 (cm2).

kv : 다음 식에 따른다.

kv = 1/(1 +2A/ /Av )

A/ : 205.의 1항 (8)호에 따른다.

kx : 다음에 따른다.

일반적인 경우, kx = xp /Zp

56 빙해운항선박지침 2024

늑골이 단부 브래킷을 가지고 배치되는 경우, 0

xp : 면재와 외판 각각의 소성단면계수 (cm3)의 합으로 다음 식에 따른다.

x  (b

/ +b

p )/1000

p / 4 e// 4

b/ : 면재의 폭 (mm). (그림2.4 참조)

t/ : 면재 순 두께 (mm). (t/  t/ — tc , tc는 205. 1 (7)에 따른다.) tp : 외판 순 두께 (mm). (204.에 주어진 tet보다 작아서는 안된다) be// : 외판 면재의 유효 폭 (mm) = 500 s

Zp : 횡늑골의 소성단면계수 (cm3). (205.의 1항 (8) 또는 ())호에 따른다.)

(4) 주늑골의 치수는 5항의 요건에도 만족하는 것이어야 한다.

3. 선측구조의 종늑골

(1) 선측구조의 종늑골은 전단 및 굽힘에 의한 조합 효과가 부재의 소성강도를 넘지 않도록 치수가 결정되어야 한다. 소성강도는 소성붕괴구조를 발생시키는 스팬의 중앙에 작용하는 하중의 크기로 정의된다.

(2) 선측 종늑골의 실제 순 유효 전단면적 (Av)은 다음 식에 의한 값 이상이어야 한다. (2017)

AL  1002 ×

0.5b1 ×a×(AF × PPFs × Pavg ) 2

(cm )

0.577ơy

AF : 선체 구역 계수로서 표 2.4 또는 표 2.4-1에 따른다.

PPFs : 피크 압력계수로서 표 2.3에 따른다.

Pavg : 하중패치 내의 평균압력 (MPa)으로서 203.의 4항 (1)호에 따른다.

b1 : 다음 식에 따른다.

b1  k 0 b2 (m)

k 0 : 다음 식에 따른다.

k0  1 — 0.3/b′

b′ : 다음 식에 따른다.

b′  b/

b : 203.의 3항 (1)호 또는 (2)호에서 주어진 설계 빙하중 패치의 높이 (m).

 : 종늑골의 간격 (m).

b2 : 다음에 따른다.

b′  2 인 경우 : b2  b(1 — 0.25b′) b′ ≥ 2 인 경우 : b2  

a : 205.의 1항 (5)호에 따른 종늑골의 유효스팬 (m).

ơy : 재료의 항복응력 (N/mm2).

(3) 선측 종늑골의 실제 순 유효 소성단면계수 (Zp)은 다음 식에 의한 값 이상이어야 한다.

b ×a2 × A ×(AF × PPF × P )

pL 

Z  1003 × 1 4

8 ơy

s avg

(cm3)

AF PPFs Pavg 및 ơy : (2)호에 따른다.

A4 : 다음 식에 따른다.

A4  

kvl

((1

— a2 )0.5 — 1)

a4 : 다음 식에 따른다.

빙해운항선박지침 2024 57

a4 

Av

AL : (2)호에 의한 종늑골의 요구 전단면적 (cm2).

Av : (7)호에 의한 종늑골의 실제 순 유효 전단면적 (cm2).

kvl : 다음 식에 따른다.

kvl  1 / (1 +2A/ / Av ) A/ : (8)호에 따른다.

(4) 종늑골의 치수는 5항의 요건에도 만족하는 것이어야 한다.

4. 특설늑골 및 스트링거

(1) 특설늑골 및 스트링거는 203.에서 규정하는 빙 하중을 지지하도록 설계되어야 한다. 이러한 부재들의 굽힘 및 전단 의 조합 영향에 대한 능력이 최소가 되는 위치에 하중이 작용하는 것으로 가정하여야 한다.

(2) 특설늑골 및 스트링거의 치수는 굽힘 및 전단의 조합 영향이 우리선급이 적절하다고 인정하는 한계 상태를 넘지 않도록 결정되어야 한다. 이러한 부재들이 격자구조의 일부를 형성하지 않는 경우에는, 표 2.3에 따른 적절한 피크 압력계수(PPF)를 사용하여야 한다. 부재가 교차하는 부분에 설치된 슬롯 및 개구 부근에서는 전단응력에 대하여 특별히 고려하여야 한다. (2017)

(3) 하중전달 스트링거, 늑골을 지지하는 특설늑골 또는 격자구조의 일부를 구성하는 하중전달 스트링거를 지지하는 특 설늑골의 경우, 일반적으로 213.에 서술된 적절한 방법이 사용되어야 한다. (2017)

(4) 특설늑골 및 스트링거의 치수는 5항의 요건에도 만족하는 것이어야 한다.

5. 구조 안정성

(1) 웨브의 국부좌굴을 방지하기 위하여, 모든 보강재의 웨브 깊이(hv)와 순두께(tv)의 비는 다음 식에 의한 값을 넘지 않아야 한다.

- 평강인 경우 : hv /tv ≤ 282 /ơy

- 구평강, T 형강 또는 L 형강인 경우 : hv /tv ≤ 805 /ơy hv : 웨브 깊이 (mm).

tv : 웨브의 순두께 (mm).

ơy : 재료의 항복응력 (N/mm2).

(2) 상기 (1)호의 규정을 만족하지 못하는(예를 들어, 스트링거 또는 특설 늑골과 같이) 보강재의 웨브는 유효하게 보강 되어야 한다. 보강재의 웨브 순두께는 다음 식에 의한 것 이상이어야 한다. 웨브 보강재의 치수는 보강재의 구조안 정성을 확보할 수 있는 것이어야 한다.

ơ

t  2.63 × 10—3 c  y (mm)

v 1 

5 34

+ 4(c1

/ c2 )

tv : 웨브의 순두께(mm).

c1 : 다음 식에 따른다.

c1  hv — 0.8h/ (mm)

hv : 스트링거/특설 늑골의 깊이 (mm). (그림 2.5 참조)

h/ : 고려하는 부재를 관통하는 보강재의 깊이로서 그러한 부재가 없는 경우에는 0으로 한다.(그림 2.5 참조)

c2 : 고려하는 부재와 수직한 지지구조 사이의 거리 (mm). (그림 2.5 참조)

ơy : 재료의 항복응력 (N/mm2).

58 빙해운항선박지침 2024

그림 2.5 웨브 보강 기호 정의

(3) 추가하여 웨브 순두께는 다음 사항도 만족하여야 한다.

ơ

tv ≥ 0.35 tp

235

tv : 웨브의 순두께 (mm).

tp : 보강재 부근 외판 순두께 (mm).

ơy : 보강재 부근 외판의 최소 항복응력 (N/mm2).

(4) 용접으로 결합된 보강재 면재의 국부좌굴을 방지하기 위하여 다음 사항을 만족하여야 한다.

(a) 면재의 폭(b/)은 웨브의 순두께(tv)의 5배 이상이어야 한다.

(b) 면재 돌출부의 측 너비(b)는 다음을 만족하여야 한다.

b 155



t ≤ ơ

t/ : 면재의 순두께 (mm).

ơy : 재료의 항복응력 (N/mm2).

206. 판 구조물

1. 판 구조물이라 함은 선체와 연결되어 빙하중을 받는 보강된 판 요소를 말한다. 이 규정은 선체 내측 방향으로 다음에 규정하는 것 중에서 작은 범위 안에 있는 판 구조물에 대하여 적용한다.

(1) 인접하고 평행한 특설늑골 또는 스트링거의 웨브 높이 또는

(2) 판 구조물을 가로지르는 보강재 깊이의 2.5배

2. 판의 두께 및 보강재의 치수는 외판보강(the shell framing)에 필요한 단부 고착 정도가 확보되도록 되어야 한다.

3. 판 구조물은 203.에 정의한 빙하중을 견딜 수 있는 적절한 구조안정성을 가져야 한다.

207. 부식/마모 추가 및 강재 교체

1. PC1 ∼ PC7 선박의 모든 외판 외면에는 부식 및 빙으로 인한 마모에 대하여 유효한 보호 조치를 하도록 권고 한다.

2. PC1 ∼ PC7 선박의 외판 두께를 결정하는데 이용되는 부식/마모 추가(ts)는 표 2.5에 따른다.

3. 보강재 웨브 및 면재 뿐만 아니라 외판에 인접한 판 구조물을 포함하여 대빙구역 내에 있는 모든 내부재의 부식/마 모 추가는 최소 1.0 mm 이상이어야 한다.

4. 대빙구조에 대한 두께 계측 결과가 tet + 0.5 (mm) 미만인 경우에는 강재 교체를 하여야 한다.

빙해운항선박지침 2024 53

표 2.5 외판에 대한 부식/마모 추가두께 ts(mm)

대빙구역	ts(mm)
	유효한 보호조치가 있는 경우			유효한 보호조치가 없는 경우
	PC1 - PC3	PC4 & PC5	PC( & PC7	PC1 - PC3	PC4 & PC5	PC( & PC7
선수구역 선수중간 대빙대 구역	3.5	2.5	2.0	7.0	5.0	4.0
선수중간 하부구역 중앙 대빙대 구역 선미 대빙대 구역	2.5	2.0	2.0	5.0	4.0	3.0
중앙 및 선저구역 선미 하부 및 선저구역	2.0	2.0	2.0	4.0	3.0	2.5

208. 재료

1. 선체구조부재에 사용되는 판의 재료는 실제 두께, 선박에 부여된 극지등급부호 및 2항의 구조부재 재료등급에 기초하 여 표 2.7 및 표 2.8에 주어지는 강재등급 이상이어야 한다.

2. 극지운항 선박에 대하여 선급 및 강선규칙 3편 1장 표 3.1.4의 규정은 선박의 길이에 관계없이 적용하여야 한다. 또 한, 대기나 해수에 노출되는 구조부재 및 대기나 해수에 노출되는 판에 부착되는 부재의 강재 등급은 표 2.6에 따른 다. 표 2.6과 선급 및 강선규칙 3편 1장 표 3.1.4에서 요구하는 강재 등급이 상이할 경우 상위 등급의 강재를 사용하 여야 한다.

3. 그림 2.6에서 보는 바와 같이 하 빙흘수선 아래쪽 0.3 m 보다 아래에 있는 선체 구조의 판재와 보강재 및 부가물에 는 극지등급과 상관없이 표 2.6에서 정하는 강재의 급별에 따라 선급 및 강선규칙 3편 1장 표 3.1.3 및 표 3.1.10에 서 규정하는 강재를 사용하여야 한다. (2017)

4. 그림 2.(에서 보는 바와 같이 하 빙흘수선 아래쪽 0.3 m 보다 위에 있는 대기에 노출된 모든 선체 구조의 판재와 부 가물의 강재 등급은 표 2.7에서 규정하는 것 이상이어야 한다.

5. 주조품은 그 예상사용온도에 적합한 특성을 가지는 것이어야 한다.

표 2.6 극지 선박의 구조부재에 대한 강재의 사용구분

구조부재	강재의 급별
선수구역 및 선수중간 대빙대 구역의(B, BIi) 외판	II
선급 및 강선규칙 3편 1장 표 3.1.4에 정의된 1차(primary) 및 2차(secondary) 강도부재로서 대 기 및 해수에 노출되고 중앙부 0.4 L 밖에 위치한 모든 구조부재	I
선수재 및 선미재의 판, 러더혼, 러더, 프로펠러 노즐, 샤프트브라킷, 빙 스케그(ice skeg), 빙 나이프(ice knife) 및 기타 부가물로써 빙 충격하중을 받는 강재	II
대기 및 해수에 노출된 외판으로부터 (00 mm 이내에 위치하는 모든 내부재를 포함하여 그러한 판에 부착된 모든 보강재	I
선박의 운항 특성상 저온대기 환경에서 창구덮개를 개방하는 선박의 화물창 내의 대기에 노출된 판 및 보강재	I
선급 및 강선규칙 3편 1장 표 3.1.4에 정의된 특급부재(special)로서 대기 및 해수에 노출되고 선 수수선(FP)으로부터 0.2 L 이내에 위치한 구조부재	II

60 빙해운항선박지침 2024

표 2.7 대기에 노출된 판재의 두께에 따른 사용강재

두께

급별

III

PC1-5

PC( & 7

PC1-5

PC( & 7

PC1-3

PC4 & 5

PC( & 7

t ≤

@ t

≤ 15

@ t

≤ 20

@ t

≤ 25

@ t

≤ 30

@ t

≤ 35

@ t

≤ 40

@ t

≤ 45

@ t

≤ 50

(비고)

1. 하 빙흘수선 아래쪽 0.3 m 보다 위쪽에 위치하는 대기에 노출된 선체 구조 및 부가물용 판 및 그러한 판들의 선외 측 보강재를 포함한다.

2. 하 빙흘수선 아래쪽 0.3 m로부터 너비 1.8 m 이내의 선측외판이 1조의 판으로 사용되는 경우에는 D, DH를 사용

할 수 있다.

그림 2.6 잠수부 및 대기노출부 외판의 강재⑨급 요건

203. 종강도

1. 적용 (2017)

(1) 선체종강도 평가를 위한 설계 시나리오에 선수부에 대한 래밍의 영향이 고려되어야 한다.

(2) 수직 또는 구상 선수를 가진 선박의 설계 시나리오에는 의도적 래밍을 고려하지 않는다. (101. 6 참조) 그러므로 80° 보다 큰 선수각, 5stem을 가지는 선박에서는 이 항의 종강도 요건을 고려하지 않는다.

(3) 빙 하중은 정수 중 하중과의 조합만을 고려한다. 이 조합하중에 의한 응력은 선박 길이 방향의 각 위치에 있어서

허용 굽힘 및 전단응력 이하이어야 한다. 또한 충분한 국부좌굴강도도 검증되어야 한다.

2. 선수에서의 설계 수직 빙하중

설계수직 빙하중 (FIB )은 다음에 따른다. 가능한 한 흘수에 따라 변화하는 값들은 고려하는 적하조건에 해당하는 흘수 에서 결정하여야 한다.

FIB  min(FIB1FIB2 ) (MN)

FIB1 FIB2 : 각각 다음 식에 따른다.

FIB1

 0.534K 0.15 sin0.2 5

stev

(DK )0.5 CF

(MN)

빙해운항선박지침 2024 61

FIB2  1.2 CFF (MN)

KI : 굴곡형상계수로서 다음 식에 따른다.

KI  K/ / Kh

(1) 무딘 형상의 선수일 경우

K/  (

2CB (1 — eb )

(1 +eb)

0.9

)

tan(5

stem

)— 0.9(1 +eb )

eb : 수선면 형상을 가장 잘 나타내는 선수형상 멱지수 (그림 2.7, 2.8 참조)

= 1.0 : 단순 웨지 (wedge) 형상의 선수인 경우

= 0.4 에서 0.(까지 : 스푼 (spoon) 형상의 선수인 경우

= 0 : 상륙정 (landing craft)의 선수형상인 경우

단순 피팅 (fitting)에 의한 eb의 근사 값도 사용 가능하다.

(2) 웨지 형상의 선수 (αstem @ 80 deg )인 경우, eb  1이 되며, 상기 (1)호는 다음과 같이 된다.

K/  (

tan(α

tan2 (

stem )

)

0.9

5stem

)

Kh : 다음 식에 따른다.

Kh  0.01Avp (MN/m)

5stem : 선수각 (deg)으로서 수평축과 선수재의 접선이 이루는 각으로 한다. (중앙선에서 측정한 그림 2.2

에 대한 버턱각 (buttock angle))

αstem : 상 빙흘수선의 선수재에서 계측한 수선각 (waterline angle)(deg). (그림 2.2에 참조)

CFL : 종강도 등급계수. (표 2.2 참조)

C : 다음 식에 따른다.



C eb 2 (LB / B)

BUI : 상부 빙 흘수선(UIWL)에 상응하는 선박의 형폭 (m).

LB : 선수 길이로서 스푼형 선수를 가지는 선박의 선수형상을 결정하는 식 (y  B/2 (x/L )eb )에 사용된다. (그림 2.7 및 2.8 참조)

DUI : 선박의 배수량(kt)로서, 최소 10 kt 이상으로 한다.

Avp : 상부 빙 흘수선(UIWL)에 상응하는 선박의 수선면 면적 (m2).

CFF : 굽힘파손(flexural failure) 등급계수. (표 2.2 참조)

그림 2.7 선수형상 정의

62 빙해운항선박지침 2024

그림 2.8 B=20이고 LB =16인 선수형상에 대한 eb 영향의 도시

3. 설계 수직 빙 전단력

(1) 선체거더에 작용하는 설계 수직 빙 전단력(FI )은 다음에 따른다.

FI  C/ FIB (MN)

C/ : 선박의 길이 방향에 따른 분포계수로서 다음에 따른다. 다만, 중간 위치에서의 값은 선형 보간법에 따른 다.

(가) 양(+)의 전단력

선미단과 선미로부터 0.( LUI 위치 사이 : C/  0.0

선미단으로부터 0.) LUI 위치와 선수단 사이 : C/  1.0

(나) 음(-)의 전단력 선미단 : C/  0.0

선미단으로부터 0.2 LUI 위치와 0.( LUI 위치 사이 : C/  — 0.5

선미단으로부터 0.8 LUI 위치와 선수단 사이 : C/  0.0

(2) 선체거더의 각 단면에 작용하는 전단응력(a)은 선급 및 강선규칙 3편 3장 402.의 2항에 따라 계산되어지며, 이 때 고려하는 각 횡단면에서의 파랑전단력은 설계 수직 빙 전단력으로 대체하여 계산한다.

4. 설계 빙 수직 굽힘 모멘트

(1) 선체거더에 작용하는 설계 빙 수직 굽힘 모멘트(ΨI )는 다음에 따른다.

I m IB

Ψ  0.1C L sin—0.2(y) F (MN⋅m)

LUI : 201.의 2항에 의한 선박의 길이(m) 다만, 상 빙흘수선(UIWL)에서 측정한다.

y : 상 빙흘수선에서 측정한 선수각(deg)으로서 수평축과 선수재의 접선이 이루는 각

FIB : 선수에서의 설계 수직 빙하중(MN)

Cm : 선박의 길이 방향에 따른 분포계수로서 다음에 따른다. 다만, 중간 위치에서의 값은 선형 보간법에 따른 다.

선미단 : Cm  0.0

선미단으로부터 0.5 LUI 위치와 0.7 LUI 위치 사이 : Cm  1.0

선미단으로부터 0.)5 LUI 위치 : Cm  0.3

선수단 : Cm  0.0

(2) 선체거더의 각 단면에 작용하는 수직 굽힘응력(ơa)은 선급 및 강선규칙 3편 3장 402.의 1항에 따라 계산되어지며, 고려하는 각 횡단면에서의 파랑 종굽힘 모멘트는 설계 빙 수직 굽힘 모멘트로 대체하여 사용한다. 정수중 굽힘 모 멘트는 새깅모멘트 상태에서의 정수중 허용굽힘 모멘트를 적용한다.

빙해운항선박지침 2024 63

5. 종강도 기준

(1) 설계 응력은 표 2.3에서 주어진 허용응력을 넘지 않아야 한다. (2017)

표 2.3 종강도 허용 기준

파손모드	작용 응력	허용응력 (ơy /ơw ≤ 0.7)	허용응력 (ơy /ơw  0.7)
인장	ơa	ç × ơy	ç × 0.41(ơw +ơy )
전단	a	ơy ç × 3	0.41(ơw +ơy ) ç × 3
좌굴	ơa	ơc : 판 및 보강재의 웨브의 경우 ơc /1.1 : 보강재의 경우
좌굴	a	c

ơa : 작용하는 수직 굽힘응력 (N/mm2).

a : 작용하는 수직 전단응력 (N/mm2).

ơy : 재료의 항복응력 (N/mm2).

ơw : 재료의 최종 인장강도 (N/mm2).

ơc : 선급 및 강선규칙 3편 3장 4절에 따른 압축 임계좌굴응력 (N/mm2).

c : 선급 및 강선규칙 3편 3장 4절에 따른 전단 임계좌굴응력 (N/mm2).

ç : 0.8

ç : 0.( “Icebreaker” 부기부호를 추가로 받은 선박의 경우

210. 선수재 및 선미재

선수재 및 선미재는 우리 선급이 적절하다고 인정하는 바에 따라 설계되어야 한다. 선급부호 PC( 또는 PC7(Finnish-Swedish Ice Class Rules 2017의 IA SUPER/IA와 동등)을 부기 받고자 하는 선박의 경우, 추가로 1장 406.의 1항 및 407.을 고려할 필요가 있다.

211. 선체 부가물

1. 모든 선체 부가물은 선체구조에 설치되는 위치 또는 대빙구역 내의 부가물 위치에 따른 하중을 견딜 수 있도록 설계 되어야 한다.

2. 하중 및 허용 기준은 우리 선급이 적절하다고 인정하는 바에 따른다.

212. 국부 상세

1. 빙하중(굽힘모멘트, 전단력)을 지지구조로 전달하기 위한 국부 상세는 우리 선급이 적절하다고 인정하는 바에 따른다.

2. 개구 부근의 구조부재가 분담하는 하중은 구조적 불안정성을 유발하지 않아야 하며, 필요한 경우 그러한 구조물은 보 강되어야 한다.

213. 직접강도계산 (2017)

1. 직접강도계산은 204, 205. 2 및 205. 3에 주어진 판 및 늑골의 요건에 대하여 해석적인 방법을 대체하는 것으로 사 용할 수 없다.

2. 직접강도계산은 격자구조의 일부로 구성된 하중을 받는 스트링거 및 특설늑골에 대하여 사용되어야 한다.

3. 구조계의 강도를 검토하기 위하여 직접강도계산을 적용하는 경우에는 다른 하중과의 조합 없이 203.에 정의된 하중 패치(load patch)를 적용하여야 한다. 굽힘과 전단의 조합된 영향을 받는 이들 부재의 능력이 최소화되는 구역에 하 중패치가 적용되어야 한다. 경감구멍 주위 및 교차 부재 주변 컷아웃의 전단능력은 특별히 고려하여야 한다.

64 빙해운항선박지침 2024

4. 특설늑골 및 스트링거의 강도평가는 선형 또는 비선형 해석을 기반으로 수행되어야 한다. 적용되는 구조 이상화와 계 산방법에 관한 상세 요건은 선급이 적절하다고 인정하는 바에 따른다. 강도평가의 경우, 일반적으로 5항 및 6항의 내 용을 고려한다.

5. 구조가 선형계산 방법을 기반으로 평가되는 경우, 다음 사항을 고려하여야 한다.

(1) 압축 및 전단 상태에서의 웨브판과 면재 요소는 선급이 명시하는 관련 좌굴기준을 만족해야 한다.

(2) 웨브판의 공칭 전단응력은 ơy/3 보다 작아야 한다.

(3) 면재의 공칭 von Mises 응력은 1.15 ơy보다 작아야 한다.

6. 구조가 비선형계산 방법을 기반으로 평가되는 경우, 다음 사항을 고려하여야 한다.

(1) 해석은 구조물의 좌굴 및 소성변형을 확실히 잡아야 한다.

(2) 허용기준은 심각한 강성의 손실을 일으키는 주요 좌굴과 항복 및 파괴에 대비한 충분한 여유치를 가지고 있어야 한다.

(3) 고려하는 부재의 영구적인 수평 및 면외변형은 구조치수에 대비해 상대적으로 작아야 한다.

(4) 상세 허용기준은 선급이 적절하다고 인정하는 바에 따른다.

214. 용접

1. 대빙 구조를 적용하는 구역 내의 모든 용접은 양면 연속용접으로 하여야 한다.

2. 모든 구조 연결에서 강도의 연속성이 보장되도록 하여야 한다.

301. 적용 ‌‌

제 3 절 극지⑨급 선박의 기관 요건 (2024)

1. 이 절의 규정은 선박과 선원의 안전을 위하여 필수적인 주추진장치, 조타장치, 비상 및 보조 장치에 적용한다.

2. 선박의 운항조건은 1절에 정의된 바에 따른다.

3. 이 절은 기본적인 개방수역(open water)을 항해하는 선박에 적용되는 요건에서 추가되는 사항을 다룬다.

302. 제출도면 및 시스템 설계

1. 제출도면

(1) 선박의 빙등급과 다른 경우, 의도하는 환경운항조건 및 기관장치에 대하여 요구되는 빙 보강의 상세

(2) 주추진, 조타, 비상 및 보기에 대한 상세 도면 및 설명, 필수적인 주추진 부하 제어 기능에 대한 정보. 설명에는 운 전제한이 포함되어야 한다.

(3) 결빙, 빙 및 눈의 축적으로 인한 문제를 방지하기 위하여 주, 비상 및 보조 장치를 어디에 배치하고 어떻게 보호할 것인지에 대한 자세한 설명, 의도하는 환경조건에서 운전하기 위한 능력의 근거에 대한 설명

(4) 이 절의 요건에 적합하다는 것을 나타내는 계산결과 및 문서

2. 시스템 설계

(1) 결빙에 의하여 손상을 받는 시스템은 드레인을 배출할 수 있어야 한다.

(2) PC1부터 PC5까지의 빙등급을 가지는 선박은 가변피치의 피치제어기구를 포함하여 프로펠러가 손상된 경우에도 충분히 선박을 운항할 수 있는 수단을 갖추어야 한다. 충분한 선박 운항이라 함은 선박이 수리를 수행할 수 있는 안전한 피난처(안전한 위치)에 도달할 수 있어야 함을 의미한다. 이는 바다에서 임시 수리를 하거나 또는 도움이 가능하다고 가정할 때 예인을 통해 달성할 수 있다. 다만 이는 승인 조건으로 이어져야 한다.

(3) 끼인 프로펠러를 역방향으로 돌려 풀 수 있는 수단이 제공되어야 한다. 이는 단방향 회전을 위한 추진장치에도 가 능해야 한다.

(4) 프로펠러는 하 빙흘수선(LIWL)에서 완전히 잠겨야 한다.

303. 재료

재료는 승인된 연성 재질이어야 한다. 페라이트계 구상흑연주철은 볼트 이외의 부품에 사용할 수 있다. 구상흑연주철의 경우 시험 온도에서 10 J의 평균흡수에너지 값은 아래에 정의된 샤르피 V-노치 충격시험 요구사항과 동등한 것으로 간 주된다.

빙해운항선박지침 2024 65

1. 해수에 노출되는 재료

프로펠러 날개, 프로펠러 허브 및 주조된 스러스터 본체와 같이 해수에 노출되는 재료는 선급 및 강선규칙 2편 1장 2절에 따른 시험편에서 15% 이상의 연신율을 가져야 한다. 청동 및 오스테나이트강 이외의 재료에 대해서는 샤르피 V-노치 충격시험을 하여야 한다. 시험은 - 10ºC에서 3개의 시험편에 대하여 수행되어야 하며 평균흡수에너지 값은 20 J 이상이어야 한다. 다만, 빙등급 부호가 있는 선박에 적용가능한 선급 및 강선규칙 2편 1장 505. 또는 601.의 샤 르피 V 충격시험 요건은 이 절이 적용되는 선박에도 적용되어야 한다.

2. 해수 온도에 노출되는 재료

청동 및 오스테나이트강 이외의 재료에 대해서는 샤르피 V-노치 충격시험을 하여야 한다. 시험은 - 10ºC에서 3개의 시험편에 대하여 수행되어야 하며 평균흡수에너지 값은 20 J 이상이어야 한다. 다만, 빙등급 부호가 있는 선박에 적용 가능한 선급 및 강선규칙 2편 1장 601.의 샤르피 V-노치 충격시험 요건은 이 절이 적용되는 선박에도 적용되어야 한다. 이 요건은 날개 볼트, 피치제어기구, 축 볼트, 프로펠러축, 스트럿-포드 연결 볼트 등과 같은 구성품에 적용한 다. 이 요건은 베어링 및 기어 톱니 등과 같이 표면 경화된 구성품 또는 해수냉각장치(열교환기, 관, 밸브, 관부착품 등)에는 적용하지 않는다. 해수 온도에 노출된 구조적 경계의 정의는 2절 그림 2.6을 참고한다.

3. 낮은 대기 온도에 노출되는 재료

노출된 기계 및 거치대의 재료는 강 또는 기타 승인된 연성 재질이어야 한다. 최저 설계온도보다 10ºC 낮은 온도에 서 3번의 샤르피 V-노치 충격시험으로부터 평균흡수에너지 값이 20 J 이상이어야 한다. 샤르피 V-노치 충격시험은 청동이나 오스테나이트강에는 요구되지 않는다. 이 요건은 베어링 및 기어 톱니 등과 같이 표면 경화된 구성품에는 적용하지 않는다. 대기온도에 노출된 구조적 경계의 정의는 2절 그림 2.6을 참고한다.

304. 기호

1. 기호의 정의

c : 날개(blade) 단면의 현(chord) 길이 (m).

c0.7 : 프로펠러 반지름 0.7R에서 날개 단면의 현 길이 (m). CP : 가변피치.

D : 프로펠러의 지름 (m).

d : 프로펠러 허브의 바깥지름 (프로펠러 평면에서) (m).

dp i  : 전단 핀의 지름 (mm).

Dlim i t : 프로펠러 지름의 제한 값 (m).

CAR : 날개의 전개면적비.

Fb : 선박사용수명 중 발생하는 최대 후방향 날개 힘(음의 부호) (kN).

Fex : 소성 굽힘을 통한 날개 손실에 따른 날개의 극한하중 (kN).

F/ : 선박사용수명 중 발생하는 최대 전방향 날개 힘(양의 부호) (kN).

Fice : 빙하중 (kN).

(Fice)max : 선박사용수명 중 발생하는 최대 빙하중 (kN).

FP : 고정피치.

h0 : 하 빙흘수선으로부터 프로펠러 중심선의 깊이 (m).

Hice : 프로펠러 하중 정의를 위한 빙블록의 치수 (m).

I : 고려 중인 구성품의 기관측에 있는 모든 부품의 등가질량관성모멘트 (kgm2).

It : 전체 추진장치의 등가질량관성모멘트 (kgm2).

k : Weibull 분포에 대한 형상계수.

LIWL : 하 빙흘수선 (m).

m : S-N 선도의 기울기.

ΨBL : 날개의 굽힘모멘트 (kN･m).

ΨCR : 연속최대출력.

N : 빙하중 사이클 수

 : 프로펠러 회전 속도 (rev./s).

66 빙해운항선박지침 2024

 : 자유운전상태에서 연속최대출력 시의 공칭 프로펠러 회전 속도(rev./s).

Nclass : 빙등급 별 프로펠러 회전 당 기준 빙충격 사이클 수

Nice : 선박사용수명 중 발생하는 프로펠러 날개 상의 총 빙하중 사이클수.

NR : 등가피로응력에 대한 기준 하중 사이클수 (108 사이클).

NQ : 빙 분쇄 과정 동안 프로펠러의 회전수.

P0.7 : 반지름 0.7R에서의 프로펠러 피치 (m).

P0.7 : 자유운전상태에서 연속최대출력 시, 반지름 0.7R에서의 프로펠러 피치 (m).

P0.7b : 볼러드 상태(bollard condition)에서 연속최대출력 시, 반지름 0.7R에서의 프로펠러 피치 (m).

PCD : 피치원 지름.

Q () : 토크 (kN･m).

QAmax : 시뮬레이션 결과 최대 응답 토크 진폭 (kN･m).

Qemax : 최대 기관 토크 (kN･m).

QF () : 주파수영역 계산을 위한 빙토크 기진 (kN･m).

Q/v : 피치제어기구에서의 마찰토크; 스핀들토크의 감소 (kN･m).

Qmax : 프로펠러와 빙의 상호작용으로 인한 프로펠러상의 최대토크 (kN･m).

Q motov : 전기모터의 피크 토크 (kN･m).

Q : 자유운전상태에서 연속최대출력 시의 공칭토크 (kN･m).

Qv (t) : 프로펠러 축계에서의 응답토크 (kN･m).

Qpeak : 응답토크 Qv 의 최대값 (kN･m).

Qsmax : 선박사용수명 중 발생하는 날개의 최대 스핀들토크 (kN･m).

Qsex : 날개 파괴 하중 Fex 에 상응하는 최대 스핀들토크 (kN･m).

Qvib : 개방수역 주파수영역 비틀림진동계산에서 얻어진 고려하는 부품의 진동 토크 (kN･m).

R : 프로펠러의 반지름 (m).

 : 안전계수

 /at : 피로에 대한 안전계수

 ice : 날개 빙하중에 대한 빙강도 지수

v : 날개 단면 반지름 (m).

T : 볼라드 상태에서의 동유체 프로펠러 추력 (kN).

Tv : 축계에서의 최대응답추력 (kN).

Tkmax : 플렉시블 커플링의 최대 토크 용량 (kN･m).

Tkmax2 : N  1 하중 사이클에서의 Tkmax (kN･m).

kmax1 kmax

T : N  5 × 104 하중 사이클에서의 T (kN･m).

T : N  106 하중 사이클에서의 진동 토크 진폭 (kN･m).

kmax kmax

AT : N  5 × 104 하중 사이클에서 T 의 최대 범위 (kN･m).

t : 최대 날개 단면 두께 (m).

Z : 프로펠러 날개의 수.

Zp i  : 전단 핀의 수.

αi : 회전각으로 표시된 프로펠러 날개와 빙의 상호작용 지속시간 (deg).

5s : 피로경감계수; 분산 효과 및 시험편 크기 효과

5v : 피로경감계수; 변동 진폭 하중 효과.

5m : 피로경감계수; 평균 응력 효과.

p : 최대 응력 진폭을 108 응력 사이클에 대한 등가피로응력에 연관시키는 피로경감계수.

ơ0.2 : 재료의 0.2% 소성 변형률에서의 항복강도 (MPa).

빙해운항선박지침 2024 67

ơexp : 해수에서 108 사이클에서 파괴되는 날개 재료의 평균 피로강도 (MPa).

ơ/at

: 108 응력 사이클에 대한 등가 피로 빙하중 응력 진폭 (MPa).

ơ/l : 날개 재료에 대한 특성피로강도 (MPa).

ơve/1 : 기준응력 ơve/1  0.6 • ơ0.2 + 0.4 • ơw (MPa).

ơve/2 : 기준응력 ơve/2  0.7 • ơw또는 ơve/2  0.6 • ơ0.2 + 0.4 • ơw 중 작은 값 (MPa).

ơst : Fb 또는 F/로 인한 응력 중 최대응력 (MPa).

ơw : 날개 재료의 규격최소인장강도 (MPa).

(ơice)bmax : 최대 후방향 프로펠러 빙하중으로 인한 주응력(MPa). (ơice)/max : 최대 전방향 프로펠러 빙하중으로 인한 주응력(MPa). (ơice)Amax : 고려되는 날개 위치에서의 최대 빙하중 응력 진폭 (MPa). ơmea : 평균 응력 (MPa).

(ơice)A(N ) : 날개 응력 진폭 분포 (MPa).

68 빙해운항선박지침 2024

2. 하중의 정의

하중의 정의는 표 2.10에 띠른다.

표 2.10 하중의 정의

정의

설계 과정에서 하중의 사용

날개 상의 동유체 하중을 포함하여, 프로펠러와 빙의 상호 작용으로 인하여 한 개의 프로펠러 날개 상에 선박사용수명 중 발생하는 최대 후방향 힘. 힘의 방향은 0.7R 코드선에서

수직. 그림 2.3 참고.

프로펠러 날개의 강도계산을 위한 설계 힘

날개 상의 동유체 하중을 포함하여, 프로펠러와 빙의 상호 작용으로 인하여 프로펠러 날개 상에 선박사용수명 중 발생 하는 최대 전방향 힘. 힘의 방향은 0.7R 코드선에서 수직.

프로펠러 날개의 강도계산을 위한 설계 힘

Qsmax

날개 상의 동유체 하중을 포함하여, 프로펠러와 빙의 상호 작용으로 인하여 프로펠러 날개 상에 선박사용수명 중 발생 하는 최대 스핀들토크.

프로펠러 하중이 날개의 전연 또는 팁 영역에 분포된 압력으로 작용하기 때문에 프로펠러의 강도 설계 시, 스핀들토크는 자동적으로 고려된다.

프로펠러와 빙의 상호작용으로 인하여 프로펠러(모든 날개) 상에 선박사용수명 중 발생하는 최대 추력. 추력의 방향은 프로펠러 축방향이고 그 힘은 동유체 추력과 반대이다.

응답추력 Tv 을 추정하는데 사용된다. Tb는 축방향 진 동 계산을 위한 기진(excitation)의 추정치로서 사용 될 수 있다. 다만, 규칙에서는 축방향 진동의 계산은

요구하지 않는다.

프로펠러와 빙의 상호작용으로 인하여 프로펠러(모든 날개) 상에 선박사용수명 중 발생하는 최대 추력. 그 추력의 방향 은 프로펠러 축방향이고 동유체 추력의 방향으로 작용한다.

응답추력 Tv 을 추정하는데 사용된다. T/는 축방향 진동 계산을 위한 기진(excitation)의 추정치로서 사

용될 수 있다. 다만, 규칙에서는 축방향 진동의 계산

은 요구하지 않는다.

Qmax

날개 상의 동유체 하중을 포함하여, 한 개의 프로펠러 날개 상에서 프로펠러와 빙의 상호작용으로 인한 최대 빙유도토크

추진축계의 응답토크 Qv 의 추정치로서 그리고 비틀림 진동계산을 위한 기진으로 사용된다.

Fex

소성굽힘을 통한 날개 손실로부터 발생하는 날개의 극한하 중. 루트부에 소성 힌지를 일으켜서 그 날개 전체의 파괴를 일으키는데 필요한 힘이다. 그 힘은 0.8R에서 작용한다.

날개 파괴 하중은 날개 볼트, 피치제어기구, 프로펠러 축, 프로펠러축 베어링, 추력베어링의 치수를 정하는데 사용된다. 그 목적은 전체 프로펠러 날개의 파괴가 다 른 구성품의 손상을 일으키지 않는 것을 보증하기 위

한 것이다.

Qsex

날개 파괴 하중으로부터 발생하는 최대 스핀들토크

피치제어기구에 대하여 피라미드 강도 원칙을 확인하 는데 사용된다.

빙 기진(비틀림진동) 및 프로펠러 동유체 평균 토크에 대한 축계의 동적거동을 고려한 프로펠러 축계에서의 최대 응답 토크

프로펠러 축계 구성품에 대한 설계 토크

빙 기진(축방향 진동) 및 프로펠러 동유체 평균 추력에 대 한 축계의 동적거동을 고려한 축계에서의 최대 응답 추력

프로펠러 축계 구성품에 대한 설계 추력

빙해운항선박지침 2024 63

그림 2.3 반지름 0.7R에서 코드선의 수직으로 작용하는 후방향 날개 힘의 방향. (전연에서 빙접촉 압력은 작은 화살표로 나타냄)

305. 설계 빙하중

1. 일반

(1) 이 규정은 가변피치 또는 고정피치 날개를 갖는 선박의 선미에 위치한 개방식 프로펠러 및 덕트식 프로펠러에 적 용한다. 선수에 설치된 프로펠러에 대한 빙하중은 특별히 고려되어야 한다. 주어진 하중은 해당하는 경우 회전 방 향 변경으로 인한 하중을 포함하여 정상 운전조건에서 전체 선박의 사용수명 동안에 예상되는 단일 발생 최대값이 다. 이들 하중은 정지된 프로펠러가 빙 속에서 끌리는 것과 같이 설계 범위를 벗어나는 운전조건에 대하여는 적용 하지 않는다.

(2) 이 규정은 기어 동력전달장치 또는 통합된 전동기(즉, 기어식 또는 포드 추진기)를 가지는 선회식 및 고정식 스러 스터에 대한 프로펠러와 빙의 상호작용으로 인한 하중에 대해서도 다룬다. 다만, 이 규정의 하중 모델에는 회전된 선회식 스러스터의 측면(반경 방향)으로부터 프로펠러에 빙이 들어갈 때의 프로펠러와 빙의 상호작용으로 인한 하 중 또는 당기는 프로펠러의 프로펠러 허브에 빙블록이 충돌할 때의 하중이 포함되지 않는다.

(3) 스러스터 몸체에서의 빙충격으로 인한 빙하중은 사례별로 추정해야 한다. 다만 이 절에는 포함하지 않는다.

(4) 3항에 주어진 하중은 빙 상호작용 동안 빙 유도 하중 및 동유체 하중(달리 명시되지 않는 한)을 포함한 총 하중이 며 달리 명시되지 않는 한 별도로 적용되어야 하고 구성품의 강도 계산용으로만 사용하여야 한다.

(5) Fb는 프로펠러가 전진방향으로 회전하면서 빙블록을 분쇄하는 동안 프로펠러 날개를 후방으로 굽히려는 선박 사용 수명 중 경험하는 최대 힘을 말한다. F/는 프로펠러가 전진방향으로 회전하면서 빙블록을 분쇄하는 동안 프로펠러 날개를 전방으로 굽히려는 선박 사용수명 중 경험하는 최대 힘을 말한다. Fb와 F/는 서로 다른 프로펠러와 빙의 상호작용 현상에서 비롯되며 동시에 작용하지 않는다. 따라서 Fb와 F/는 별도로 적용되어야 한다.

2. 빙⑨급 계수

고려되는 설계 빙블록의 치수는 Hice × 2Hice ×3Hice이다. 프로펠러 빙하중의 산정에는 설계 빙블록 및 빙강도 지수 ( ice)가 사용된다. 아래 표 2.11에서 각 빙등급에 대한 Hice및  ice를 정의한다.

표 2.11 빙⑨급 계수

빙등급	Hice [m]	 ice [-]
PC1	4.0	1.2
PC2	3.5	1.1
PC3	3.0	1.1
PC4	2.5	1.1
PC5	2.0	1.1
PC(	1.75	1
PC7	1.5	1

70 빙해운항선박지침 2024

3. 프로펠러 빙 상호작용 하중

(1) 개방식 프로펠러에 대한 최대 후방향 날개 힘 Fb

D @ Dli m i t인 경우, Fb  27 •  ice • D 

0.7

 CAR 0.3 2

• L Z  • D

(kN)

0.7

 CAR 0.3

1.4

D ≥ Dli m i t인 경우, Fb  23 •  ice • D 

Dli m i t : 다음 식에 따른다.

• L Z 

• Hice

• D (kN)

Dli m i t

 0.85 •  Hice

1.4 (m)

 : 가변피치프로펠러의 공칭회전속도(개방수역 자유운전상태에서 연속최대출력 시) 및 고정피치프로펠러 (구동기관 형식에 관계없이)에 대한 공칭회전속도(자유운전상태에서 연속최대출력 시)의 85%를 말한 다. (rps)

추가적으로 “Icebreaker” 부호를 받은 선박의 경우 상기에 명시된 후방향 날개 힘 Fb에 1.1을 곱하여야 한다.

(2) 개방식 프로펠러에 대한 최대 전방향 날개 힘 F/

D @ D

인 경우, F

 250 •  CAR • D 2 (kN)

li m i t

D ≥ D

/ L Z 

인 경우, F  500 •  1 • H •  CAR • D (kN)

li m i t

/ d 

ice

L Z 

L (1 — D ) 

Dli m i t : 다음 식에 따른다.

D   2 

li m i t

d

• Hice (m)

L (1 — D ) 

(3) 개방식 프로펠러 날개에서의 하중 영역

가변피치 프로펠러 및 고정피치 프로펠러에 대하여 부록 2의 표 2.1에 주어진 하중 상태 1 ~ 하중 상태 4를 고려 하여야 한다. 역전하는 프로펠러에 대한 날개의 빙하중을 구하기 위하여, 역회전이 가능한 프로펠러에 대한 하중 상태 5 또한 고려하여야 한다.

(4) 덕트식 프로펠러에서의 최대 후방향 날개 빙하중 Fb

0.7

 CAR 0.3 2

D @ Dli m i t인 경우, Fb  9.5 •  ice • D

• L Z  • D

(kN)

0.7

 CAR 0.3

1.4

0.6

D ≥ Dli m i t인 경우, Fb  66 •  ice • D 

• L Z 

• Hice  • D

(kN)

Dli m i t : 다음 식에 따른다.

Dli m i t 4 • Hice

은 (1)호와 같이 구한다.

추가적으로 “Icebreaker” 부호를 받은 선박의 경우 상기의 후방향 날개 힘 Fb에 계수 1.1를 곱하여야 한다.

(5) 덕트식 프로펠러에 대한 최대 전방향 날개 빙하중 F/

빙해운항선박지침 2024 71

D ≤ D

인 경우, F

 250 •  CAR • D 2 (kN)

li m i t

/ L Z 

D  D

인 경우, F

 500 •  CAR • D •

1 • H

(kN)

li m i t

/ L Z 

 d 

ice

1 — 

L D 

Dli m i t : 다음 식에 따른다.

D  2 • H (m)

li m i t



d 

ice

1 — 

L D 

(() 덕트식 프로펠러 날개에서의 하중 영역

모든 프로펠러에 대하여 부록 2의 표 2.2에 주어진 하중 상태 1 및 하중 상태 3을 고려하여야 한다. 역전하는 프로 펠러에 대한 날개의 빙하중을 구하기 위하여, 역회전이 가능한 프로펠러에 대한 하중 상태 5 또한 고려하여야 한다.

(7) 개방식 및 덕트식 프로펠러에서의 최대 날개 스핀들토크 Qsmax

날개 부착 축 주위의 스핀들토크 Qsmax는 부록 2의 표 2.1, 표 2.2와 같이 적용된 최대 후방향 날개 힘 Fb 및 최 대 전방향 날개 힘 F/ 모두에 대하여 결정되어야 한다. 상기 방법의 스핀들토크가 아래 식에 의하여 주어진 디폴 트 값보다 작은 경우, 아래 디폴트값을 사용하여야 한다.

디폴트 값 Qsmax  0.25ㆍFㆍc0.7 (kN･m)

F : Fb 또는 F/ 의 절대값 중 큰 값으로 한다. 날개 파괴 스핀들토크 Qsex 는 아래 4항에 정의된다.

(8) 날개 하중에 의한 하중분포

날개의 피로설계를 위하여 그림 2.10에 주어진 것과 같이 Weibull-type 분포(Fice가 (Fice)max를 초과할 가능성)가 사용된다.

)

F (—(F

)k • ln(Nice))

P((F

ice ≥

ice)max

(F

F  e

ice)max

( ice)max

여기서,

k : 스펙트럼의 형상계수

Nice : 스펙트럼에서 하중 사이클 수(())호 참고)

Fice : 날개 상의 빙하중에 대한 임의 변수, 0 ≤ Fice ≤ (Fice)max

이로 인해 날개 응력 진폭 분포가 발생한다.

(ơ )

(N )  (ơ )

•(1 —

log(N )

)k

ice A

ice Amax

log (N

ice)

여기서,

(ơice)/max —(ơice)bmax

(ơice)Amax  2

개방식 프로펠러 날개의 빙하중 분포에는 형상계수 k = 0.75가 사용되고 덕트식 프로펠러 날개의 빙하중 분포에는 형상계수 k = 1.0이 사용된다.

72 빙해운항선박지침 2024

그림 2.10 피로설계에 사용되는 Weibull-type 분포(Fice가 (Fice)max를 넘을 가능성)

()) 빙하중의 사이클 수

날개 당 하중 스펙트럼에서 하중 사이클 수 Nice는 다음 식에 따라 결정된다.

Nice  k 1 • k2 • Nclass • , 여기서,

Nclass : 각 빙등급에 대한 프로펠러 회전 당 기준 빙충격 사이클 수(표 2.12 참고)

표 2.12 빙충격 사이클 수

빙등급	PC1	PC2	PC3	PC4	PC5	PC(	PC7
Nclass	21 × 106	17 × 106	15 × 106	13 × 106	11 × 106	9 ×106	6 ×106

k 1 = 1 중심에 위치한 프로펠러인 경우

= 2 선측에 위치한 프로펠러인 경우

= 3 당기는 프로펠러(중심 및 선측)인 경우

k 2 = 0.8 —/ / @ 0 인 경우,

= 0.8 — 0.4 •/ 0 ≤ / ≤ 1 인 경우

= 0.6 — 0.2 •/ 1 @ / ≤ 2.5 인 경우

= 0.1 /  2.5 인 경우

여기서 잠김 함수 /는 다음과 같다.

h0 — Hice

/  D/2 1

h0 를 모를 경우 h0  D/2

추가적으로 “Icebreaker” 부호를 받은 선박의 경우 상기에 명시된 하중 사이클 수 Nice에 계수 3을 곱하여야 한 다. 모든 프로펠러 날개의 프로펠러와 빙의 상호작용으로 인해 하중을 받는 구성품의 경우 하중 사이클 수 Nice는 프로펠러 날개의 수(Z )를 곱하여야 한다.

빙해운항선박지침 2024 73

4. 개방식 및 덕트식 프로펠러에 대한 날개 파괴 하중

(1) 굽힘 하중 Fex

소성굽힘을 통해 날개 파괴되는 데 필요한 최소 하중을 말한다. 이는 극한하중이 가장 약한 방향으로 0.8R에 작용 한다고 가정하고 아래식을 사용하여 날개 루트부에서 0.5R까지 날개 반경을 따라 반복적으로 계산해야 한다.

날개 파괴 하중은 다음과 같다.

Fex 

0.3ㆍcㆍt2ㆍơ

 (kN)

ve/1 103

0.8ㆍD — 2ㆍv

여기서,

ơve/1  0.6 • ơ0.2 + 0.4 • ơw

ơw(도면에 명시된 규격최소인장강도) 및 ơ0.2(도면에 명시된 규격최소항복강도 또는 0.2% 항복강도)는 날개 재료에 대한 대표적인 값이다.

c, t 및 v(1장 605.의 그림 1.11 참고)은 전형적으로 날개 프로파일이 시작되는 필릿 종단에 위치한 루트 필릿 외부의 가장 약한 단면에서의 실제 현 길이, 최대 두께, 날개의 원통형 루트 단면의 반지름을 각각 말한다.

우리 선급은 실제 날개의 비선형 소성 재료 거동을 반영하는 적절한 응력해석을 통한 파괴 하중 계산의 대체수단 을 인정할 수 있다. 날개는 프로펠러 지름 D의 10%를 초과하여 끝단이 휘어졌을 경우 파괴된 것으로 간주한다.

(2) 스핀들토크 Qsex

0.8R에 작용하는 날개 파괴 하중으로 인한 최대 스핀들토크가 결정되어야 한다. 날개 파괴로 인한 하중은 전형적 으로 프로펠러 중심으로부터 전연 및 후연의 가장자리로 갈수록 감소한다. 날개 회전 중심으로부터 특정 거리에서 최대 스핀들토크가 일어난다. 최대 스핀들토크는 적절한 응력해석 또는 다음의 식으로부터 계산되어야 한다.

Qsex  max(CLC0.8;0.8 • CTC0.8 ) • Cspex • Fex (kN･m)

여기서,

Cspex

 Csp

• C/ex

 0.7 •(1 —(4 • CAR )3)



Csp : 스핀들암에 고려되어야 할 무차원 파라미터

C/ex : 최대 스핀들토크 위치에서의 날개 파괴 하중의 감소에 고려되어야 할 무차원 파라미터

Cspex가 0.3 미만일 경우 Cspex 는 0.3의 값을 가져야 한다.

CLC 0.8 : 0.8R에서의 현 길이 중 전연부

CTC0.8 : 0.8R에서의 현 길이 중 후연부

74 빙해운항선박지침 2024

다음 그림 2.11은 전체 현 길이에 걸친 날개 파괴 하중에 따른 스핀들토크를 나타낸다.

그림 2.11 하중이 0.8 R 현 상의 다른 위치에 작용할 경우 날개 파괴 하중 및 관련 스핀들토크

5. 개방식 및 덕트식 프로펠러에 작용하는 축방향 설계 하중

(1) 개방식 및 덕트식 프로펠러에 작용하는 프로펠러 상의 최대 빙추력 T/ 및 Tb

최대 전방향 및 후방향 빙추력은 다음 식에 주어진 바와 같다.

T/  1.1 • F/ (kN)

Tb  1.1 • Fb (kN)

다만 이 절 내의 하중 모델에는 빙블록이 당기는 프로펠러의 허브에 부딪히는 프로펠러와 빙의 상호작용 하중은 포함되지 않는다.

(2) 개방식 및 덕트식 프로펠러에서 추진축계로 전달되는 설계 추력

추진축계에서 설계 추력은 다음 식에 따라 계산되어야 한다. 양방향에 대한 설계 하중은 전방향 및 후방향 하중 중 큰 값을 취한다. 계수 2.2 및 1.5는 축방향 진동으로 인한 동적배율을 고려한 것이다.

전방향의 경우 Tv  T + 2.2 • T/ (kN) 후방향의 경우 Tv  1.5 • Tb (kN)

동유체 볼러드 추력 T가 주어지지 않은 경우, T는 다음 표 2.13에 따른다.

빙해운항선박지침 2024 75

표 2.13 볼러드 추력 값에 대한 가이드라인

프로펠러 형식	T
가변피치(CP) 프로펠러(개방식)	1.25 • T
가변피치(CP) 프로펠러(덕트식)	1.1 • T
터빈 또는 전기모터에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러	T
왕복동 내연기관에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러(개방식)	0.85 • T
왕복동 내연기관에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러(덕트식)	0.75 • T
여기서, T 은 개방수역 자유운전상태에서 연속최대출력 시의 공칭 프로펠러 추력

당기는 형식 프로펠러의 경우 프로펠러 허브에서의 상호작용 하중을 추가하여 우리 선급에 의해 특별히 고려되어 야 한다.

6. 개방식 및 덕트식 프로펠러에 작용하는 비틀림 설계 하중

(1) 개방식 프로펠러에 대한 프로펠러 설계 빙토크 Qmax

Qmax는 빙과 프로펠러의 상호작용으로 인한 프로펠러의 최대 토크를 말한다.

D @ D

인 경우, Q

 k • 1 — d •  P0.7 0.16 • D  0.17 • D 3 (kN･m)

li m i t

max

ope

D D

여기서,

kope = 14.7 PC1 ~ PC5의 경우

kope = 10.) PC( ~ PC7의 경우

D ≥ D

인 경우, Q

 1.9 • k

• 1 — d • H 1.1 •  P0.7 0.16 • D  0.17 • D 1.9 (kN･m)

li m i t

max

ope

D ice D

여기서,

Dli m i t 1.8 • Hice (m)

 : 볼러드 상태에서 프로펠러 회전속도. 주어지지 않은 경우, 은 다음 표 2.14와 같이 취한다.

표 2.14 비틀림 하중을 계산하기 위한 회전속도에 대한 가이드라인

프로펠러 형식	회전속도 
가변피치(CP) 프로펠러	
터빈 또는 전동기에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러	
왕복동 내연기관에 의해 구동되는 고정피치(FP) 프로펠러	0.85 • 

가변피치(CP) 프로펠러의 경우 프로펠러 피치(P0.7)는 볼러드 상태에서의 연속최대출력에 상응하여야 한다. 주 어 지 지 않은 경우, 프로펠러피치(P0.7)는 0.7 • P0.7 으로 구한다. 여기서, P0.7 은 자유운전상태에서 연속최대출력 시의 프로펠러 피치를 말한다.

D D

(2) 덕트식 프로펠러에 대한 프로펠러 설계 빙토크 Qmax

D @ D

li m i t

인 경우, Qmax  k

dwcted

• 1 — d •  P0.7 0.16 • D  0.17 • D 3 (kN･m)

76 빙해운항선박지침 2024

여기서,

kdwcted = 10.4 PC1 ~ PC5의 경우

kdwcted = 7.7 PC( ~ PC7의 경우

D ≥ D

인 경우, Q

 1.9 • k

• 1 — d • H 1.1 •  P0.7 0.16 • D  0.17 • D 1.9 (kN･m)

li m i t

max

dwcted

D ice D

여기서,

Dli m i t 1.8 • Hice (m)

 : (1)호와 같이 구한다.

(3) 개방식 및 덕트식 프로펠러에 대한 빙토크 기진

주어진 기진은 선박의 사용수명 동안 한번 경험할 수 있는 최대 토크를 평가하기 위하여 사용된다. 다음의 하중 사 례는 프로펠러가 빙과 상호작용할 때 추진장치의 작동 하중 그리고 전체 시스템의 상응하는 반응을 반영하기 위한 것이다. 빙충격 및 시스템 응답은 개별 축계 구성품에 하중을 발생시킨다. 빙토크 Qmax는 전체 속도 범위에서 일 정한 값을 가지는 것으로 간주할 수 있다. 특정 축 속도를 고려하는 경우 관련 속도를 사용하여 관련 Qmax를 계산 할 수 있다.

시간영역으로 계산하는 경우 탄성 커플링이 없는 왕복동 내연기관장치는 빙에 대한 기관 기진에 대하여 가장 불리 한 위상각에서 계산하여야 한다. 기관 점화 맥동이 계산에 포함되어야 하며 표준 정상상태 고조파(harmonics)가 사용될 수 있다. 빙하중과 가스하중 기진 사이의 위상각은 주파수영역 분석에서 고려할 필요가 없다. 착화실패도 고려할 필요가 없다.

날개 차수 공진이 연속최대회전수 바로 위에 있을 경우, 연속최대회전수의 105% 까지 계산이 수행되어야 한다. 7

항에 주어진 계산 가이드라인을 참고한다. (가) 시간영역 계산

축계 과도 동적해석(시간영역)을 위한 프로펠러의 빙토크 기진은 반 사인파 형태이며 날개에서 발생하는 날개 충 격 시퀀스로 정의된다. 기진 진동수는 빙과의 상호작용 과정 동안 프로펠러 회전 속도를 따라야 한다. 단일 날개 빙충격에 의한 토크는 프로펠러 회전각의 함수로서 다음의 식으로 정의된다.

가 정수 회전에 더하여 0o에서 αi까지 회전하는 경우,

Q() Cq • Qmax • sin((180/αi))

가 정수 회전에 더하여 αi에서 3(0o까지 회전하는 경우,

Q() 0

여기서,

 : 첫 충격이 일어났을 때를 시작으로 하는 회전각

αi : 프로펠러 회전각에서 표현된 프로펠러 날개와 빙의 상호작용의 지속시간을 나타낸다. 변수 Cq 및 αi는 아래 표 2.15와 같다.

빙해운항선박지침 2024 77

표 2.15 날개수에 따른 빙충격 확대 계수 Cq 및 지속시간 계수 αi

기진 토크	프로펠러와 빙의 상호작용	Cq	αi[deg.]
기진 토크	프로펠러와 빙의 상호작용	Cq	Z=3	Z=4	Z=5	Z=(
기진 상태 1	단일 빙블록	0.75	)0	)0	72	(0
기진 상태 2	단일 빙블록	1.0	135	135	135	135
기진 상태 3	두 개의 빙블록 (위상변이 360o/2 • Z )	0.5	45	45	3(	30
기진 상태 4	단일 빙블록	0.5	45	45	3(	30

합계 빙토크는 위상 변이 360/Z 를 고려한 단일 날개 토크의 합으로써 구한다.

빙을 분쇄하는 과정의 시작과 끝 단계(계산된 지속시간 이내)에서 Cq 를 프로펠러 1회전 내에서 최대값까지 증가 시키고 역으로 0까지 감소시기는 데에 선형램프함수가 사용되어야 한다. (부록2 그림 2.1에 Z 수에 따른 예를 참고한다.)

빙을 분쇄하는 과정 동안의 프로펠러 회전수 NQ 는 다음 식에 따른다.

NQ  2 • Hice

날개 차수 기진에 대한 충격의 수는 Z • NQ 이다.

날개수에 따른 모든 기진 사례에 대한 예시는 부록 2 그림 2.1에 주어진다.

동적 시뮬레이션은 공진 진동 응답을 얻을 수 있도록 공칭 연속최대회전수, 볼라드 상태 연속최대회전수 및 상 기 모든 공진회전수(1차 기관 및 1차 날개 고조파)에서 시작하는 모든 기진 사례에 대하여 실시하여야 한다. 고 정피치 프로펠러 장치에 대한 동적 시뮬레이션은 기관의 최대 가능 출력을 가정하여 상응하는 회전수를 가지는 볼러드 풀 상태 또한 다루어야 한다.

주기관의 정체상태(stand still)까지 회전수가 떨어질 경우 기관이 의도하는 서비스 작업을 수행하기에 충분한 동 력이 공급되지 않을 수 있음을 나타낸다. 하중의 고려를 위하여 회전수 저하 과정 동안의 최대 발생 토크가 적 용되어야 한다. 이러한 경우 기진은 축 회전수를 따라야 한다.

(나) 주파수영역 계산

주파수영역 계산을 위하여 다음의 토크 기진이 사용될 수 있다. 기진은 시간영역 반 사인파 충격 시퀀스가 연속 적인 것으로 가정하여 유도된다. 그리고 1차 날개 진동수 및 2차 날개 진동수에 대한 푸리에 급수 요소가 유도 된다. 주파수영역 분석은 고려된 속도 범위에서 1차 날개 진동수 공진이 있는 경우 일반적으로 시간영역 시뮬레 이션과 비교하여 보수적으로 간주된다.

QF ()  Qmax •(Cq0 + Cq1 • sin(Z • C0 •  +α1 ) + Cq2 • sin(2 • Z • C0 •  +α2 )) (kN･m)

Cq0 : 평균 토크 요소,

Cq1 : 1차 날개 진동수 기진 진폭

Cq2 : 2차 날개 진동수 기진 진폭

 : 회전각

α1, α2 : 기진 요소의 위상각

C0 : 빙블럭의 접촉 수

상기 주파수 영역 기진 계산에 대한 계수는 표 2.16에 따른다.

78 빙해운항선박지침 2024

표 2.16 단순화된 기진 토크 추정을 위한 계수

기진토크	Z=3
	Cq0	Cq1	α1	Cq2	α2	C0
기진 상태 1	0.375	0.375	-)0	0	0	1
기진 상태 2	0.7	0.33	-)0	0.05	-45	1
기진 상태 3	0.25	0.25	-)0	0	0	2
기진 상태 4	0.2	0.25	0	0.05	-)0	1

기진토크	Z=4
	Cq0	Cq1	α1	Cq2	α2	C0
기진 상태 1	0.45	0.3(	-)0	0.0(	-)0	1
기진 상태 2	0.)375	0	-)0	0.0(25	-)0	1
기진 상태 3	0.25	0.251	-)0	0	0	2
기진 상태 4	0.2	0.25	0	0.05	-)0	1

기진토크	Z=5
	Cq0	Cq1	α1	Cq2	α2	C0
기진 상태 1	0.45	0.3(	-)0	0.0(	-)0	1
기진 상태 2	1.1)	0.17	-)0	0.02	-)0	1
기진 상태 3	0.3	0.25	-)0	0.048	-)0	2
기진 상태 4	0.2	0.25	0	0.05	-)0	1

기진토크	Z=(
	Cq0	Cq1	α1	Cq2	α2	C0
기진 상태 1	0.45	0.375	-)0	0.05	-)0	1
기진 상태 2	1.435	0.1	-)0	0	0	1
기진 상태 3	0.3	0.25	-)0	0.048	-)0	2
기진 상태 4	0.2	0.25	0	0.05	-)0	1

비틀림진동 응답은 모든 기진 상태에 대해서 계산되어야 한다. 가장 심각한 회전 속도에서 관련 기진 상태의 결 과는 다음과 같은 방법으로 사용되어야 한다.

최고 응답 토크(시스템에서의 다양한 집중질량 사이)는 아래 피크 토크 Qpeak로 불린다.

충격 시퀀스 동안의 최대 토크 진폭은 최대 토크에서 최소 토크까지 범위의 반으로 결정되며 QAmax 로 불린다.

QAmax 의 설명은 그림 2.12에 주어지며 다음의 식으로 결정된다.

(

max(Qv (time)) — min(Qv (time))

QAmax  2

) (kN･m)

빙해운항선박지침 2024 73

그림 2.12 측정된 다양한 토크 곡선에서의 해석 예

(4) 축계 설계 토크

(가) 볼러드 상태에서의 최대 운전회전수(표 2.14 참고)의 80%에서  의 120%까지 범위 내에 1차 날개 진동수 비 틀림 공진이 없는 경우 다음의 최대 응답 토크의 추정치는 프로펠러축의 설계 토크를 계산하는 데 사용할 수 있다.

플렉시블 커플링 없이 직접 연결된 2행정 왕복동 내연기관의 경우,

Qv  Q

emax

+ Qvib

+ Qmax

• I (kN･m)

기타 기관의 경우,

Qv  Q

emax

+ Qmax

• I (kN･m)

I : 고려하는 구성품의 기관측에 있는 모든 부분의 등가질량관성모멘트

It : 추진장치 전체의 등가질량관성모멘트

모든 토크 및 관성모멘트는 검토되는 구성품의 회전 속도로 감소되어야 한다. 최대 토크 Qemax 가 주어지지 않 은 경우, 표 2.17의 값에 따른다.

표 2.17 최대 토크 결정에 대한 가이드 라인

프로펠러 형식	Qemax
전동기에 의해 구동되는 고정피치 프로펠러 및 가변피치 프로펠러	Qmotov
전동기 이외의 원동기에 의해 구동되는 가변피치 프로펠러	Q
터빈에 의해 구동되는 고정피치 프로펠러	Q
왕복동 내연기관에 의해 구동되는 고정피치 프로펠러	0.75 • Q
(비고) Qmotov는 전동기의 피크 토크이다.

(나) 최대 운전회전수(볼러드 상태)의 80%에서  의 120%까지 범위 내에 1차 날개 진동수 비틀림 공진이 있는 경 우 축 구성품의 설계토크(Qv )는 시간영역 또는 대체방안으로서 주파수영역에서 전체 추진계에 대한 동적 비틀 림진동 해석의 방법으로 결정하여야 한다. 그런 다음 기관이 연속사용 금지범위의 유해한 운전을 피하도록 충

80 빙해운항선박지침 2024

분히 설계되었다고 가정한다.

7. 비틀림진동 계산에 대한 가이드라인

(1) 비틀림진동 계산의 목적은 안전한 운전을 위한 치수를 결정하기 위해서 수명 기간 동안 개별 축계 구성품에 대한 비틀림 하중을 추정하기 위함이다. 모델은 감쇠를 포함하는 정상 집중질량 탄성 비틀림진동 모델(주파수 영역)에서 얻을 수 있다. 표준 고조파를 사용하여 가스하중을 고려할 수 있다. 실제 기관의 토크-회전 곡선이 적용된다.

(2) 시간영역 해석의 경우 모델은 프로펠러에서의 빙 기진, 원동기가 제공하는 평균 토크, 프로펠러에서의 동유체 평균 토크 및 기타 관련 기진을 포함하여야 한다. 계산은 빙 기진과 원동기 기진 사이의 다양한 위상을 다루어야 한다. 이는 직접 구동 내연기관 추진계와 매우 관련이 있다.

(3) 주파수영역 계산의 경우 하중은 반 사인파 하중 피크의 연속 시퀀스에 대한 푸리에 요소 해석으로서 추정되어야 한다. 기진에는 1차 및 2차 날개 진동수 요소가 사용되어야 한다. 계산은 관련된 전체 축 회전수 범위를 포함해야 한다. 관련 비틀림진동 공진에서 응답 분석은 개방수역(빙 기진이 없는) 및 빙 기진에 대해 각각 개별적으로 수행 할 수 있다. 직접 연결된 기관의 경우 다음과 같은 중첩을 통하여 최대 토크를 얻을 수 있다.

Qpeak  Qemax + Qopv + Qice

306. 설계

1. 설계 원칙

여기서,

Qemax : 고려하는 회전속도에서의 최대 기관 토크

Copv : 주파수 영역 분석에 의하여 결정되는 고려하는 축 회전수에서의 기관 기진의 최대 개방수역 응답

Qice: 관련 축 회전수, 빙 기진 상태 1~ 상태 4에 대한 주파수 영역 분석을 사용하여 계산된 토크. 결과적 으로 빙 기진으로 인한 최대 응답 토크

(1) 추진계는 강도 측면에서 피라미드 강도 원칙에 따라 설계되어야 한다. 이것은 프로펠러 날개의 손실로 인하여 다른 프로펠러 축계 구성품의 중대한 손상이 발생하지 않아야 함을 의미한다.

(2) 추진계 구성품은 관련 안전마진으로 최대 및 피로 운전하중을 견디어야 한다. 하중은 축계정렬이나 기타 정상운전 상태의 계산에 고려될 필요가 없다.

2. 일반적인 피로설계

(1) 설계 하중은 빙 기진 및 필요한 경우 날개 충격 시퀀스(305.의 6항 (3)호 (가) 참고)로서 설명되는 (축계) 동적 분 석을 기반으로 하여야 한다. 축 응답 토크는 305.의 6항 (4)호에 따라 결정해야 한다.

(2) 추진계 구성품은 아래에 정의된 선형탄성 마이너의 법칙을 이용하여 관련 하중을 고려할 때 누적 피로파괴가 발생 하지 않도록 설계하여야 한다.

1 2 k

k j

D  

+ 

+... + 

≤ 1 or D  Σ ≤ 1

j  1 j

여기서,

k : 응력수준의 수

N1...k : 개별 응력수준 등급의 파괴 시 하중 사이클 수

1...k : 등급별 고려중인 상태에서의 누적 하중 사이클 수

D : 마이너 손상 합계

응력 분포는 최소 10개의 응력 블록(하중의 10% 마다)을 갖는 주파수 하중 스펙트럼으로 나누어야 한다. 5개의 응 력 블록을 사용한 계산은 너무 보수적인 것으로 알려져 있다. 최대 허용 하중은 프로펠러 날개의 경우 ơve/2로 제한 되고 모든 다른 구성품의 경우 항복강도로 제한된다. 하중 분포(스팩트럼)는 Weibull 분포에 따라야 한다.

3. 프로펠러 날개

(1) 정적하중으로 인한 날개 응력 계산

날개 응력(등가응력 및 주응력)은 305.의 3항에 주어진 설계 하중에 대하여 계산되어야 한다. 모든 프로펠러 날개 에 대한 최종 승인의 일부로서 응력 분석에 유한요소해석이 사용되어야 한다. 폰미세스 응력은 ơst로 간주되며 (2)

빙해운항선박지침 2024 81

호의 식에 따른다.

대안으로, 최종 승인을 위하여 루트부(v/R @ 0.5)에서 모든 프로펠러에 대한 날개 응력을 추정하는데 다음 단순화 된 식을 사용할 수 있다.

ΨBL

ơst  C1 • 2

100 • ct

(MPa)

상수 는

실제응력

C1 빔 방정식으로 구해진응력

으로 구한다.

실제 값을 이용할 수 없는 경우 C1은 1.(으로 한다.

ΨBL  (0.75 — v/R) • R • F 반지름 비 v/R @ 0.5인 경우

F : Fb와 F/의 최대값 중 큰 것.

(2) 정적 하중에 대한 허용 기준

계산된 날개 응력에 대하여 다음 기준이 충족되어야 한다.

ơve/2 ≥ 1.3

ơst

ơst : 설계 하중에 대하여 계산된 응력. 응력을 추정하는데 유한요소해석을 사용할 경우 폰미세스 응력 이 사용되어야 한다.

(3) 프로펠러 날개의 피로설계 (가) 일반

S-N 선도에서 두 개의 기울기를 갖는 재료(그림 2.13 참고)에 대하여 다음 기준을 충족하는 경우 이 호에 따 르는 피로 계산은 하지 않아도 된다.

ơ ≥ B

B2 • log(N

)B3

exp

1 • ơve/2

ice

개방식 및 덕트식 프로펠러에 대한 계수 B1, B2 및 B3는 다음 표 2.18에 주어진 것과 같다.

표 2.18 피로 계산의 면제를 확인하는 계수

	개방식 프로펠러	덕트식 프로펠러
B1	0.00328	0.00223
B2	1.007(	1.0071
B3	2.101	2.471

상기 기준이 충족되지 않는 경우 아래에 정의된 피로 요구사항이 적용된다.

프로펠러 날개의 피로설계는 선박사용수명 중 추정된 하중 분포 및 날개 재료에 대한 S-N 선도를 기초로 한 다. 예상된 하중 분포와 동일한 피로 손상을 일으키는 등가응력 ơ/at이 마이너의 법칙에 따라 계산되어야 하고 이 호에 주어진 피로에 대한 허용기준이 충족되어야 한다. 등가응력은 108사이클을 기준으로 한다.

피로 해석에 대한 선택된 다양한 하중 수준에서 날개 응력은 305.의 3항에 주어진 최대 하중에 대하여 계산된

응력에 비례하여야 한다. 피크 주응력 ơ/ 및 ơb는 유한요소해석을 사용하여 F/ 및 Fb로부터 결정된다. 피크 응 력 범위 Aơmax 및 최대 응력 진폭 ơAmax 는 하중 상태 1및 3, 하중 상태 2 및 4에 기초하여 결정된다.

Aơmax  2 • ơAmax  (ơice)/max+(ơice)bmax

82 빙해운항선박지침 2024

후방향 하중에 대한 하중 스펙트럼은 보통 전방향 하중에 대한 하중 스펙트럼보다 낮은 사이클 수가 예상된다. 피로 해석에 이를 참작하는 것은 관련된 모든 불확실성을 고려할 때 불합리한 복잡성을 발생시킨다. 등가응력 의 계산을 위하여 두가지 유형의 S-N선도를 사용할 수 있다.

- 두개의 기울기를 갖는 S-N 선도 (기울기 4.5 및 10), 그림 2.13 참고.

- 단일 기울기 S-N 선도(그 기울기가 선택될 수 있다), 그림 2.14 참고.

S-N 선도의 유형은 날개의 재료특성에 상응하도록 선택하여야 한다. S-N 선도가 주어지지 않을 경우, 두 개의 기울기를 갖는 S-N 선도를 사용하여야 한다.

그림 2.13 두개의 기울기를 갖는 S-N 선도 그림 2.14 단일 기울기 S-N 선도

(나) 등가피로응력

프로펠러 날개의 등가피로응력을 결정하는 보다 일반적인 방법은 5항에 설명되어 있으며 주응력은 마이너의 법칙을 사용하여 305.의 3항에 따라 고려된다. 하중 블록의 총 사이클 수 bl이 bl  100인 경우 두 방법 모 두 동일한 결과를 제공하므로 두 방법은 동등한 것으로 간주된다.

/at

하중 분포와 동일한 피로 손상을 일으키는 108 응력 사이클에 대한 등가피로응력 ơ 는 다음과 같다.

ơ/at  p•(ơice)max

여기서,

(ơice)max : 대상 위치에서 설계 전방향 및 후방향 날개 힘에 의해 발생하는 주응력 진폭의 평균 값, 다음 식에 따른다.

(ơice)max  0.5 • (ơice)/ max —(ơice)b max (ơice)/ max : 전방향 하중으로 인한 주응력 (ơice)b max : 후방향 하중으로 인한 주응력

(ơice)max의 계산에 있어서, (ơice)/max 및 (ơice)bmax에 대하여 부록 2의 표 2.1, 표 2.2의 상태 1과 상태 3(또는 상태 2와 상태 4)이 쌍으로 고려된다. 상태 5는 피로 해석에서 제외한다.

두개의 기울기를 갖는 S-N 선도에서 매개변수 p의 계산

ice ice

하중 사이클 수 N 가 5 • 106 ≤ N ≤ 108 범위 내에 있는 경우 매개변수 p를 결정하는 다음 식의 오차는 충분히 작다.

매개변수 p는 다음 회귀 공식에 따라 최대 빙하중을 빙하중 분포와 연관 시킨다.

p  C •(ơ

)C2

C3 log(N

)C4

1 ice max • ơ/l •

ice

여기서,

/l s1 ϵ2 v m

ơ  5 • 5 • 5 • 5 • ơexp는 108사이클 수에서의 날개 재료의 피로강도를 말하며 (다)를

빙해운항선박지침 2024 83

참고한다.

계수 C1, C2, C3, 및 C4 는 표 2.13와 같다.

표 2.13 재료의 피로강도를 평가하기 위한 계수

	개방식 프로펠러	덕트식 프로펠러
C1	0.000747	0.000534
C2	0.0(45	0.0533
C3	- 0.05(5	- 0.045)
C4	2.22	2.584

단일 기울기 S-N 선도에서 매개변수 p의 계산

단일 기울기 S-N선도를 갖는 재료의 경우(그림 2.14 참고), 매개변수 p는 다음 식에 따라 계산되어 야 한다.

p  (G •

Nice )

1/m

(ln(N

))— 1/k

 ice

여기서,

k : Weibull-type 분포의 형상 계수.

k = 1.0 덕트식 프로펠러의 경우

k = 0.75 개방식 프로펠러의 경우

NR : 기준 하중 사이클 수(108)

매개변수 G 값은 표 2.20에 주어진 것과 같다. 표 2.20에 주어진 것 이외의 m/k 비율에 대한

G 값을 계산하기 위하여 선형보간법을 사용할 수 있다.

표 2.20 여러 가지 m/k 비율에 대한 매개변수 G 값

m/k	G	m/k	G	m/k	G
3	(	5.5	287.)	8	40320
3.5	11.(	(	720	8.5	11)2)2
4	24	(.5	1871	)	3(2880
4.5	52.3	7	5040	).5	1.133x106
5	120	7.5	14034	10	3.(23x106

(다) 피로의 허용 기준

날개의 모든 위치에서 등가피로응력 ơ/at은 다음 허용 기준에 충족되어야 한다.

ơ/l ≥ 1.5

ơ/at

여기서,

ơ/l  5s1 • 5ϵ2 • 5v • 5m • ơexp

ơ : 108사이클 수에서의 날개 재료의 피로강도

5s1 : 분산에 의한 경감계수(단일 표준편차에 동등한)

84 빙해운항선박지침 2024

5s2 : 시험편의 크기 효과에 대한 경감계수 기하학적 크기 계수 5s2는 다음과 같다.

 1 — a• ln

s2 (0.025 )

여기서,

“a”는 표 2.21에 제시된 바와 같고 “t”는 고려되는 지점에서의 최대 날개 두께이다.

5v : 변동 진폭 하중에 대한 경감계수

5m : 평균 응력에 대한 경감계수

평균 응력 효과 5m는 다음과 같다.

5m  1.0 —(

1.4 • ơmea

ơw

0.75

)

ơexp : 해수에서 108 사이클에서 파괴되는 날개 재료의 평균 피로 강도

표 2.21의 ơexp는 107 하중 사이클 수에서 50% 생존확률을 가지는 일정한 진폭 하중 피 로시험 결과로부터 정의되었으며 108하중 사이클 수로 확장되었다.

우리 선급에 의해 승인된 조건 하에서 값이 결정된 경우 표 2.21에서 제시된 값 이외의

피로강도 값 및 보정계수를 사용할 수 있다.

실제 값을 이용할 수 없을 경우, 다음 값들을 경감계수로 사용하여야 한다.

5s1 = 0.85, 5v = 0.75, 및 5m = 0.75.

S-N선도의 특성은 두 개의 기울기를 가지는 것을 기반으로 한다. 1000에서부터 108 하중 사이클 수까지는 첫 번째 기울기 4.5를 가지며 108 하중 사이클 이상에서는 두 번째 기울기 10을 가진다.

1회 또는 낮은 사이클 수에 대한 최대 허용응력은 정적 하중에 대하여   1.3인 ơve/2 / 로 제한한다.

피로강도 ơ/at는 10 하중 사이클 수에서의 피로 한계이다.

표 2.21 응력비 R=-1 및 108 하중 사이클 수에서 50% 생존확률을 가지는 서로 다른 재료에 대한 평균 피로강도 ơexp

108 하중 사이클 수에서 다양한 재료 유형에 대한 평균 피로강도 ơexp
청동 및 황동(a  0.10)		스테인리스강(a  0.05)
Mn-청동계, CU1(고장력 황동)	84 MPa	폐라이트계(12Cr 1Ni)	144 MPa(1)
Mn-Ni-청동계, CU2(고장력 황동)	84 MPa	마르텐사이트계((13Cr 4Ni/13Cr (Ni)	15( MPa
Ni-Al-청동계, CU3	120 MPa	마르텐사이트계(1(Cr 5Ni)	1(8 MPa
Mn-Al-청동계, CU4	113 MPa	오스테나이트계(1)Cr 10Ni)	132 MPa
(비고) (1) 완전한 갈바닉 보호가 활성화된 경우 이 값을 적용할 수 있다. 그렇지 않은 경우 30 MPa을 감하여 적용한다.

4. 날개 볼트, 프로펠러 허브 및 피치 제어기구

(1) 일반

날개 볼트, 피치 제어기구, 프로펠러 보스 그리고 프로펠러축에 프로펠러 부착은 305.의 3항 및 306.의 3항에 정 의된 최대 정적 및 피로 설계 하중(해당하는 경우)에 견딜 수 있도록 설계하여야 한다. 정적 하중 및 피로로 인한 항복에 대한 안전계수  는 달리 명시되지 않은 경우 1.5 이상이어야 한다. 305.의 4항에서 정의된 프로펠러 날개

빙해운항선박지침 2024 85

파괴로 인한 하중에 대한 안전계수  는 1.0 이상이어야 한다.

국부적인 응력집중을 고려하여 적절히 계산된 응력이 항복강도 미만이거나 각 재료의 ơw의 최대 70%인 경우 상세 한 피로 해석이 요구되지 않는다. 다른 모든 경우에는 누적 피로에 대하여 구성품을 분석하여야 한다. 축 평가와 유사한 접근법이 적용될 수 있다. (5항 참고)

(2) 날개 볼트

날개 볼트는 볼트 피치원 상 접선 방향, 또는 비원형 접합부의 경우 고려되는 루트부 단면에 평행한 기타 관련 축 에 작용하는 다음의 굽힘모멘트를 견뎌야 한다.

Ψbolt

  • Fex

(0.8 D — v



bolt

) (kN･m)

여기서,

vbolt : 볼트 평면의 반지름 (m)

 = 1.0, 안전계수

날개 볼트의 프리텐션은 305.의 3항에 정의된 최대 전방향 및 후방향 빙하중(개방식 및 덕트식 프로펠러 각각)이 적용되는 경우 맞물리는 표면 사이의 분리를 방지하기에 충분하여야 한다. 전통적인 배치의 경우 다음의 식을 적용 한다.



Fex

d  41 •

•(0.8D — d) •  • α

(mm)

bb ơ0.2

• Zbb

• PCD

여기서,

α = 1.( 토크법 조임의 경우

= 1.3 신장 유도 조임의 경우

= 1.2 회전각법 조임의 경우

= 1.1 기타 추가 방법에 의한 신장 조임의 경우 입증할 수 있는 경우 다른 계수가 사용될 수 있다.

dbb : 날개 볼트 나사산 주위에서의 유효 지름 (mm)

Zbb : 날개 볼트의 수

 = 1.0, 안전계수

(3) 피치제어 기구

날개 파괴로 인한 스핀들토크 Qsex (305.의 4항 (2)호 참고) 또는 빙 상호작용 Qsmax (305.의 3항 (7)호 참고)으로 인한 스핀들토크 중 큰 쪽을 견딜 수 있도록 별도의 수단(예를 들면 다월핀)이 제공되어야 한다. 피치제어 기구의 다른 구성품은 최대 스핀들토크(Qsmax , Qsex )에 의하여 손상이 없어야 한다. 추가 분석을 통하여 별도로 문서화되 지 않은 경우 스핀들토크의 1/3은 마찰에 의하여 소비되는 것으로 가정한다.

날개와 날개 캐리어 사이에 장착된 핀의 지름 d/p는 다음의 식을 사용하여 계산할 수 있다.



(Q

d  66 •

— Q/v )

(mm)

/p PCD • Z

pi 

• ơ0.2

여기서,

Q  m ax( • Qsmax;  • Qsex ) (kN･m)

 = 1.3 Qsmax 에 대하여

 = 1.0 Qsex 에 대하여

Q/v = 접촉 표면 사이의 마찰 = 0.33 • Q

마찰계수 = 0.15를 사용하여 Fex , F/ 또는 Fb 중 관련된 반력에 따라 계산된 대체 Q/v를 인정할 수 있다.

86 빙해운항선박지침 2024



s



(MPa)

작동 핀에서의 응력은 다음 식에 의하여 추정할 수 있다.



(



ƒ

)



hp i  

ơvΨises 

+ 3 •

F • 2

32

(kN)

lm : 날개의 피치 중심과 핀 축 사이의 거리 (m)

Q/v : Fex , F/ 또는 Fb 중 관련된 반력에 의해 발생하고 날개 팜에 작용하는 날개 베어링에서의

마찰 토크; 스핀들토크 Q 의 1/3에 해당한다.

3 s • dp i 



여기서,

Q — Q/v

F  

Qsb + Qs/ Qsamax  2

d 2

ƒ F 2

 4

p i  l

(kN･m)

hpi  : 작동 핀의 높이 (mm)

dpi  : 작동 핀의 지름 (mm)

날개 파괴 스핀들 토크 Qsex 는 중대한 손상을 초래하여서는 아니된다. 하나의 날개에 작용하는 빙 스핀들토크를 고 려하여 날개에서 서보시스템으로 스핀들토크를 전달하는 부품에 대하여 피로강도가 고려되어야 한다. 최대 진폭

Qsamax 는 다음과 같이 정의된다.

여기서,

Qsb : Fb로 인한 스핀들토크 (kN･m)

Qs/ : F/로 인한 스핀들토크 (kN･m)

(4) 서보 압력

유압 작동부가 도출밸브에 의해 보호되지 않는 경우, 서보시스템의 설계압력은 Qsamax 또는 Qsex 에 의하여 발생되 고 각 빙하중에 의하여 베어링에서 발생된 관련 마찰 손실에 의하여 감소된 압력을 가져야 한다. 설계압력은 어떠 한 경우에도 도출밸브의 설정압력 이상이어야 한다.

5. 추진계 구성품

305.의 4항에서 정의된 날개 파괴 Fex 로 인한 극한하중은 축방향 하중 및 굽힘 하중 요소를 결합하여 구성하여야 한 다. 항복에 대한 안전계수는 모든 축계 구성품에 대하여 1.0 이상이어야 한다. 베어링, 커플링 및 플랜지와 같은 축 및 축계 구성품은 305.에 주어진 프로펠러와 빙의 상호작용에 의한 하중을 견디도록 설계되어야 한다. 이 절에 주어 진 하중들은 축계정렬 계산에 사용하기 위한 것이 아니다. 누적 피로 계산은 마이너의 법칙에 따라 수행되어야 한다.

최대 응력이 108 하중 사이클 수에서 피로강도 미만인 경우 피로 계산이 필요하지 않다. 추진계의 토크 및 추력 진폭 분포(스팩트럼)은 다음 식과 같다(Weibull 지수 k=1이므로).

QA(N )  Q

Amax

•(1 —

log(N )

log (Z • N

ice) )

이는 그림 2.15의 예에서 설명된다.

빙해운항선박지침 2024 87

Cumulative Torque Distribution

100

Number of ice cycles

Z⋅Nice

Q_A/Q_Amax [%]

그림 2.15 누적 토크 분포

하중 스펙트럼에서의 하중 사이클 수는 Z • Nice로 정의된다.

Weibull 지수는 개방식 및 덕트식 프로펠러 토크와 굽힘 모두에 대해 k=1.0으로 간주해야 한다. 부하분포는 누적 부 하 스펙트럼이며 마이너 합산법을 사용하는 경우 부하 스펙트럼은 최소 10개의 부하 블록으로 나누어야 한다. 보수적 으로 계산하기 위하여 사용된 부하 스펙트럼은 100% 부하에 대한 사이클 수를 다음 단계(예를 들면 )0% 부하) 이상 의 사이클 수로 계산한다. 결과적으로, 사용된 응력 블록이 적을수록 계산된 안전 여유도 더 보수적이 된다.

Ice load/max Ice load

0.9

0.8

0.7

0.6

0.5

0.4

0.3

0.2

0.1

Ice Load Divided into Load Blocks

1 10 100 1 .103 1 .104 1 .105 1 .106 1 .107 1 .108

Number of cycles

그림 2.16 축에 대한 빙하중 분포(스펙트럼)의 예 (k=1)

하중 스펙트럼은 Miner 합산법을 위해 하중 블록의 수 bl로 나눈다. 다음의 식은 각 하중 블록에 대한 사이클 수 계산에 사용될 수 있다.

i  N

1 — 1 — i

( 

)

bl

ice

— Σi — 1

i  1

여기서,

i : 단일 하중 블록

bl : 하중 블록의 수

(1) 축에 대한 프로펠러의 부착 (가) 키 없는 부착부

마찰 용량(0°C 에서)은 허용 허브 응력을 초과하지 않고 305.의 6항에서 결정된 최대 피크 토크 Qpeak에 2배 ( =2.0) 이상이어야 한다.

88 빙해운항선박지침 2024

요구 면압 Po℃는 다음과 같이 결정할 수 있다.

2 •  • Qpeak

Po℃  2 3

(MPa)

s • g • D • L • 10

여기서,

g = 0.15 강-강인 경우

= 0.13 강-청동인 경우

글리세린이 습식 부착에 사용되는 경우 상기 마찰계수는 0.04 만큼 증가할 수 있다.

D : 테어퍼부의 중간 길이에서의 축 지름 (m)

L : 테이퍼부의 유효 길이 (m)

(나) 키 부착

키에 의한 부착은 허용되지 않는다. (다) 플랜지 부착

플랜지 두께는 계산상 후단 축 지름의 25% 이상이어야 한다. 볼트 헤드에 대한 자리파기와 같은 추가적인 응 력 상승은 플랜지 두께가 적절히 증가하지 않는 한 플랜지 필릿을 방해하지 않아야 한다. 플랜지 필릿부 반지 름은 계산상 축 지름의 10% 이상이어야 한다.

전단핀의 지름은 다음 식에 따라 계산해야 한다.



Q

d  66 •

peak • 

(mm)

p i 

PCD • Zp i 

• ơ0.2

여기서,

Zp i  : 전단핀의 수

 = 1.3 안전계수

후방향 날개 파괴 하중 Fex (305.의 4항 참고)가 볼트의 항복을 일으키지 않도록 볼트를 설계하여야 한다. 다음 의 식을 적용한다.

D

Fex •(0.8 • PCD +1)• α

db  41 •

ơ0.2

• Zb

(mm)

여기서,

α = 1.( 토크법 조임의 경우

= 1.3 신장 유도 조임의 경우

= 1.2 회전각법 조임의 경우

= 1.1 기타 추가 방법에 의한 신장 조임의 경우 입증할 수 있는 경우 다른 계수가 사용될 수 있다.

db : 플랜지 볼트 지름 (mm)

Zb : 플랜지 볼트의 수

(2) 프로펠러축

프로펠러축은 다음을 충족하도록 설계해야 한다.

(가) 축에 평행하게(전방향 또는 후방향) 작용하는 날개 파괴 하중 Fex (305.의 4항 참고)은 항복을 일으키지 않아야 한다. 굽힘 모멘트는 다른 하중과 결합될 필요는 없다. 선미관 베어링에 인접한 축의 지름 dp은 다음 식 이상 이어야 한다.

빙해운항선박지침 2024 83

d  160 •

ex • D

(mm)





P 3 ƒ

ơ0.2 •



d4 

4 

1 — i

dp l

여기서,

dp : 프로펠러축의 지름 (mm)

di : 중공축의 경우 프로펠러축의 안지름 (mm)

선미관 베어링에서부터 전방으로의 축 지름은 실제 굽힘 모멘트의 직접 계산을 기반으로 하여 또는 Fex 에 의 한 굽힘 모멘트가 다음 베어링에서 25%로 선형적으로 감소하고 세번 째 베어링에서 0으로 감소한다는 가정에 의해 감소될 수 있다. 최대 날개 하중 Fb 및 F/으로 인한 굽힘은 결과로 초례되는 응력수준이 날개 파괴 하중 으로 인한 응력보다 훨씬 낮기 때문에 무시된다.

(나) 피크 토크 Qpeak에 의한 응력은 축의 구부러짐을 방지하기 위해서 평단면에서의 항복에 대해 안전계수  =

1.5 이상 그리고 응력집중부에서  = 1.0 이상을 가져야 한다. 평축의 최소 지름

d  210 •

peak • 

(mm)







P 3 ƒ

ơ0.2 •



d4 

4 

1 — i

dp l

노치가 있는 축의 최소 지름



Q

3 ƒ

d  210 •

peak

•  • α

4 

t (mm)

1 —

ơ0.2

•



4



 dp l

여기서,

αt : 비틀림에 대한 국부 응력집중계수

노치가 있는 축의 지름은 어떠한 경우에도 평축의 요구 지름 보다 작아서는 아니된다.

(다) 피로에 대한 안전계수  /at=1.5인 누적피로평가에는 해당 하중 사이클 수를 가지는 토크 진폭(305.의 6항 (4) 호 참고)을 사용하여야 한다. 높은 기관 기진 비틀림진동을 가지는 축계(예를 들면 2행정 내연기관이 직접연결 된)의 경우 이 또한 고려하여야 한다.

(라) 축 재료의 피로강도 ơF 및 F (3 × 106)는 재료의 항복 또는 0.2% 항복강도를 기준으로 다음과 같이 평가할 수 있다.

ơF  0.436 • ơ0.2 +77  F • 3 (MPa)

이는 연마된 작은 시편(노치가 없는)과 역응력에 유효하다. “VDEH 1)83 Bericht Nr. ABF11 Berechnung von Wöhlerlinien für Bauteile aus Stahl”를 참조한다. 상기 피로강도, 노치계수(즉, 기하학적 응력집중계수 및 노치 민감도), 치수계수, 평균응력 영향을 기준으로 고사이클 피로를 평가한다. 3 ×106사이클에서 요구되는 1.(의 안전계수는 109 사이클에서 1.8으로 증가된다. 104 사이클로 대표되는 저사이클 피로는 항복 또는 인장

강도/3 의 0.7 중 낮은 값을 기준으로 한다. 판정기준은 1.25의 안전계수를 사용한다. 상기에 주어진 저사이

클 피로 및 고사이클 피로는 응력-사이클 도표에서 상부 및 하부 굴곡부를 나타낸다. 요구되는 안전계수가 이 값에 포함되어 있으므로 마이너의 합산이 인정된다.

(3) 중간축

중간축은 (2)호 (나)부터 (라)까지를 충족하도록 설계되어야 한다.

30 빙해운항선박지침 2024

(4) 축 연결부

(가) 키 없는 수축끼워맞춤 커플링

(1)호 (가)를 참고하며 안전계수  =1.8이 적용되어야 한다. (나) 키 부착

키에 의한 부착은 허용되지 않는다. (다) 플랜지 부착

플랜지 두께는 계산상 축 지름의 20% 이상이어야 한다. 볼트 헤드에 대한 자리파기와 같은 추가적인 응력 상 승은 플랜지 두께가 적절히 증가하지 않는 한 플랜지 필릿을 방해하지 않아야 한다. 플랜지 필릿부 반지름은 계산상 축 지름의 8% 이상이어야 한다. 림이 장착(가벼운 압입)된 볼트의 지름은 피크 토크가 1.)의 안전계수 로 전달되도록 선정되어야 한다. 이는 초기응력의 원인이 된다. 핀은 항복에 대한 안전계수 1.5의 피크 토크를 전달하여야 한다 ((1)호 (다)의 전단핀 식 참고). 후방향 날개 파괴 하중(305.의 4항 참고)이 항복을 일으키지 않도록 볼트를 설계하여야 한다.

(라) 스플라인 축

연결부 스플라인 축 연결부는 축방향 또는 굽힘 하중이 발생하지 않는 곳에 적용할 수 있다. 피크 토크 Qpeak

로 인한 허용 접촉 및 전단응력에 대하여 안전계수  =1.5를 적용한다.

(5) 기어 전달장치 (가) 축

기어 전달장치의 축은 중간축과 동일한 안전수준을 충족하여야 한다. 다만 관련된 경우 굽힘응력 및 비틀림응 력이 결합(예를 들면, 정적하중에 대한 폰미세스에 의해)되어야 한다. 기어축의 부분에 대하여 충분한 톱니 접 촉 패턴을 유지하기 위한 최대 허용 변형을 고려하여야 한다.

(나) 기어

(a) 기어는 다음 3가지의 판정기준을 만족하여야 한다.

- 이뿌리 응력

- 이뿌리면의 피팅

- 스커핑

상기 3가지의 기준에 더하여 표면하 피로를 고려가 필요할 수 있다.

(b) 모든 기준에 공통적으로 적용되는 것은 치폭에 걸친 하중 분포의 영향이다. 탄성 변형(기어 맞물림, 축 및 기 어 몸체), 정확도 공차, 나선 수정, 베어링에서 작용위치(특히 다중입력 단일 출력 기어의 경우)과 같은 모든 관련 파라미터가 고려되어야 한다.

(c) 하중 스펙트럼(5항 참고)은 출력 휠에 대한 하중 사이클 수에 계수(휠과 맞물린 피니언 수/프로펠러 날개 수 Z )를 곱하는 방식으로 적용될 수 있다. 고속에서 작동하는 피니언 및 휠의 경우 하중 사이클 수는 기어비를 곱하여 구한다. 피크 토크 Qpeak도 계산 중에 고려하여야 한다.

(d) 원통형 기어는 "방법 B"를 사용하는 경우, 국제표준 ISO (33( 시리즈(즉, ISO (33(-1:201), ISO

(33(-2:201), ISO (33(-3:201), ISO (33(-4:201), ISO (33(-5:201( 및 ISO (33(-(:201))를 기준으

로 평가할 수 있다. 상기 언급한 ISO (33(과 동등한 것으로 우리 선급이 인정하는 표준의 경우 이를 적용할 수 있다.

(e) 베벨기어는 사용 실적이 있거나 우리 선급이 인정하는 방법이나 표준을 적절히 보정하여 적용할 수 있다.

(f) 이뿌리 안전성이 피크 토크, 토크 진폭(해당 평균 토크 포함) 뿐만 아니라 일반 하중(개방수역 자유 운전)에 대 하여 누적 피로 해석의 방법으로 평가되어야 한다. 안전계수는 1.5 이상이어야 한다(ISO (33( 파트 1, 3, ( 및 선급 및 강선규칙 적용지침 5편 부록 5-4 참고).

(g) 피팅에 대한 안전성은 이뿌리 응력과 동일한 방법으로 평가되어야 한다. 다만 안전계수는 1.2 이상이어야 한 다(ISO (33(-1:201), ISO (33(-2:201), ISO (33(-(:201)및 선급 및 강선규칙 적용지침 5편 부록 5-4 참고).

(h) 피크 토크에 기반한 스커핑에 대한 안전성(플래쉬 온도법- ISO/TR 13)8)-1:2000 및 ISO/TR 13)8)-2:2000 참조)은 오일의 FZG 등급이 사양보다 한 단계 낮은 것으로 가정할 때 1.2 이상이어야 한다.

(i) 표면경화 기어의 이뿌리면 표면하 피로에 대한 안전성(접촉면에서 반대쪽 이뿌리로의 경사 파단)은 우리 선급 이 인정하는 바에 따라 평가되어야 한다. (높은 과하중은 조기 파손으로 이어질 수 있는 표면하 피로균열을 유발할 수 있다는 점에 유의해야 한다. 해석을 대신하여 UT 검사 간격을 사용할 수 있다.)

(다) 베어링

빙해운항선박지침 2024 31

())호를 참고한다. (라) 기어휠 축 연결부

토크 용량은 80% 항복의 허용 허브 응력을 초과하지 않고 5항에서 결정된 최대 피크 토크 Qpeak(고려하는 회 전속도에서)의 1.8배 이상이어야 한다.

(() 클러치

클러치는 피크 토크 Qpeak 1.3배 이상의 정적 마찰 토크와 정적 마찰 토크 2/3 이상의 동적 마찰 토크를 가져야 한다. 고장(예를 들면 작동압력 손실) 후 클러치의 비상 작동은 합리적으로 짧은 시간 내에 가능해야 한다. 이것이 볼트의 설치에 의해 이루어지는 경우 기관을 돌려 모든 볼트에 접근할 수 있도록 볼트는 클러치의 기관측에 위치 하여야 한다.

(7) 탄성 커플링

피크 토크와 비틀림 제한에 도달하는 토크 사이에는 적어도 20%의 간격 여유가 있어야 한다.

Qpeak @ 0.8 • Tkmax (N  1) (kN･m)

최대 응답 토크 Qpeak (그림 2.12 참고)와 최소 단일 하중 사이클(N =1)에 대해 유효한 탄성커플링의 기계적 비틀 림 및/또는 허용 최대 토크에 도달하는 토크 사이에는 적어도 20%의 간격 여유가 있어야 한다.

설계 토크 수준 Qv (N  x) 및 QA(N  x)에서 충분한 피로강도가 입증되어야 한다. 이는 Weibull 토크 분포(그 림 2.15와 유사)에서 보간법에 의해 입증될 수 있다.

Qv (N  x)

log(x)

Q (N  1)  1 — log (Z • N

ice)

각각,

QA(N  x)

log(x)

(N  1)  1 — log (Z • N

ice)

여기서 Qv (N  1)은 Qpeak에 상응하고 QA(N  1)는 QAmax에 상응한다.

v KV

v m ax

v Kmax

Q (N  5 • 104) •  @ T (N  5 • 104) (kN･m) Q (N  1 • 106) •  @ T (kN･m) Q (N  5 • 104) •  @ AT (N  5 • 104 ) (kN･m)

 는 피로에 대한 일반적인 안전계수로 1.5와 같다. 아래 그림 2.17, 그림 2.18, 그림 2.13를 참고한다.

토크 진폭(또는 범위 A)는 피로 균열(즉, 허용 진동 토크를 초과하는)을 일으키지 않아야 한다. 허용 토크는

TKmax1

및 ATKmax

가 5 • 104 사이클을 나타내고, TKV가 106 사이클을 나타내는 Weibull 토크 분포에서의 보

간법에 의해 결정될 수 있다. 아래 그림 2.17, 그림 2.18, 그림 2.13를 참고한다.

TKmax1

≥ Qv

5 • 104 하중 사이클인 경우 (kN･m)

32 빙해운항선박지침 2024

그림 2.17 TKmax1 의 예 그림 2.18 ATKmax 의 예

그림 2.13 TKV의 예

(8) 크랭크축

기관의 비구동 전면부 끝단(주동력 출력부의 반대쪽)에서 관성이 큰 설비(예를 들면 플라이휠, 터닝휠 또는 PTO)에 는 특별한 고려를 적용한다.

()) 베어링

선미측 선미관 베어링과 그 다음 축계 베어링은 선박이 운항능력을 유지할 수 있도록 305.의 4항에 제시된 Fex 를 견뎌야 한다. 롤링 베어링은 ISO 281:2007에 따라 적어도 40000 시간의 L10a수명을 가져야 한다. 추력 베어링 및 그 하우⑨은 305.의 5항의 최대 응답 추력 그리고 305.의 4항의 날개 파괴 하중 Fex 로부터 발생하는 축방향 하중에 안전계수  =1.0을 견딜 수 있도록 설계되어야 한다. 계산을 위하여 Fex 를 제외하고 축은 정격회전수에서

회전하는 것으로 가정한다. 당기는 프로펠러의 경우 프로펠러 허브에서 빙과 상호작용으로부터의 하중에 특별한 고 려를 하여야 한다.

(10) 밀봉장치

밀봉장치는 오염물질의 유출을 방지하고 작동 온도에 적합해야 한다. 고장 조건 하에서 오염물질의 유출을 방지하 기 위한 비상계획이 문서화되어야 한다. 설치된 밀봉장치는 의도한 용도에 적합해야 한다. 제조자는 유사한 용도 및/또는 시험 결과에서의 서비스 경험을 고려 대상으로 제공해야 한다.

빙해운항선박지침 2024 33

6. 선회식 주추진기

(1) 상기 요건에 추가하여 전통적인 프로펠러와 비교할 때 추진장치에 특이한 하중 사례가 있는 경우 특별한 고려가 필요하다. 하중 사례의 추정은 스러스터가 특정 선박에서 작동하도록 의도된 방식을 반영하여야 한다. 이와 관련하 여 예를 들면 당기는 프로펠러의 프로펠러 허브에서 빙블록의 충격으로 인하여 발생하는 하중을 고려해야 한다. 또한 흐름에 비스듬한 각도로 작동하는 스러스터로부터 발생하는 하중도 고려하여야 한다. 날개 하나가 손실될 경 우에도 스러스터의 조타 메커니즘, 장치의 부착품 및 몸체는 손상 없이 견딜 수 있도록 설계되어야 한다. 날개 하 나의 손실은 연구 대상 구성품에 최대 하중을 일으키는 프로펠러 날개 방향에 대하여 고려하여야 한다. 일반적으 로 상-하 날개 방향은 스러스터 몸체에 최대 굽힘 하중이 위치한다.

(2) 선회식 추진장치는 스러스터 몸체와 빙의 상호작용으로 인해 발생하는 예상 하중에 대해서도 설계되어야 한다. 스 러스터 몸체는 선박이 전형적인 빙 운항 속도에 있을 때 305.의 2항에 주어진 최대 빙블록이 스러스터 몸체를 치 는 경우 얻어지는 하중에 견뎌야 한다. 또한 빙상이 선박의 선체를 따라 미끄러지며 스러스터 본체에 압력을 가하 는 설계 상황도 고려하여야 한다. 빙상의 두께는 305.의 2항에 정의된 대로 프로펠러에 들어가는 최대 빙블록 두 께로부터 취해야 한다.

307. 원동기

1. 추진기관

기관은 볼러드 상태에서 시동이 가능하고 프로펠러를 작동시킬 수 있어야 한다. CP 프로펠러를 가지는 추진장치는 CP 시스템이 기계식 스토퍼에 의해 제한되는 최대 피치인 경우에도 작동할 수 있어야 한다.

2. 시동장치

공기탱크의 용량은 역전식인 경우에는 12회 이상, 비역전식인 경우 (회 이상 도중에 보충하는 일이 없이 추진기관을 연속 시동을 제공하기에 충분하여야 한다. 공기탱크가 추진기관의 시동 이외의 다른 용도로도 사용되는 경우, 다른 용 도로 사용되는데 필요한 충분한 용량을 추가적으로 가져야 한다. 공기압축기의 합계용량은 대기압 상태에서 최대 압 력까지 적어도 1시간 이내에 공기탱크에 충기시키기에 충분하여야 한다. 다만, PC(에서 PC1까지의 극지등급 부호를 가지고 추진기관이 역전식인 선박의 경우 30분 이내에 충기할 수 있어야 한다.

3. 비상전원장치

극지운항 선박에 적용되는 대기온도에서 비상전원장치를 저온상태로부터 시동 준비를 할 수 있도록 가열설비를 갖추 어야 한다. 비상전원장치에는 상기 언급된 설계온도에서 적어도 3번 연속하여 시동할 수 있는 용량의 저장에너지를 가진 시동장치를 설치하여야 한다. 시동을 위하여 독립된 이차 수단을 갖추지 않은 경우, 자동시동장치에 의하여 공급 원이 고갈되지 않도록 저장에너지의 공급원을 보호하여야 한다. 수동으로 시동할 수 있다는 것을 효과적으로 증명할 수 없는 경우, 30분 이내에 추가로 3번의 시동을 할 수 있는 에너지의 이차 공급원을 제공하여야 한다.

308. 장비 결속 하중 가속도

1. 중요 장비 및 그 지지대는 다음에서 나타내고 있는 가속도에 적합하여야 한다. 가속도는 개별적으로 작용하는 것으로 고려하여야 한다.

2. 종방향 충격가속도 a1

선체거더를 따라 임의의 지점에서 최대 종방향 충격가속도

FIB

a  ( )

 1.1 • tan(5 +) +  H 

(m/s2)

7 •

1 A 

L L 

3. 수직가속도 av

선체거더를 따라 임의의 지점에서 합성 수직 충격가속도

FIB

av  2.5 •( A )FX

(m/s2)

FX : 다음에 따른다.

FX : 선수수선 --- 1.3

선체중앙 --- 0.2

34 빙해운항선박지침 2024

선미수선 --- 0.4

후진으로 쇄빙을 하는 선박의 선미수선 --- 1.3 각 지점 사이에서의 값은 선형보간법에 따른다.

4. 횡방향 충격가속도 at

선체거더를 따라 임의의 지점에서 합성 횡방향 충격가속도

a  3F FX (m/s2)

t i A

FX : 다음에 따른다.

FX : 선수수선 --- 1.5

선체중앙 --- 0.25

선미수선 --- 0.5

후진으로 쇄빙을 하는 선박의 선미수선 --- 1.5 각 지점 사이에서의 값은 선형보간법에 따른다.

 : 선체외판과 빙 사이의 최대 마찰각 (deg). 일반적으로 10로 한다.

5 : 수선에서의 선수각 (deg).

A : 배수량.

L : 수선간의 길이 (m).

H : 수선과 고려하는 지점 사이의 거리 (m).

FIB : 203.의 2항에 규정된 수직충격력 .

FI : 203.의 3항에 규정된 빗각으로 유입되는 빙의 충격으로 인하여 선수부 외판에 수선방향으로 작용하는 힘 의 합.

303. 보조장치

1. 빙 또는 눈이 유입되거나 축적됨으로 인하여 해로운 영향을 받지 않도록 기관장치를 보호하여야 한다. 연속적인 운전 이 필요한 경우, 장치에 축적되어 있는 빙 또는 눈을 제거할 수 있는 수단을 갖추어야 한다.

2. 액체를 포함하고 있는 탱크에는 결빙으로 인한 손상을 방지할 수 있는 수단을 갖추어야 한다.

3. 벤트관, 흡입관 및 배출관과 관련 계통은 결빙 또는 빙 및 눈의 축적으로 인하여 계통이 막히는 것을 방지할 수 있도 록 설계하여야 한다.

310. 해수흡입구 및 냉각수계통

1. 시체스트 흡입구를 포함하여 선박의 추진 및 안전에 중요한 기관장치용으로 사용되는 냉각수계통은 빙등급에 적용되 는 환경조건에 적합하도록 설계되어야 한다.

2. PC1에서부터 PC5까지의 빙등급을 가지는 선박은 최소 2개의 시체스트를 아이스 박스 형식(가혹한 빙 상태에서 해 수 흡입을 위한 시체스트)으로 배치하여야 한다. 각 아이스 박스에 대한 계산 용적은 선박에 설치된 합계출력의 750kW당 최소한 1m3 이상이어야 한다. PC( 및 PC7의 경우 최소한 1개의 아이스 박스가 선체중심선 가까이에 위 치하여야 한다.

3. 아이스 박스는 빙을 효과적으로 분리하고 공기를 배출할 수 있도록 설계되어야 합니다.

4. 해수 흡입밸브는 아이스 박스에 직접 부착되어야 하며, 전량형(full bore type)이어야 한다.

5. 아이스 박스 및 씨베이(sea bay)에는 밴트관을 설치하여야 하며, 선체외판에 직접 연결되는 차단밸브를 설치하여야 한다.

6. 흘수선 상방에 위치한 아이스 박스, 씨베이, 선체붙이밸브 및 부착품의 결빙을 방지할 수 있는 수단을 갖추어야 한다.

7. 아이스박스에 냉각 해수를 재순환할 수 있는 유효한 수단을 갖추어야 한다. 순환 관의 합계 단면적은 냉각수 배출관 의 단면적보다 작아서는 아니 된다.

8. 아이스 박스에는 떼어낼 수 있는 그레이팅 또는 맨홀을 설치하여야 한다. 맨홀은 최고만재흘수선 상부에 설치하여야 한다. 아이스 박스에는 상부로부터 접근할 수 있는 수단이 있어야 한다.

3. 아이스 박스용으로 선측에 설치되는 개구는 선체외판에 그레이팅, 구멍 또는 슬롯을 설치하여야 한다. 이들 개구의

빙해운항선박지침 2024 35

순면적은 흡입관 면적의 5배 이상이어야 한다. 선체외판에 있는 구멍의 지름 및 슬롯의 폭은 20mm 이상이어야 한 다. 아이스박스의 그레이팅에는 소제를 위한 수단을 갖추어야 한다. 소제를 위한 수단은 저압 증기를 사용한 형식이어 야 한다. 청소용 관에는 나사조임식 체크밸브를 설치하여야 한다.

311. 평형수탱크

1. 흘수선 상방에 위치하는 선수탱크, 선미탱크 및 현측탱크 그리고 기타 필요하다고 인정되는 곳에는 결빙을 방지하기 위한 유효한 수단을 갖추어야 한다.

312. 통풍장치

1. 기관구역 및 거주구역의 통풍을 위한 공기 흡입구는 수동 빙제거가 가능한 위치로서 선박의 양쪽에 위치하여야 한다. 선박의 양쪽에 위치 및 수동 빙제거가 가능한 위치와 동등한 해결책으로서 공기 흡입구의 방빙(anti-icing) 보호가 우리 선급에 의하여 인정될 수 있다. 상기에도 불구하고 비상발전기에는 둘 이상의 공기 흡입구가 제공되어야 하며 가능한 한 멀리 떨어져 있어야 한다.

2. 흡입 공기의 온도는 기관의 안전한 운전 및 거주구역에서의 온열 쾌적성에 적합하여야 한다. 필요한 경우 거주구역과 통풍용 공기흡입구에는 가열 수단을 갖추어야 한다.

313. 조타장치

1. 타 정지 장치가 제공되어야 한다. 타에서의 설계 빙 하중은 조타장치에 손상이 없도록 타 정지 장치로 전달되어야 한 다. 빙 나이프는 일반적으로 타를 보호하기 위하여 중심위치에 설치한다. 빙 나이프는 최소 평형수 수선(BWL)이하로 확장되어야 한다. 설계 하중은 211.에 따라 결정되어야 한다.

2. 타조작기는 다음의 요건에 따라야 한다.

(1) 타조작기는 최대 선속 18노트를 고려하여 선급 및 강선규칙 5편 7장 202.의 적용에 따른 개방수역 토크에 다음의 계수를 곱하여 얻은 유지 토크에 대하여 설계되어야 한다.

빙등급	PC1	PC2	PC3	PC4	PC5	PC(	PC7
계수	5	5	3	3	3	1.5	1.5

(2) 타조작기의 치수를 결정하기 위한 계산에서의 설계압력은 (1)호에서 정의된 유지 토크에 상응하는 최고사용압력의 최소 1.25배 이상이어야 한다. (선급 및 강선규칙 5편 7장 403.의 3항에서 유래)

3. 타조작기는 과도한 압력 상승 없이 다음 표 2.22의 회전속도(deg/s)를 가정하여 토크 완화 장치에 의하여 보호되어 야 한다.(과도한 압력 상승에 대해서는 선급 및 강선규칙 5편 7장 204.의 4항을 참고)

표 2.22 조타장치의 회전속도

빙등급	PC1 및 PC2	PC3, PC4 및 PC5	PC( 및 PC7
회전 속도 (deg/s)	10	7.5	(

타 및 조작기의 설계가 이러한 급격한 하중을 견딜 수 있는 경우 이러한 특별 완화 장치는 필요하지 않으며 선급 및 강선규칙 5편 7장 204.의 4항에 따른 일반적인 선박의 것을 사용할 수 있다.

4. 추가로 쇄빙선의 경우 타가 정지상태에서 급격하게 전타(hard over)되어 밀리는 상황에서 타조작기의 효과적인 보호 를 위하여 신속작동 토크 완화 장치가 설치되어야 한다. 유압식 조타장치의 경우 신속작동 토크 완화 장치는 표 2.23 에 표시된 속도로 움직이도록 타가 하중을 받을 때, 또한 조타기실의 최저 예상 대기온도에서 오일 점성을 고려할 때 안전밸브의 설정압력의 115%를 초과하는 압력 상승이 발생하지 않도록 설계되어야 한다. 대체방안의 경우 상기 유압 으로 작동되는 장치에 요구되는 바와 동등한 보호 수준을 입증하는 것이어야 한다. 각 빙 등급에 대하여 가정할 회전 속도는 아래 표 2.23과 같다.

36 빙해운항선박지침 2024

GC-14-K

Document Metadata

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GC-14-K

2024

빙해운항선박 지침

한 국 선 급

제 1 장 대빙구조‌

제 2 장 극지운항선박‌

Document Metadata

제 1 장 대빙구조 ‌

제 2 장 극지운항선박 ‌