서 론

쌍끌이 기선저인망은 저층 트롤에 비해 선박 수와 조업 인력이 많이 소요되어 경제성이 떨어진다는 것이 단점이나, 전개판이 없고 예망속도도 더 낮아서 그물 의 규모를 더 크게 할 수 있기 때문에 어획량을 더 높 일 수 있다는 장점을 가진다. 쌍끌이 기선저인망 어구 의 규모는 어선의 예망마력과 어구의 예망저항과의 관 계로부터 구해지고 그 예망저항은 그물의 유수저항에 따라 크게 좌우된다. 따라서 그물의 유수저항은 쌍끌 이 기선저인망의 규모를 결정짓는 가장 중요한 요소가 되는데, 쌍끌이 기선저인망에 대한 연구는 모형실험을 통한 유속에 따른 어구저항과 전개 성능 조사 및 그들 을 이용한 실물어구의 그물 입구 형상과 예망 깊이에 관한 조사가 있다 (Kwon, 1995; Lee et al., 1995; Jang and Lee, 1996; Kim and Kim, 2000). 또한 어 구의 기본성능을 파악하고자 수조 실험을 통한 모형어 구의 유속 변화에 따른 망폭, 망고 등에 관한 연구가 보고되고 있다 (Cho et al., 1995).

한편, 어구의 역학적 성능 시험은 규모가 큰 실물어 구보다도 규모가 작고 실험 장치 및 방법도 간단한 모 형어구를 사용하여 많이 조사되어 왔는데, 모형어구를 사용하는 법칙은 Tauti (1934)에 의해 최초로 제시되 었고, 그 후 Tauti (1934)의 수칙이 보강되거나 새로운 수칙이 제시되었다 (Dickson, 1959; Kawakami, 1964; Fridman, 1973; Kim, 1997). 그러나 이러한 모형수칙 을 이용한 연구는 주로 저층 트롤에서 이루어졌고, 모 형그물을 사용하여 유속의 변화에 따른 그물 전체의 유수저항과 망고 등을 조사하는 형태였기 때문에 그물 부만의 유수저항이 어떻게 달라지는지를 알지 못하였 을 뿐만 아니라 그물 어구의 저항이 어느 부위의 그물 부 값에 의해 좌우되는지도 제대로 파악되지 못한 상 태이다.

따라서 본 연구에서는 쌍끌이 기선저인망을 대상으 로 그물부만의 유수저항을 구체적으로 파악하기 위하 여 100G/T, 550ps 어선에서 사용하고 있는 쌍끌이 기 선저인망을 실물그물로 정하고, 그것에 대한 1/10, 1/25 및 1/50 모형그물을 제작하여 그물부 전체의 저 항과 망고 및 그물부를 구성하는 날개부, 자루부 및 끝 자루부의 유수저항을 각각 측정하여 서로 비교하였다. 이 경우 모형의 제작 및 실험은 Tauti (1934)의 모형수 칙을 사용하여 수행하되, Kim (1997)의 모형수칙도 함께 사용하여 검토하였다.

재료 및 방법

본 연구는 100G/T, 550ps 어선에서 사용하고 있는 쌍끌이 기선저인망 그물 (Fig. 1)을 실물 그물로 정하 고 모형실험에 가장 많이 이용되는 Tauti (1934)의 모 형수칙을 사용하여 그에 대한 1/10, 1/25 및 1/50 모형 그물을 제작하여 실험하였다. 단, 실물그물의 자루부는 규격이 서로 다른 6장의 그물감으로 나누어져 있으므 로 모형그물을 같은 수의 그물감으로 제작할 경우 제 작 자체가 어려울 뿐만 아니라 조금만 잘못 제작하여 도 축척비 영향 (Scale effect)을 일으키는 원인이 될 수 있다. 이를 고려해 실물그물 자루부의 d/l (d: 그물 실의 지름, l: 발의 길이)의 평균치와 같은 값을 가지 는 한 장의 그물감으로 대신하는 것으로 하여 실물그 물을 Fig. 2의 (a)와 같이 변경한 다음, 그에 대한 모형 그물을 제작하여 실험하였다. 따라서 실물그물의 자루 부의 d/l 평균치 및 나머지 부위의 d/l 값은 Table 1 과 같으므로, 시중에서 생산･판매되고 있는 그물감들 을 수집하여 이들 값에 근접하는 그물감 (Table 2)으 로 모형그물을 제작하였다.

또한 Tauti (1934)의 모형법칙을 이용하여 실물그물 과 모형그물간의 유속비 υ₂/υ₁, 저항비 R ₂/R ₁, 뜸의 부력 또는 침강력의 비는 Table 2와 같이 정하였고, 실험에 사용한 모형그물의 설계도는 Fig. 2의 (b, c, d) 와 같다.

한편, Tauti (1934)의 모형수칙과 Kim (1997)의 수 칙에 대해서도 서로 비교하였는데, 두 수칙은 기본 이 론부터 다르기는 하지만 가장 큰 차이점은 실물과 모형 어구간의 그물실 지름과 그물코 크기의 비, 유속비 및 저항비가 서로 차이가 있다는 점이다. Tauti (1934)의 수칙에서는 유속비, 저항비, 뜸의 부력 및 침강력의 비 를 d₁/l₁ = d₂/l₂, υ₂/υ₁ = d 2 ρ 2 − 1 d 1 ρ 1 − 1 , R ₂/R₁ = F ₂/F ₁ = (L ₂/L ₁ )² (υ₂/υ₁)²으로 표시하지만 Kim (1997)의 수칙에서는 이들의 비가 d₂/d₁ = l 2 / l 1 , υ₁ = υ₂, R ₂/R ₁ = (L ₂/L ₁ )² 으로 표시된다.

한편, 각 모형그물의 실험은 축척비가 1/10 모형그 물의 경우 Fig. 2의 (b)와 같이 그물의 완성 길이가 7m나 되어 수조에서 실험하기가 곤란하므로, 해상에 서 그물 저항을 측정하기에 적당하다고 판단된 Fig. 3 의 경남 고성군 자란만 해역에서 실험하였고, 축척비 가 1/25 및 1/50인 모형그물에 대한 저항 측정은 국립 수산과학원의 수직 순환형 회류수조 (L: 25.1m×W: 4.5m×H: 8.3m)에서 실시하였다. 먼저, 해상실험의 경 우는 그물을 선박 현측에 바로 고정하여 실험할 경우 선박에서 생기는 반류가 그물에 영향을 끼칠 수 있기 때문에, Fig. 4의 (a)와 같이 선박 현측에 스티로폼 부 이를 부착한 뗏목 형태의 직육면체 프레임 (L: 5m×W: 3m×H: 1.5m)을 부착하고 그 측면에 수평으로 그물 폭 2.6m로 고정할 수 있는 연결용 철봉을 부착한 틀을 제작하여 유속에 따른 모형그물의 저항을 측정하였다. 이 경우 유속과 모형그물의 저항은 프레임 상단에 부 착된 전자식 장력계 (IE-300, CASTON)와 유속계 (ACM100-D, Alec Electronics, Japan)로 측정하였고, 유속에 따른 모형그물 저항 값은 유속 범위 0.4–1.4 m/s에서 각 유속마다 10초 동안의 평균치를 채택하였 다. 다음, 수조실험의 경우 실험 장치 및 계측 시스템 은 Fig. 4의 (b)와 같고, 실험시 유속과 저항은 프로펠 러식 유속계 (VOT-4000-20, Kenek, Japan)와 로드셀 (10kg, JHM)로 측정하였으며, 유속은 0.4-1.2m/s의 범 위에서 0.2m/s 간격으로 5단계로 증가시키면서 각 유 속마다 10초 동안 1,000개씩 측정되도록 하였다. 이때 측정된 값은 증폭기 (Procom DCA-DS 300)를 통해 PC에 입력하여 그 평균치를 사용하였다.

수산과학원의 수직 순환형 회류수조 (L: 25.1m×W: 4.5m×H: 8.3m)에서 실시하였다. 먼저, 해상실험의 경 우는 그물을 선박 현측에 바로 고정하여 실험할 경우 선박에서 생기는 반류가 그물에 영향을 끼칠 수 있기 때문에, Fig. 4의 (a)와 같이 선박 현측에 스티로폼 부 이를 부착한 뗏목 형태의 직육면체 프레임 (L: 5m×W: 3m×H: 1.5m)을 부착하고 그 측면에 수평으로 그물 폭 2.6m로 고정할 수 있는 연결용 철봉을 부착한 틀을 제작하여 유속에 따른 모형그물의 저항을 측정하였다. 이 경우 유속과 모형그물의 저항은 프레임 상단에 부 착된 전자식 장력계 (IE-300, CASTON)와 유속계 (ACM100-D, Alec Electronics, Japan)로 측정하였고, 유속에 따른 모형그물 저항 값은 유속 범위 0.4–1.4 m/s에서 각 유속마다 10초 동안의 평균치를 채택하였 다. 다음, 수조실험의 경우 실험 장치 및 계측 시스템 은 Fig. 4의 (b)와 같고, 실험시 유속과 저항은 프로펠 러식 유속계 (VOT-4000-20, Kenek, Japan)와 로드셀 (10kg, JHM)로 측정하였으며, 유속은 0.4-1.2m/s의 범 위에서 0.2m/s 간격으로 5단계로 증가시키면서 각 유 속마다 10초 동안 1,000개씩 측정되도록 하였다. 이때 측정된 값은 증폭기 (Procom DCA-DS 300)를 통해 PC에 입력하여 그 평균치를 사용하였다.

이상과 같은 해상 및 수조실험에 있어 각 그물의 망 폭, 즉 날개그물 앞끝의 간격은 실제 조업선에서 사용 되고 있는 값 (Kim, 1999)을 적용하여 뜸줄 길이의 50% 정도가 되도록 고정하였고, 각 그물에 대한 유속 별 망고와 저항은 Fig. 5에서와 같이 그물 전체에 대한 것을 먼저 측정한 다음, 끝자루부, 날개부 및 자루부의 순서로 각 부위의 그물감을 차례로 제거해 가면서 저 항을 측정하였다.

결과 및 고찰

쌍끌이 기선저인망에 대해 Fig. 2의 (a)를 실물그물 로 간주하고 1/10, 1/25 및 1/50 모형그물을 제작하여 각각에 대해 유속 υ (m/s)에 따른 유수저항 R (kgf)을 측정하였다. 그 결과를 Tauti (1934)의 모형수칙에 의 해 실물로 환산하면, 이들 사이의 관계는 R = aυ^b의 형태로 표시되어 Fig. 6의 (a)와 같고, Kim (1997)의 모형수칙에 의해 실물로 환산하여 R 과 υ 와의 관계를 표시한 결과는 Fig. 6의 (b)와 같으며, 상수 a와 지수 b의 값을 구한 결과는 Table 3과 같다.

한편, 그물 어구의 유수저항 R 은 그물의 종류와 구 조, 구성 재료 및 형상 등에 관계없이 저항계수를 k, 그물의 벽면적을 S , 유속을 υ 라 할 때 R = kS υ²으로 표시된다. 여기서 S 와 υ 는 그물의 특성과는 상관없는 값들이므로, 그물의 저항 특성은 k에 의해 표시되는 것이 보통이다 (Kim, 1999).

따라서 각 모형그물의 υ (m/s)별 R (kgf) 값과 Fig. 2의 (b, c, d)로부터 각각 계산한 12.55m², 2.01m² 및 0.50m²을 R = kS υ² 에 대입하여 각 그물별로 저항계 수 k (kgf·s²/m⁴)를 구하고 v (m/s)와의 관계를 표시하 면, Fig. 7에서 보는 바와 같이 k는 υ 가 증가함에 따 라 지수함수적으로 감소하여 k = cυ^–m 의 형태로 주어 지며 c와 m의 값은 Table 4와 같다.

이상의 결과들로부터 보면, 상수 a와 지수 b의 값 및 상수 c와 지수 m의 값은 두 수칙에서 상당히 달라 지는데, 더욱 합리적인 것이라고 볼 수 있는 Table 4 의 결과를 보면, c와 m의 값은 두 수칙에서 모형이 작아질수록 작아지는 경향을 나타내고 있다. 즉, 1/10 모형의 값을 기준으로 할 때 1/25 모형에서의 감소 정 도는 두 수칙에서 거의 같으나, 1/50 모형에서의 감소 정도는 Tauti (1934)의 수칙에서 더 크게 나타났다. 그러나 모형의 그물실 지름은 Kim (1997)의 수칙보다 Tauti (1934)의 수칙에서 더 작게 정해지나, 두 수칙 모두 그물감의 면적비는 축척비의 제곱과 같게 하므로 그물감의 각 변의 그물콧수가 Tauti (1934)의 수칙에 서 더 많아져서, 그물실의 지름과 발의 길이로 인한 저항의 차이는 없다고 볼 수 있다. 그러나 유속의 비 를 비교해 보면 Kim (1997)의 수칙에서는 υ₁ = υ₂인 데 비해 Tauti (1934)의 수칙에서는 υ₁ = d 1 / d 2 · υ₂ 이고, 저항의 비는 Kim (1997)의 수칙에서는 R ₁ = (L ₁/L ₂ )²R ₂ 인데 비해 Tauti (1934)의 수칙에서 는 R ₁ = (L ₁/L ₂ )² (d₁/d₂ )R ₂이다. 이로 인해 어떤 모 형실험 결과를 실물로 환산하면 Tauti (1934)의 수칙 에서는 유속이 Kim (1997)의 수칙에서보다 d 1 / d 2 만큼 더 커지는 데 비해 저항은 d₁/d₂ 만큼 더 커지기 때문에, 실물로 환산한 모형의 저항은 Kim (1997)의 수칙보다 Tauti(1934)의 수칙에서 더 크게 나타난다. 따라서 그물어구에 대한 모형실험시 축척비를 지나치 게 크게 할 경우 모형그물 제작 기술의 한계와 적합한 그물감 재료를 구하는 어려움 및 속도, 힘, 무게 등의 인자에 따른 축척비 영향을 피할 수 없기 때문에 가능 한 축척비를 크게하여 모형실험을 실시하는 것이 오차 를 줄이기 위한 합리적인 방안이라고 판단된다. 그러 나 각 모형그물의 경우, 1/10 모형과 1/25 모형 사이에 는 c와 m의 값의 차이가 비교적 작은데 비해 1/50 모 형에서는 그 차이가 크므로, 그물어구의 모형실험시 축척비는 Kawakami (1964)가 제시한 1/20 정도 이상 으로 하는 것이 좋다고 볼 수 있으며, 1/10 모형과 1/25 모형에 대한 c와 m의 평균치를 구해 보면 각각 4.9 (kgf·s²/m⁴) 및 0.45로 주어지므로, 쌍끌이 기선저 인망의 유수저항 R (kgf)은 R = 4.9S υ^1.55 으로 표시 해도 좋다고 볼 수 있다.

또한, 모형그물들의 저항계수 k가 유속 υ 가 증가함 에 따라 지수함수적으로 감소하는 원인은 k에 대한 레 이놀즈수의 영향과 υ 의 증가에 따른 망고 감소의 영향 때문이라고 볼 수 있다. 그러나 그물 어구의 대부분은 레이놀즈수의 값이 매우 커서 임계 레이놀즈수 100을 크게 초과하기 때문에 (Kim, 1999), υ의 증가에 따른 k의 감소는 υ 가 증가함에 따라 망고가 감소하기 때문 이라고 볼 수 있다. 즉, 수조에서 실험한 1/25 모형과 1/50 모형에 대해 유속의 증가에 따른 망고 변화를 측 정한 결과를 실물로 환산하여 나타낸 Fig. 8에서와 같 이, 망고 h 는 두 모형에서 거의 유사하게 유속 υ 가 증 가함에 따라 지수함수적으로 감소하여 h = fυ^–n으로 표시되고, 여기서 상수 f 와 지수 n은 Table 5와 같다. 따라서 υ 의 증가에 따른 f 의 감소 정도를 나타내는 n 의 값과 υ=1m/s 일 때의 h 값을 나타내는 f 의 값은 거의 차이가 없기 때문에, 두 그물의 망고 감소 형태는 거의 같다고 볼 수 있다.

한편, 1/25 및 1/50 모형그물을 대상으로 끝자루부, 날개부 및 자루부의 순서로 각 부위의 그물감을 차례 로 제거해 가면서 저항을 측정하고, 각각을 실물로 환 산하여 그물 전체 및 각 부위별 저항을 함께 표시한 결과는 Fig. 9와 같다. 이것에서 보면, 유속의 증가에 따른 그물 전체 및 각 부위별 저항의 증가 형태는 두 그물에서 거의 같고, 각 부위별로 보면 날개부의 증가 정도가 완만할 뿐 다른 부위의 증가 정도는 서로 거의 같다. 또한 유속이 1m/s일 때 그물 전체의 저항에 대 한 각 부위별 저항을 구해 보면 (Table 6), 그물 전체 에 대한 각 부위별 저항의 비는 1/25 모형과 1/50 모 형에서 서로 일치하지는 않으나 두 그물의 평균치를 구해 보면, 날개부는 43% (1,996kgf), 자루부는 45% (2,136kgf), 끝자루부는 12% (506kgf)로서 각 부위의 면적의 비와 완전히 일치한다.

따라서 쌍끌이 기선저인망 각 부위별 저항은 그물감 이 차지하는 면적에 비례한다고 볼 수 있는데, 이것만 으로는 그물의 어느 부위에서 저항이 가장 크게 발생 하는지 알 수 없기 때문에 각 부위별 저항을 그 부위 의 그물 벽 면적으로 나누어 그물의 단위면적당의 저 항을 비교하는 것이 타당할 것이다. 그 결과 그물의 단 위면적당 평균치의 저항 값은 Table 6에서와 같이 날 개부와 자루부 및 끝자루부가 각각 34% (3.70kgf)와 34% (3.75kgf) 및 32% (3.45kgf)로서 세 부위의 값이 거의 같게 나타났다. 따라서 그물 전체에 대한 면적의 비가 가장 작은 끝자루부가 날개부와 자루부에 비해 저항을 가장 크게 발생하는 부위라는 것을 알 수 있는 데, 이와 같은 결과는 끝자루 부위에서 물이 그물코를 쉽게 투과하지 못하고 정체되기 때문으로 판단된다. 따라서 쌍끌이 기선저인망의 유수저항을 줄이기 위해 서는 끝자루 부위의 구조와 그물감 재료, 구성 방법 등 을 개선하는 것이 가장 중요하다고 볼 수 있다.

결 론

본 연구는 쌍끌이 기선저인망에 대한 그물부만의 유 수저항을 구체적으로 파악하고자 100G/T, 550ps 어선 에서 사용하고 있는 실물그물에 대해 Tauti (1934)의 모형법칙을 적용하여 1/10, 1/25 및 1/50 모형그물을 제작 및 실험을 수행하였고, Kim (1997)의 모형수칙 도 함께 검토하였다. 실험에서 얻어진 각 그물의 유속 υ 에 따른 유수저항 R 과 S 값을 대입하여 각 그물의 저항계수 k를 구해 본 결과, k는 υ가 증가함에 따라 지수함수적으로 감소하여 k = cυ^–m 의 형태로 주어졌 다. 각 그물별로 c와 m의 값은 두 수칙에서 모형이 작아질수록 작아지는 경향인데, 1/10 모형의 값을 기 준으로 하면 1/25 모형에서의 감소 정도는 두 수칙에 서 거의 차이가 없고, 1/50 모형에서의 감소 정도는 Tauti (1934)의 모형 수칙에서 더 크게 나타났다. 1/10 모형과 1/25 모형그물에 대한 c와 m의 평균치 값을 구해 보면 각각 c=4.9 (kgf·s²/m⁴) 및 m=0.45로 주어 져서 쌍끌이 기선저인망의 유수저항 R (kgf)은 R = 4.9S υ^1.55 으로 표시되었다. 1/25 모형과 1/50 모 형에 대해 망고 h 를 측정해 본 결과, h 역시도 υ 가 증 가함에 따라 지수함수적으로 감소하여 υ = fυ^–n 의 형 태로 주어졌고, 각 그물별로 보면 d 및 n의 값은 두 그물에서 거의 차이가 없게 나타났다. 또한 1/25 및 1/50 모형그물을 실물로 환산한 결과, 그물 전체에 대 한 각 부위별 저항의 비는 서로 일치하지는 않으나 두 그물의 평균치가 날개부 43%, 자루부 45% 및 끝자루 부 12%로서 각 부위의 면적의 비와 완전히 일치하였 다. 그러나 각 부위의 저항을 그 부위의 면적으로 나누 어 구한 단위 면적당의 저항은 두 그물에서 날개부와 자루부 및 끝자루부의 평균치가 각각 34% (3.70kgf) 와 34% (3.75kgf) 및 32% (3.45kgf)로서 세 부위의 값이 거의 같게 나타나서 그물 전체에 대한 면적의 비 가 가장 작은 끝자루 부위가 다른 부위에 비해 저항을 가장 크게 발생하는 부위라는 것을 알 수 있었다.