1. 서 론 Other SectionsAbstract초록1. 서 론 2. 해석 대상 및 수치 기법 3. 결과 및 검토 4. 결 론 후 기FigureTableReference

최근 국제해사기구(International Maritime Organization, IMO) 가 2050년경까지 해운 부문에서 온실가스 순 배출량 제로(net-zero) 달성을 채택함에 따라, 해운의 탈탄소화를 위한 기술 및 에너지원으로써 바람이 언급되고 있다(International Maritime Organization, 2024). 바람은 해상에서 얻을 수 있는 무한하고 재생 가능한 에너지원이며, 이를 이용한 풍력 보조 추진 선박(Wind-assisted Propulsion Ship, WAPS)은 연료의 절약과 오염 물질의 배출을 감소시키는 효과적인 기술 중 하나이다(Zhang et al., 2024).

그중 윙세일(Wing-Sail)은 풍력 추진 기술 중 가장 높은 에너지 절약 잠재력을 가진 것으로 평가되며, 기존의 소형선 박용 세일 대비 훨씬 높은 양력 생성이 가능해 약 20%의 연료유 절약이 가능할 것으로 판단된다. 윙세일은 선박의 추진력을 제공하는 반면 윙세일 주위 유동 분리에 따른 진동 및 소음 등의 해결해야 할 과제들 또한 남아있다(Milić Kralj and Klarin, 2016;Silva et al., 2019;Cairns et al., 2021;Kuang et al., 2023). 이러한 윙세일을 적용하기 위해서는 윙세일의 단면 형상 및 운영 조건에 따른 정확한 보조 추진력 산정과 공역학적 성능에 관한 연구가 필요하다.

선행연구에서는 윙세일의 형상 변화에 따른 성능 평가가 주로 이루어졌다. von Klemperer(2023)은 일반적인 윙세일 형상인 NACA 단면에 양방향 캠버를 발생시킬 수 있는 두 개의 힌지(hinge)점을 추가하여 양력 조절을 통한 성능 평가를 수행하였다. 반면, 초승달 모양(crescent-shaped)과 NACA 형상에 대한 RANS(Reynolds-averaged Navier-Stokes) 해석을 통해 두 윙에 대한 성능을 비교한 연구도 있으며(Zhu et al., 2023), 더 나아가 해당 형상의 상부에 팁(disc) 설치를 통한 양력의 증가를 확인하고, 팁의 형상 최적화를 통한 높은 양력 확보의 가능성을 언급한 바 있다(Zhu et al., 2024).

앞선 연구들은 모두 단독 윙세일에 대한 성능 평가가 수행된 것으로, 다중 윙세일에 대한 연구도 최근까지 이루어 지고 있다. Zhang et al.(2023)은 U 형상인 두 개의 윙세일에 대해 실험 및 전산유체역학(Computational Fluid Dynamic, CFD)을 이용한 상호 영향에 따른 성능을 평가하였다. Makram et al.(2023)은 실제 선박의 갑판 면적을 고려하여 윙세일의 배치에 따른 CFD 해석을 수행하였으며, 단독 및 최대 6개 의 윙세일 설치에 따른 윙세일 간의 상호작용을 평가한 바 있다.

윙세일에 대한 기존 연구의 대부분은 단독 성능 평가 및 다수개의 상호작용에 대한 영향을 평가하였다. 하지만 풍력 보조 추진 장치의 공역학적 성능을 평가하는 데 있어 선박의 갑판과 상부 구조물의 간섭 영향에 관한 연구는 제한적으로 수행되어 왔다(Kume et al., 2022;Zhang et al., 2024).

이에 본 연구에서는 중형 선박을 대상으로 하여, 선박의 수선면 상부 형상 및 구조물이 윙세일의 공역학적 성능에 미치는 영향을 평가하고자 한다. 윙세일 간의 영향을 제외하기 위해 단일 윙세일을 고려하였으며, 대표적 형상인 NACA 단면을 사용하였다. 윙세일의 대표 설계 변수인 받음 각(Angle of Attack, AOA)과 풍향(Apparent Wing Angle, AWA) 변화에 따른 공역학계수를 평가하고, 선박의 갑판 형상 및 주요 상부 구조물인 거주구를 고려하여 거리 변화에 따른 윙세일의 공역학적 성능에 대한 영향을 평가하고자 한다.

2. 해석 대상 및 수치 기법 Other SectionsAbstract초록1. 서 론 2. 해석 대상 및 수치 기법 3. 결과 및 검토 4. 결 론 후 기FigureTableReference

2.1 해석 대상

본 연구에서는 50K 중형 원유 운반선을 대상 선박으로 선정하였다. 선박의 길이, 폭, 흘수는 각각 약 175m, 32m, 11m 이다. 윙세일의 형상은 선행연구를 바탕으로 NACA0015를 선정하였으며, 시위 길이(chord length, c)는 10m, 스팬 길이 (span)는 20m이다(Lee et al., 2016;Zhu et al., 2023;Malmek et al., 2024).

본 논문에서 사용한 선박의 형상과 윙세일에서 발생하는 주요 힘을 Fig. 1에 나타내었다. Fig. 1(a)는 윙세일이 설치된 선박의 설계 흘수 기준 수선면 위 형상이다. 받음각과 풍향에 따라 날개 형상의 압력면(pressure side)과 흡입면(suction side)이 변하기 때문에, 선박의 선수(bow) 쪽에 있는 윙세일의 면을 선수면(bow side)으로, 선박의 선미(stern) 방향에 있는 윙세일의 면을 선미면(stern side)으로 정의하였다. 선박의 갑판 상에서 윙세일의 위치는 거주구에서 선박 길이의 30% 만큼 떨어진 지점에 배치하였으며, 이때 거리를 G로 설정하 였다. 대상 선박과 윙세일에서 발생하는 힘의 도식을 Fig. 1(b)에 나타내었다. V_a는 실제 바람의 속도 및 선박의 항해 속도에 따른 윙세일에 작용하는 바람의 속도를 나타낸 것이다. 점선으로 나타낸 시위선(chord line)과 V_a 사이의 각도를 AOA, 선박의 항해 속도와 V_a 사이의 각도를 AWA로 정의하 였다. 윙세일에 V_a가 작용함에 따라 항력(F_D)이 발생하고 그에 수직 방향으로 양력(F_L)이 발생한다. 본 논문에서는 윙세일의 F_D 및 F_L과 더불어 윙세일로부터 발생하는 실제 선박의 보조 추력(F_T)과 선측 힘(F_H)을 함께 고려하였다. 이를 각각 무차원 계수로 나타냈으며, 식(1), (2), (3), (4)에 나 타내었다(Li et al., 2019;Lv et al., 2022;Zhu et al., 2023;Arredondo-Galeana et al., 2023).

여기서, ρ, U_∞와 A는 유체의 밀도, 자유 유동 방향의 속도와 윙세일의 단면적이며, C_H 및 C_T는 F_H와 F_T의 무차원 계수에 해당한다. 본 논문에서 사용된 윙세일의 설계 변수와 해당 값을 Table 1에 나타내었다. 거주구에서 윙세일까지 떨어진 거리 G는 윙세일의 대표 길이인 시위 길이 c로 무차원화 하였으며, 선박의 대표 길이인 수선간장(Length between perpendiculars, L_PP)의 30% 위치에 해당하는 G/c=5.3을 기준 조건으로 설정하였다. 또한 상부 구조 형상의 영향과 더불어 거주구와 윙세일 사이의 거리에 따른 윙세일의 성능도 평가하기 위해 L_PP의 각각 40%, 20% 지점에 해당하는 G/c=7.0 및 3.5를 추가로 고려하였다. 이를 윙세일의 대표 설계 변수인 AOA 및 AWA와 함께 고려하였으며, AWA는 선미 측면 방향 (45°), 선측 방향(90°)과 선수 측면 방향(135°)을 고려하였으며, AOA는 각 AWA에 대해 -15°, 0°와 15°를 고려하였다.

2.2 해석 기법

선박의 상부 구조 형상을 고려한 윙세일의 공역학적 성능을 평가하기 위해 상용 CFD 해석 소프트웨어 STAR-CCM+ Ver 16.06을 사용하였다. 윙세일 주위의 유동을 모사하기 위해 비압축성 유체 및 비정상 3차원 점성 유동을 가정하였다. 수치해석을 위한 지배 방정식은 연속방정식과 난류 유동의 구현을 위한 RANS 방정식을 식(5) 및 식(6)에 나타내었다.

여기서, ui는 x_i의 좌표계에 따른 속도 성분이다. t, p와 μ는 각각 시간, 유체 압력, 점성 계수이다. 식(6)의 레이놀즈 응력 (Reynolds stress) 항은 선행연구를 참고하여 k-ω SST(Shear Stress Transport) 모델을 적용하였다(Malmek et al., 2024).

본 논문에서 사용한 계산 영역 및 경계 조건을 Fig. 2에 나타내었다. 계산 영역의 크기는 Zhang et al.(2024)의 연구에서 적용한 크기를 참고하였다. 윙세일의 0.25c 지점인 회전 중심점을 원점으로 하여 자유 유동 방향의 계산 영역은 –1.0≤x/L_PP≤2.0으로 설정하였다. 입구에는 균일류 경계조건을 부여하였으며, 출구는 대류 경계조건을 적용하였다. 상부 구조물을 포함한 선박과 윙세일은 점착 경계조건을, 이를 제외한 나머지 영역은 대칭 경계조건을 사용하였다.

2.3 수치해석 방법의 검증

본 연구에서 사용한 격자 및 해석 기법의 신뢰도 검증을 위해 NACA0015에 대한 2차원 유동 해석을 수행하였다. 기존 연구는 레이놀즈수 3.2×10⁶에서 수행된 실험 및 CFD 연구로 본 논문에서 사용하고자 하는 수치 기법과 비교하여 Fig. 3에 나타내었다(Jacobs et al., 1933;Malmek et al., 2024). 이때 격자수는 약 20만개이며, c, U_∞와 ρ는 각각 1m, 2.18m/s, 1.184kg/m³를 고려하였다. 스톨(stall)이 발생하는 AOA=20° 부근을 제외한 받음각에서 공역학계수는 기존 연구의 결과와 잘 일치함을 확인할 수 있다. 또한 3차원에서의 수치 기법의 검증 결과를 Fig. 4에 나타내었다(Persson et al., 2019).

본 연구에서 U_∞는 10m/s로 설정하였으며, 이에 따른 레이놀즈수는 6.4×10⁶이다. 해당 조건에서 3차원 단독 윙세일에 대한 격자 의존성 평가를 수행한 결과를 Fig. 5에 나타내었다. 총 3가지 격자 시스템을 고려하였으며 coarse, medium과 fine 격자 시스템에 사용된 격자수는 약 100만개, 200만개, 500만개이다. AOA=15°에서 시간 평균한 항력과 양력 계수의 차이는 각각 약 1%로 크지 않음을 확인하였으며, 이에 본연 구에서는 해석의 효율성을 고려하여 medium 격자계를 사용 하였다. 해당 격자계에서 선박의 상부 구조 형상을 고려한 격자수는 약 371만개이다.

3. 결과 및 검토 Other SectionsAbstract초록1. 서 론 2. 해석 대상 및 수치 기법 3. 결과 및 검토 4. 결 론 후 기FigureTableReference

선박의 상부 형상을 고려한 윙세일의 공역학적 성능은 선박의 형상이 없는 단독 윙세일의 성능과 비교하였다. 설계 변수에 따른 윙세일의 주요 성능인 C_D와 C_L을 Fig. 6에 나타내었다. 먼저, 단독 윙세일에서 C_D는 AOA=0°를 기준으로 대칭을 이루며, C_L의 경우, 방향에 차이만 있을 뿐 AOA=-15°, 15°에서 가장 큰 값을 가진다. AOA=0°에서 C_D와 C_L은 거의 0에 가까운 값을 보인다. 이는 고려한 윙세일의 단면은 시위선을 기준으로 대칭을 이루며, 윙세일의 앞전(leading edge)에 수직 방향으로 유동이 유입됨에 따라 윙세일의 양측 면에 발생하는 압력 차이가 없으므로 양력이 발생하지 않는다. 선박의 상부 구조 형상을 고려하였을 때, C_D의 경우, AWA=90°의 조건에서는 단독 윙세일에 비해 AOA=-15°, 15° 에서 C_D가 낮은 값을 가진다. AWA=45°, 135°의 경우, AOA=-15°에서는 유사한 C_D 값을 가지며, AOA=0°, 15°에서는 낮은 값을 가짐을 확인할 수 있다. 상대적으로 C_L의 경우, 모든 AWA 조건에서 단독 윙세일에 비해 낮은 C_L을 가진다. 반면, AOA=0°의 조건에서 선박의 상부 구조를 고려한 경우, 받음각이 없는 대칭 단면임에도 불구하고 C_L이 발생하는 것을 확인할 수 있다. 이러한 C_D 및 C_L의 변화는 선박과 거주 구의 상호작용으로 발생함을 추정할 수 있다. 이때 선박의 갑판과 거주구의 영향으로 윙세일의 양력은 AWA=90°의 AOA=-15°에서 최대 72%가 감소함을 확인하였다.

공역학계수의 변화를 확인하기 위해 윙세일의 선수면과 선미면의 압력 계수 분포를 비교하였다. 압력 계수는 식(7) 과 같이 정의된다.

(7)

선박을 고려하지 않은 단독 윙세일의 표면에 작용하는 압력 계수 분포를 Fig. 7에 나타내었다. 윙세일의 스팬 방향으로 선수면과 선미면의 압력 계수의 분포가 각각 대칭인 것을 볼 수 있다. 스팬의 양 끝단에서는 3차원 효과로 인해 스팬 중앙부에 비해 압력 계수의 분포가 차이를 보이며, 이는 기존 연구 결과와 유사한 경향을 보인다(Spentzos et al., 2005;Visbal and Garmann, 2017). AOA=0°인 경우, 선수면과 선미면에서의 압력 계수 분포는 대칭에 가까우며, AOA가 증감함에 따라 선수면과 선미면 앞전의 양압 및 음압이 증가한다. 이러한 양압과 음압의 분포는 Fig. 6에서 나타난 바와 같이 AOA=-15°와 15°에서 단독 윙세일의 항력과 양력을 발생시키며, C_D 및 C_L이 증가함을 설명한다.

단독 윙세일의 압력 분포와 더불어 선박의 상부 구조 형상을 고려한 경우, 윙세일 표면의 압력 계수 분포를 Fig. 8에 나타내었다. AWA=90°의 AOA=0°에서는 단독 윙세일과 유사하게 대칭에 가까운 분포가 선수면과 선미면에서 나타나지만, 스팬 하부와 상부의 압력 계수의 분포는 차이를 보인다. AOA=-15°와 15°로 증감할 경우, 단독 윙세일과 유사하게 선수면과 선미면에서의 양압과 음압 분포가 뚜렷하게 나타난다. 그러나 이러한 분포는 스팬 중간에서 상부까지만 발생 하는데, 이는 선박의 갑판에서 떨어져 나간 유동 때문에 후류 영역(wake region)이 발생하였기 때문으로 추정된다. 스팬 하부의 후류 영역은 단독 윙세일에 비해 줄어든 양압과 음압의 분포를 만들었고, Fig. 6에서 나타난 C_D 및 C_L이 단독 윙세일 대비 감소하는 것을 설명할 수 있다.

반면 AWA=45° 및 135°인 경우, 양압과 음압의 분포가 상대적으로 복잡한 구조를 가진다. 우선 AOA=0°임에도 선수면과 선미면에서 양압과 음압이 발생함을 확인할 수 있다. AWA=135°의 경우, AWA=90°와 유사하게 스팬 하부에서는 선수면과 선미면 간의 압력 차이가 뚜렷하게 나타나지 않으며, AWA=45°의 선수면에서는 스팬 방향의 하부에 상대적으로 큰 음압 분포가 발생하는 것을 볼 수 있다. 이는 갑판 위의 상부 구조물인 거주구 주위에서 발생하는 유동 변화의 영향으로 추정된다. 상대적으로 AWA=45°의 AOA=15°와 AWA=135°의 AOA=-15°의 경우, 단독 윙세일의 조건과 유사하게 스팬 방향의 중간 부분 및 상부에 양압과 음압의 분포가 일정하게 발생함을 확인할 수 있다. AOA=0°의 조건에서 양압과 음압의 분포가 AWA=45°, 135°에 나타남에 따라 AOA=0°임에도 불구하고, 갑판 및 거주구에 의해서 발생하는 유동의 방향 변화에 따라서 양압과 음압이 발생하고 이는 Fig. 6의 AOA=0°에서의 항력 및 양력 발생을 설명한다. 또한 AOA=-15°의 경우, 단독을 제외하고 AWA=135°가 가장 큰 양압과 음압의 차이를 보이게 되며, 이는 Fig. 6에서 C_L 및 C_D가 가장 큰 값을 가지는 것을 설명한다. 반면, AOA=15° 의 경우, AWA=45°에서 가장 뚜렷한 양압과 음압의 분포를 보이며, 이는 Fig. 6의 가장 큰 C_L 및 C_D 값을 설명한다.

윙세일 표면의 압력 변화와 더불어 윙세일 주변의 유동장을 Fig. 9에서부터 Fig. 11에 나타내었다. 윙세일의 표면 압력 분포가 z 방향인 스팬 방향으로 차이를 보임에 따라, 윙세일의 상부, 하부 및 중간 단면에서의 유동장을 대표로 선정하여 확인하였다. 먼저 AWA=45° 조건에 해당하는 Fig. 9를 보면, z/c=1.75에서 거주구 및 갑판에 따른 유동 변화가 크게 발생하며, 이에 따라 해당 높이에서의 유선 변화가 z/c=2.50 및 z/c=3.25와 차이를 보이는 것을 확인할 수 있다. Fig. 9(a) 의 z/c=2.50 및 3.25에서 받음각은 0°에 가까우며, z/c=1.75에서는 받음각이 0°보다 크게 나타난다. y/c=0과 y/c=-0.2 사이에서 상대적으로 속도가 빠름에 따라 Fig. 8(a)의 AOA=-15°의 선수면 하부에서 낮은 압력이 작용하는 결과로 이어진다. Fig. 9(b)의 경우, AOA=0° 조건임에도 불구하고 갑판으로 인한 유동 변화로 인해 유효한 받음각(apparent angle of attack) 이 발생함을 확인할 수 있다. z/c=1.75의 경우, 갑판에 의해 발생한 후류 영역 및 거주구 주위에서 발생한 유동 변화의 영향으로 y/c=0.2 방향에서 유체가 유입된다. 이는 Fig. 8(a)의 AOA=0°에서 선수면 하부에 음압을 설명한다. Fig. 9(c)의 경우, z/c=1.75에서의 받음각이 앞선 두 경우보다 크지 않으므로 Fig. 8(a)의 AOA=15°에서 선수면 하부에 음압이 상대적으로 크지 않다. 또한 Fig. 8(a)의 AOA=15°에서 선미면의 음압이 고르지 않은 것은 Fig. 9(c)의 z/c=3.25에서 발생한 와류 (vortex)에 의한 것임을 확인할 수 있다.

AWA=90° 조건에서 스팬 방향에 따른 유동장을 Fig. 10에 나타내었다. 해당 조건에서는 앞서 Fig. 9의 AWA=45° 조건의 유동장에 비해 후류 영역이 크지 않다. 이는 자유 유동 방향에 수직으로 놓인 선박 때문으로, 유체가 갑판을 따라 충분히 흐르지 못하고 갑판 상부에서 떨어져 나가기 때문이다. 이러한 영향으로 Fig. 8(b)의 경우, 양압과 음압이 작용하는 영역이 AWA=45°, 135°보다 상대적으로 높음을 볼 수 있다.

AWA=135°에서의 AOA 변화에 따른 윙세일 높이별 주위 유동 변화를 Fig. 11에 나타내었다. AWA=45°에 비해(Fig. 9) 거주구에 의한 영향이 비교적 윙세일에 작게 작용하며, 이는 Fig. 8(c)의 하부 영역에 작용하는 음압의 크기를 통해서도 확인할 수 있다. 특히 Fig. 8(c)의 AOA=0°의 하부 영역에 작용하는 음압은 Fig. 8(a)의 AOA=0° 조건에 비해 상당한 감소를 보이고 있으며, 이는 양력의 증가로 이어진다(Fig. 6(b)). 또한 단독 윙세일 다음으로 AWA=135°의 AOA=-15°와 AWA=45°의 AOA=15°에서 양력 계수가 크게 발생함을 Fig. 6(b)에서 확인할 수 있다. 결과적으로 Fig. 9(a), (c) Fig. 10(a), (c)와 Fig. 11(a), (c)를 비교하였을 때, 갑판 및 거주구로 인해 AWA=135°의 AOA=-15° 및 AWA=45°의 AOA=15° 조건에서 유효 받음각이 발생하며, 실제 받음각이 없는 AOA=0° 조건에서 유동 방향의 변화로 인해 유효 받음각이 발생하게 되고, 이로 인한 양력과 항력이 변화함을 확인할 수 있다.

윙세일에서 발생한 항력 및 양력이 실제 선박의 추진에 미치는 영향을 확인하기 위해, 앞서 식(3), (4)를 이용하여 윙세일의 보조 추력 및 선측 힘 계수인 C_H와 C_T를 도출하였다 (Fig. 12). C_T의 경우, 전반적으로 AOA가 증가함에 따라 단독 윙세일에 비해 선박의 상부 구조물을 고려한 조건이 더 낮은 절댓값을 나타낸다(Fig. 12(a)). 상대적으로 AWA=90° 조건에서 감소량이 가장 크며, 이러한 경향은 C_H에서도 동일하게 발생함을 확인할 수 있다. AWA=135°의 AOA=-15°에서 보조 추력 계수 관점에서의 최소 감소율은 약 31%이며, AWA=90°의 AOA=-15°에서는 약 72%의 최대 감소율을 보인다. 이는 윙세일의 성능에 적지 않은 영향을 줄 것으로 판단된다.

선박의 갑판에 이어 주요 상부 구조물인 거주구 주위의 유동 변화가 윙세일의 공역학적 성능에 영향을 미침에 따 라, 거주구 사이의 거리 변화에 따른 윙세일의 성능을 확인 하였다. AWA에 따른 윙세일의 양력 계수 변화가 뚜렷하게 나타나는 AOA=-15°에서, 윙세일과 거주구 사이의 거리인 G 변화에 따른 윙세일의 공역학적 성능을 Fig. 13에 나타내었다. AWA=90°의 경우, G 변화에 따른 항력 및 양력 계수의 차이를 보이지 않는다. 반면, AWA=45°와 135°의 경우, 거주구와 윙세일 간의 거리가 가까워 짐에 따라 양력이 증가하는 것을 확인할 수 있다. 양력의 크기가 가장 큰 AWA=135°의 G/c=7.0 및 3.5에서 양력 계수의 차이는 80%를 넘는다.

거주구와 윙세일 사이의 거리 감소에 따른 양력의 증가를 확인하기 위해 윙세일 표면에서의 압력 분포와 윙세일 및 거주구 주위의 속도 분포를 Fig. 14에 나타내었다. 거주구와 갑판의 영향을 받는 윙세일의 하부 단면과 상대적으로 영향을 덜 받는 윙세일의 상부 단면을 비교하였다. 먼저, Fig. 14(b)의 거주구와 마주 보는 선미면 하부에서 발생한 음압 때문에 Fig. 13(b)의 G/c=7.0 및 3.5에서 양력의 차이가 발생한 것으로 볼 수 있다. 윙세일과 거주구 사이의 거리가 좁아짐에 따라 유동의 정체가 발생하게 되고 이로 인해 Fig. 14(a) 의 선수면에서 유체가 빠르게 이동하지 못함에 따라 상대적으로 압력 계수가 높음을 확인할 수 있다. 반면, 거주구와 윙세일 간의 거리가 먼 경우, 거주구에 의한 영향은 상대적으로 덜 받음을 확인할 수 있다. 윙세일 상부의 경우, 갑판 및 거주구의 영향을 덜 받는 것을 확인할 수 있다(Fig. 14(c), (d)).

4. 결 론 Other SectionsAbstract초록1. 서 론 2. 해석 대상 및 수치 기법 3. 결과 및 검토 4. 결 론 후 기FigureTableReference

본 연구에서는 선박의 상부 구조 형상을 고려한 윙세일의 공역학적 성능을 평가하였다. 갑판과 거주구를 고려한 윙세일의 양력은 이들을 고려하지 않은 경우보다 최대 72% 감소함을 확인하였다. AOA=-15° 및 15° 조건에서는 AWA 변화와 관계없이 양력이 감소하며, AOA=0° 조건에서는 일부 양력의 증가가 확인되었다. 이러한 양력의 발생은 갑판과 거주구에서 발생하는 후류 영역의 영향으로 윙세일에 유효 받음 각이 발생하였기 때문이다. 본 논문에서는 단순 양력 및 항력 계수의 비교뿐만 아니라 윙세일의 보조 추력 및 선측 힘 계수인 C_H와 C_T를 도출하였다. 그 결과 선박의 상부 구조물 을 고려한 조건에서 낮은 보조 추력이 발생하였으며 최소 31%에서 최대 72%까지 보조 추력의 감소함을 확인하였다. 거주구로부터의 거리에 따른 윙세일의 공역학적 성능을 평가하였으며, AWA=90°를 제외한 나머지 풍향에서 거주구와의 거리가 가까워 짐에 따라 양력이 증가함을 확인하였다. 이는 거주구와 윙세일 사이의 간격이 좁아짐에 따른 윙세일 주위의 유동 변화 때문이다. 윙세일이 설치 및 운용되는 선박의 갑판 및 대표 상부구조물인 거주구를 고려함에 따라 윙세일의 성능이 감소함을 확인하였다. 윙세일의 설계 시 선박의 상부 구조 형상이 필수로 고려되어야 할 것으로 판단되며, 선박의 크기와 종류, 윙세일 단면에 따라 그 영향이 다르기 때문에 다양한 선종 및 비대칭 단면의 윙세일 형상에 관한 추가 연구도 필요할 것으로 생각된다.