I. 서 론

현대 해양 전장 환경 및 자원 탐사 분야에서 수중 표적의 정밀한 탐지와 식별을 위한 소나 시스템의 중요성은 날로 증가하고 있다. 일반적인 수중음향센서는 압전소자(Lead Zirconate Titanate, PZT)를 주로 사용하였으나, 전자기 간섭(Electromagnetic Interference, EMI)에 대한 취약성, 대규모 배열 구성 시의 무게 및 부피 문제, 그리고 장거리 신호 전송 시 발생하는 급격한 손실 등은 차세대 시스템으로의 전환을 요구하는 주요 원동력이 되었다. 이에 반해 광섬유 기반 수중음향센서(Fiber Optic Hydrophone, FOH)는 전자기 간섭에 대한 영향이 미미하고 수백 미터 이상의 장거리에서도 신호 감쇄 없이 전송이 가능하다는 장점을 바탕으로 차세대 수중 음향 탐지 플랫폼의 핵심 기술로 부상하고 있다.^[1] 또한 광섬유는 전기 신호와 달리 광 신호를 사용하므로 외부 전자기 환경에 무관하게 안정된 측정이 가능하며, 단일 광섬유 케이블 내에 수백 개 이상의 센서 채널을 다중화할 수 있어 기존 전기 배열 대비 시스템 복잡도를 획기적으로 낮출 수 있다.^[2]

FOH 기술의 해외 개발 동향을 살펴보면, 광섬유 수중청음기는 1970년대 후반 Bucaro et al.^[3]과 Cole et al.^[4]의 선구적 연구를 시작으로 본격적인 발전이 이루어졌으며, Kirkendall와 Dandridge^[5]는 고성능 광섬유 센싱 기술에 대한 종합적인 리뷰를 통해 다채널 배열 시스템으로의 응용 가능성을 체계적으로 정리하였고, Cranch와 Nash^[6]는 Wavelength Division Multiplexing(WDM) 및 Time Division Multiplexing(TDM) 기반 대규모 다중화 기술을 구현하여 광섬유 배열 실용화의 토대를 마련하였다. 영국 카디프 대학 연구팀은 기존 해저 광통신 케이블과 Distributed Acoustic Sensing(DAS)를 결합하여 70 km ~ 90 km 거리에서의 음향 탐지 실험에 성공하였으며^[7], 이는 기존 인프라의 재활용 가능성을 실증한 사례로 주목받고 있다. 또한 Zheng et al.^[8]은 초고감도 DAS 시스템(uDAS)과 결합된 예인 케이블 하이드로폰 배열(Composite Thin Wall Tube, CTWT) 구조를 개발하여 10 Hz ~ 1,500 Hz 대역에서 평균 수신감도(Receiving Voltage Sensitivity, RVS) –129.23 dB re rad/μPa를 달성하였고 5 km 및 10 km 거리의 표적 탐지 및 위치 추정에 성공하였다. Brunetti et al.^[9]은 Michelson 간섭계 기반의 맨드릴형 FOH를 설계·제작하고 5소자 예인 배열을 구성하여 수조 시험으로 예인 배열 적용 가능성을 실증하였으며, Wang et al.^[10]은 평면 직사각형 필름 감지 구조를 적용한 큐보이드형 간섭계 광섬유 수중청음기를 개발하여 고감도 특성을 입증하였으며, Michelson 간섭계 구조 기반의 복합 맨드릴 FOH를 5소자 예인 배열로 구성하여 수조 시험을 통해 광섬유 기술의 예인 배열 적용 가능성을 검증한 연구도 보고되었다.^[11]

최근의 연구 동향을 살펴보면, DAS 기술의 수중 음향 적용 범위가 군사·탐사 분야를 넘어 해양 생태 감시 분야로도 확장되고 있다. Bouffaut et al.^[12]은 DAS 기술이 수중 음향 분야에 제공하는 이론적 기반과 해양 포유류를 포함한 수중 사운드스케이프 모니터링 응용 가능성을 종합적으로 정리하였으며, Pignol et al.^[13]은 DAS 기반 광섬유 수중청음기의 잡음 특성 분석을 통해 실용적 성능 평가 방법론을 제시하는 등 DAS의 응용 영역이 지속적으로 확대되고 있다. 또한 국내에서도 DAS를 High Voltage Direct Current(HVDC) 해저케이블 모니터링에 적용한 연구가 보고되는 등,^[14] 광섬유 기반 DAS 기반 수중 감지 기술에 대한 연구에 대한 관심이 증가하고 있다.

광섬유 센서의 잡음 특성 측면에서는 Lagakos et al.^[15]이 광섬유 굽힘 손실 기반 마이크로벤드 센서의 감도 최적화 연구를 통해 광섬유 음향 센서의 이론적 토대를 마련하였으며, Knudsen와 Bløtekjær^[16]은 광섬유 하이드로폰의 신호대잡음비(Signal to Noise Ratio, SNR) 최적화 방법론을 제시하여 실용 시스템 설계의 기반을 구축하였다. 또한 국내 학계에서는 광섬유 사낙 간섭계 센서를 이용한 링형 탐촉자의 수중 음향 민감도 해석 연구 등 기초 원천 기술 연구도 활발히 진행되고 있다.^[17] 그러나 국내에서의 연구는 주로 개별 센서 소자 단위의 성능 분석에 집중되어 있으며, 상용 DAS 장비와 맨드릴 타입 광섬유 센서를 결합한 시스템 수준에서의 정량적 성능 평가, 특히 DAS 파라미터[Gauge Length(GL), Spatial Sampling(SS), Pulse Rate(PR)]가 등가 잡음 음압(Noise Equivalent Pressure, NEP)에 미치는 영향에 관한 체계적인 연구는 아직 충분히 이루어지지 않은 실정이다.

이에 본 논문에서는 다양한 수중음향 감지 방식과 센서 구조 중 맨드릴 구조를 가진 광섬유 센서를 이용하여 DAS 기반 수중음향센서의 설계 및 성능 검증을 수행하였다. 이를 위하여 표준 유한요소 해석 프로그램인 COMSOL Multiphysics를 활용하여 맨드릴 센서의 설계 파라미터(맨드릴 내경, 두께, 권선 횟수, 재질 등)의 영향을 분석하고, 실제 맨드릴 센서를 제작하여 무향 챔버 및 대형 수조에서 음향시험을 수행하였다. 본 연구의 주요 기여는 다음과 같다.

(1) DAS 파라미터(GL, SS, PR)별 자체소음 및 수신감도에 대한 영향의 정량적 분석을 통해 시스템 운용 파라미터 최적화 기준을 제시한다.

(2) COMSOL 유한요소해석(Finite Element Analysis, FEA) 결과와 수조 실측값을 비교하여 맨드릴 설계 파라미터(두께, 권선 수, 재질)가 수신감도에 미치는 경향성을 검증하고, 이를 바탕으로 설계 가이드라인을 제시한다. 단, 유한요소해석 대상인 기준 모델과 시제품은 형상·권선 수가 상이하므로 직접 수치 비교에는 한계가 있다. 따라서 본 연구에서는 유한요소해석 기반 설계 파라미터 경향성 분석 결과를 설계 가이드라인으로 활용하고, 두 시제품 간 상대적 감도 관계는 광섬유 길이 비례 이론을 통해 실험적으로 검증한다.

(3) GL 의존 수신감도 이론을 실험적으로 확증하고, uDAS 참고 시스템 대비 등가 잡음 음압 성능 기준선을 수립하여 향후 개선 로드맵을 도출한다.

본 논문의 구성은 다음과 같다. II장에서는 위상 변조형 광섬유 하이드로폰의 동작 원리, 광섬유 수중음향센서의 분류 체계, DAS 기술 원리 및 수신감도 산출 방법 등 이론적 배경을 서술한다. III장에서는 유한요소해석을 통한 맨드릴 센서의 수신감도 예측 및 파라미터 분석 결과를 제시하고, IV장에서는 시제품 제작 및 시험 절차를 기술한다. V장에서는 시험 결과 및 고찰을 통해 DAS 파라미터별 영향 및 개선 방향을 논의하며, VI장에서 결론을 도출한다.

II. 이론적 배경

2.1 광섬유 수중음향센서의 분류

광섬유를 이용한 수중음향 감지 방식은 변조 형식과 구조적인 형태에 따라 분류할 수 있다. 변조 방식에 따른 분류는 수중 음파가 빛의 어떤 성질을 변화시키는지를 파악하는 것으로, 센서의 정밀도와 시스템 구성을 결정하는 근본적인 기준이 된다.

변조 방식에 따른 분류는 위상 변조형, 파장 변조형, 강도 변조형으로 구분할 수 있다. 위상 변조형의 경우 수중 음파에 의해 광섬유의 길이가 미세하게 늘어나거나 줄어들며, 빛의 도달하는 시간이 변하게 된다. 이 변화량은 파장의 수천 분의 일 수준으로 매우 작지만 간섭계를 이용하면 정밀하게 측정할 수 있다. 파장 변조형의 경우 광섬유 코어 내부에 특정 파장의 빛만 반사하도록 만든 브래그 격자를 새겨 넣어, 격자 간격을 변화시켜 반사되는 빛의 파장이 변화하는 것을 이용한다. 마지막으로 강도 변조형의 경우 수중 음파에 의해 광섬유가 구부러져 빛이 밖으로 새어 나가거나, 반사체와의 거리가 변해 돌아오는 빛의 강도가 변하는 원리를 이용하는 방식으로, 구조가 가장 단순하고 저렴하게 제작할 수 있다.

다음으로는 센서 구조와 신호 처리 방식에 따라 맨드릴 타입, Fiber Bragg Grating(FBG) 타입, 간섭계 타입, DAS 타입 등으로 구분할 수 있다. 맨드릴 타입의 경우 원통형 탄성 구조체에 광섬유를 권선하여 외부 음압에 의한 맨드릴의 변형을 광섬유 길이 변화로 환산하고, 이를 위상 변화로 감지하는 방식이다. 권선 광섬유 길이에 비례하여 감도가 증가하며, 소형화 및 제작이 용이하다는 장점이 있다. FBG 타입의 경우 광섬유 코어에 주기적인 굴절률 변화 격자를 형성하여, 음압에 의한 격자 간격 변화로 반사 파장이 이동하는 현상을 이용하는 방식이다. 다중화 특성이 우수하여 Wavelength Division Multiplexing(WDM) 및 Time Division Multiplexing(TDM) 방식을 통해 단일 광섬유 내 다수의 센서를 구성할 수 있다. 그러나 제작 공정이 복잡하고, 다채널 구성 시 광원 파워에 대한 분배가 어렵다는 제약이 있다. 간섭계 타입의 경우 Mach-Zehnder(MZI), Michelson, Fabry-Perot 등의 간섭계 구조를 기반으로 측정 암과 기준 암 간의 광경로 차 변화를 위상 신호로 감지한다. 간섭계 암의 길이를 길게 설계할수록 감도가 증가하며, 이론적으로 위상차를 가장 정밀하게 계측할 수 있다. 그러나 기준 암의 환경 격리, 복잡한 광학계 구성, 대형 수중 패키징의 어려움으로 실용적 배열 시스템 구성에 제약이 있다. 마지막으로 DAS 타입의 경우 표준 단일 모드 광섬유(Single Mode Fiber, SMF)에 레이저 펄스를 입사하여 레일리 후방 산란광의 위상 변화를 분석하는 위상 감응형 Optical Time Domain Reflectometry(OTDR) 방식을 의미한다. 별도의 센서 제작 없이 표준 광섬유 케이블 자체가 감지 매체로 기능하며, 수 km ~ 수십 km에 걸쳐 수천 채널의 연속 음향 측정이 가능하다.

2.2 위상 변조형 광섬유 하이드로폰 동작 원리

위상 변조형 광섬유 하이드로폰은 수중 음압이 광섬유에 인가하는 변형에 의한 위상 변화를 간섭계로 측정하여 음압으로 환산하는 방식이다. 광섬유 내를 전파하는 빛의 위상 𝛷는 전파 상수 𝛽와 광섬유 길이 L의 곱으로 표현된다. 간섭계 구성에서는 신호광이 감지 암을 왕복하므로 유효 광경로 길이는 Leff = 2L이며(L: 실제 광섬유 길이), 위상은 다음과 같이 표현된다.^[3,4]

여기서, n은 광섬유 코어의 굴절률, L은 유효 광경로 길이(m), 𝜆₀는 진공 중 레이저 파장(m)을 의미한다. 음압이 인가될 때 발생하는 위상 변화량 𝛥𝛷는 전파 상수의 변화(𝛥𝛽)와 광경로 길이의 변화(𝛥L)로 분리하여 표현할 수 있다. 여기서, 𝛥𝛽𝛥L 1차 항에 비해 무시할 수 있는 2차 항이므로, 이를 생략한 1차 근사식은 다음과 같다.^[15]

전파 상수 변화𝛥𝛽는 굴절률 변화(𝛥n)로부터 비롯되며, 이는 재료의 광탄성 효과에 의해 지배된다. 등방성 유리 매질에 대해 광탄성 텐서는 두 개의 독립 성분 p11(축 방향 응력에 대한 같은 방향 굴절률 변화 계수)과 p12(횡 방향 응력에 대한 굴절류 변화 계수)로 표현된다(Pockel’s effect). 여기서 εr,εθ,εz는 각각 광섬유 자체에 작용하는 반경 방향, 원주 방향, 축 방향 변형률이며, 맨드릴 표면의 변형이 권선된 광섬유에 직접 전달된다고 가정한다. 광섬유 축 방향을 z축, 반경 방향을 r축, 원주 방향을 θ축으로 정의하면, 굴절률 변화는 등방 광탄성 텐서의 표준 배정에 따라 다음과 같이 주어진다.^[18]

따라서 음압에 의한 위상 변화량은 굴절률 변화와 길이 변화를 합산하여 다음과 같이 표현된다.^[16]

이를 통해 맨드릴 타입 광섬유 센서는 광섬유 길이(L)에 비례하여 위상 변화량이 증가함을 알 수 있다. 맨드릴의 유연한 변형이 음압을 효율적으로 광섬유 길이 변화로 변환하므로, 맨드릴 재료 선정 및 치수 설계는 수신감도에 직접적인 영향을 미친다. III장에서는 이를 기반으로 COMSOL Multiphysics 유한요소해석을 통해 맨드릴 설계 파라미터(내경, 두께, 권선 수)에 따른 수신감도 변화를 정량적으로 분석한다.

2.3 분포형 음향 센싱(DAS)과 데이터 처리

DAS는 광섬유에 레이저 펄스를 주입하고 되돌아오는 레일리 산란광의 위상 변화를 측정함으로써 진동 위치와 강도를 파악하는 기술이다. 주요 파라미터로는 GL, SS, PR가 있으며, DAS 장비에서 출력되는 데이터는 처리 방식에 따라 두 가지 형태로 구분된다.

(1) 차분 위상 데이터: 장비에 저장된 원본 형태로, 주파수 도메인에서 백색 잡음 특성을 나타낸다. 진폭 스펙트럼 밀도(Amplitude Spectral Density, ASD) (dB re rad/√Hz) 변환 시 주파수에 무관하게 일정한 잡음 스펙트럼을 보인다.

(2) 시간 적분 데이터: 차분 위상(Differential Phase)을 시간 적분한 형태로, 1/f 노이즈 특성을 나타내며 장비 화면에 표시되는 그래프 형태와 일치한다.

본 연구에서는 차분 위상 기반 ASD를 성능 평가 지표로 활용하였으며, 광신호 전송장치 데이터는 추가 분석 자료로 병행 검토하였다.

2.4 수신감도 산출 방법

일반적인 압전형 수중음향센서의 수신감도는 입사 음압에 대한 전기 전압 출력의 비로 정의된다. 반면, DAS 기반 광섬유 수중음향센서는 전기 신호 대신 위상 변화량(Δ𝛷, rad)을 출력으로 사용하므로, 수신감도의 기준량이 전압(V/μPa)이 아닌 위상(rad/μPa)으로 정의된다. DAS 장비는 광섬유의 각 위치에서 GL 구간에 걸친 위상 차분값을 출력하며, 이를 기반으로 수신감도를 산출한다. 수신감도는 입사 음압 P (μPa)에 대한 센서 출력 위상 변화 실효값(Room Mean Square, RMS) Δ𝛷 (rad)의 비를 로그 스케일로 표현한 것으로, 1 uPa를 기준으로 정규화하여 다음과 같이 정의된다.

여기서,Φrms는 GL 구간 출력 위상 변화 실횻값 (rad), Prms는 입사 음압 실횻값 Pref 는 기준 음압을 의미한다. DAS 기반 수신감도의 중요한 특성은 GL에 대한 의존성이다. DAS 장비는 위치 x에서의 차분 위상을 GL 구간에 걸쳐 적분하여 출력한다. 2.2절에서 기술한 바와 같이 DAS는 왕복 위상 변화를 측정하므로 인자 2가 포함되며, 광탄성 효과에 의한 굴절률 변화를 광탄성 환산인자 ξ로 통합하면, 광섬유 축 방향 변형률 εz가 GL 구간에서 균일하다고 가정할 때 GL 구간의 위상 누적량은 다음과 같다.

여기서 GL은 Gauge length를 의미하며, 𝜉 Pockels 계수를 의미한다. 위 식으로부터 GL이 2배가 되면 ΔΦGL도 2배가 되어 수신감도가 약 20log(2)≈6dB 향상됨을 알 수 있다. 반면 GL 증가는 공간 분해능의 저하를 수반하므로, 감도와 분해능 간의 트레이드오프를 고려하여 운용 목적에 맞는 최적 GL을 결정해야 한다. V장에서는 이를 실험적으로 검증한다.

센서 시스템의 최소 탐지 가능 신호 수준을 나타내는 등가 잡음 음압은 시스템 자체소음의 진폭 스펙트럼 밀도를 수신감도로 나누어 음압 스펙트럼으로 환산한 값이다. dB 스케일에서 이를 표현하면 다음과 같다.^[8]

여기서 ASD는 자체소음 진폭 스펙트럼 밀도 rad/(Hz), RVS는 해당 주파수에서의 수신감도 rad/uPa를 의미한다. Eq. (7)은 선형 영역의 관계 NEP = ASD / M [여기서 M은 수신감도의 선형값 (rad/μPa)]에서 유도된다. 단위를 확인하면 (rad/Hz) ÷ (rad/μPa) = μPa/√Hz가 성립하며, 이 선형 관계를 dB 영역으로 변환하면 뺄셈 형태의 Eq. (7)이 얻어진다. NEP가 클수록(dB 절댓값 기준으로 높을수록) 탐지 성능이 낮음을 의미한다.

III. 유한요소해석 기반 수신감도 예측

3.1 유한요소해석 모델

본 연구에서는 COMSOL Multiphysics를 이용하여 맨드릴형 광섬유 하이드로폰의 수신감도를 수치적으로 예측하였다. 맨드릴형 센서는 광섬유가 나선형으로 감겨 있어 기본적으로 3차원 구조를 가지나, 해석 자원 및 시간 절감을 위해 축대칭 2D 모델로 단순화하였다. 맨드릴 구조체의 탄성 변형에 의한 수신감도는 주파수 영역 해석을 통해 산출하였다. Im과 Roh^[19]는 유한요소해석을 이용한 맨드릴형 광섬유 수중음향센서의 설계 연구를 통해 맨드릴 형상 및 재질이 수신감도에 미치는 영향을 정량화하였으며, 본 연구는 이를 DAS 기반 시스템에 적용·확장한다.

유한요소해석 모델의 경계조건 및 모델링 세부는 다음과 같다.

(1) 음향 경계조건: 맨드릴 외면에 균일 음압(1 Pa 단위 하중)을 인가하는 자유 음장 평면파 조건을 적용하였으며, 맨드릴 내부 공동은 공기 배킹 상태로 처리하여 내면을 음향 하중이 작용하지 않는 자유 표면으로 설정하였다.

(2) 광섬유 모델링: 광섬유를 맨드릴 외면에 접합된 등가 링 단면 구조로 모델링하였다. 권선 밀도를 원주 방향으로 균일 분포한 것으로 가정하며, 굴절률 변화는 권선부 단면의 3축 방향 평균 변형률에 광탄성 계수를 적용하여 산출한다.

(3) 메쉬 수렴성: 관심 주파수 대역의 최단 파장 대비 요소 크기 비율을 1/6 이하로 설정하여 주파수 수렴 조건을 만족하였다.

(4) 모델 한계: 본 유한요소해석 모델의 기준 모델은 설계 파라미터 경향성 분석에 최적화된 것으로, IV장의 시제품과 형상 및 권선 수가 상이하여 유한요소해석 결과와 수중 실측값을 직접 수치 비교하기 어렵다. 따라서 본 연구에서는 유한요소해석을 통해 설계 인자별 경향성을 도출하고, 두 시제품 간 상대 감도 차이를 Eq. (6)의 이론으로 검증하는 방식으로 해석 모델의 타당성을 확인한다.

Fig. 1은 COMSOL Multiphysics를 통해 모델링한 맨드릴 타입 광섬유 센서의 형상을 나타낸다. 광섬유 단면에서의 축 방향 변형률은 맨드릴 원주 방향 변형률의 평균으로 산출하고, 굴절률 변화는 광섬유 단면의 3축 방향 변형률을 광탄성 계수에 적용하여 계산하였다. 또한, 유한요소해석에서는 수압 하에서 맨드릴 및 권선 광섬유에 발생하는 편도 물리 길이 기준의 변형률 εz와 길이 변화 𝛥L를 산출하였다. 산출된 변형률 및 길이 변화는 광탄성 관계식을 이용하여 굴절률 변화 𝛥n로 변환하였으며, DAS 계측의 왕복 전파 특성을 반영하기 위해 위상 변화 산출 시 유효 광로 길이를 Leff = 2L로 적용하였다. 따라서 본 연구에서 제시한 이론 및 유한요소해석 기반 위상 변화는 입사광과 후방산란광의 전파 경로를 모두 포함한 왕복 위상 변화이다. 해석 모델의 기준 파라미터는 Table 1과 같다.

Fig. 1.

(Color available online) Schematics of mandrel type model.

3.2 해석 결과

3.2.1 기준 모델

기준 모델에 대한 주파수 영역 유한요소해석 결과는 Fig. 2와 같으며, 100 Hz ~ 4 kHz 대역에서 수신감도는 약 –152 dB re rad/μPa로 비교적 평탄한 특성을 보였다. 4 kHz 이상 고주파 대역에서는 맨드릴 구조 공진 모드가 나타나 감도 특성이 불규칙해지는 경향이 관찰되었다. 맨드릴의 주요 변형 요소는 원통형 구조의 반경 방향 수축(Breathing Mode)이며, 이에 따라 변형된 광섬유 길이가 변화함으로써 위상 변화가 발생한다. 수직 방향(축 방향) 하중도 반영하였고, 본 모델에서는 반경 변형이 지배적이었다.

Fig. 2.

Analysis result of the reference model.

3.2.2 맨드릴 내경에 따른 영향성 검토

3.2.1의 기준 모델을 바탕으로 맨드릴 내경에 따른 수신감도 변화를 확인하였다. 이를 확인하기 위하여 Table 2와 같이 외경을 21 mm로 고정하고 내경을 19 mm, 17 mm, 15 mm, 11 mm로 변화시켰으며 결과는 Fig. 3과 같다. 두께가 증가할수록 맨드릴 강성이 높아져 수신감도가 감소하였으며, 두께 2 mm(내경 19 mm)에서 –147.34 dB re rad/μPa, 두께 10 mm(내경 11 mm)에서 –162.70 dB re rad/μPa로 나타났다. 또한 두께 증가에 따라 공진 주파수가 함께 상승함을 확인하였다.

Fig. 3.

Analysis results with varying mandrel inner radius.

3.2.3 광섬유 권선 횟수에 따른 영향성 검토

동일 맨드릴 형상에서 광섬유 권선 횟수에 따른 수신감도 변화를 확인하였으며 이는 Fig. 5와 같다. 이를 확인하기 위하여 Table 3과 같이 권선 횟수를 50회, 100회, 200회로 변화시켰을 때 결과는 Fig. 4와 같다. 권선 횟수가 증가할수록 실효 감지 길이 L이 증가하여 수신감도가 선형적으로 향상되었다. 50회에서 –158.14 dB re rad/μPa, 100회에서 –152.52 dB re rad/μPa, 200회에서 –146.71 dB re rad/μPa로 권선 횟수 2배 증가 시 약 5.4 dB ~ 6.0 dB의 감도 향상이 확인되었다. 이는 Eqs. (4) 및 (6)에서 길이가 증가할수록 위상 변화량이 증가한다는 이론과 일치한다.

Fig. 4.

Analysis results with varying optical fiber winding turns.

3.2.4 맨드릴 재질에 따른 수신감도 비교

맨드릴 재질이 수신감도에 미치는 영향을 분석하기 위해 Table 4와 같이 MC-Nylon, Epoxy, Polyurethane, Ethylene Propylene Diene Monomer(EPDM), Rubber 5종 재료에 대한 유한요소해석 해석을 수행하고 결과를 비교하였다. 탄성 계수가 낮은 유연 재료(EPDM, Rubber, Polyurethane)는 MC-Nylon 대비 감도가 약 6 dB 이상 향상되었으나, 탄성 계수가 100 MPa 이하로 낮아지면 감도가 약 –144 dB 수준에서 수렴하는 현상이 나타났다. 이는 맨드릴 탄성 계수가 충분히 낮아지면 광섬유 자체의 강성이 전체 변형 응답을 지배하는 한계 조건에 도달하기 때문으로 해석된다. 감도 측면에서는 유연 재료가 유리하나, 탄성 계수가 낮을수록 수심 환경의 정수압에 의한 물리적 변형 우려가 있다. 따라서 운용 환경의 정수압, 제작 공정 및 내구성을 복합적으로 고려하여 재질을 선정해야 한다. 본 연구에서는 MC-Nylon을 기준 재질로 선정하여 시제품을 제작하였다.

Fig. 5.

Analysis results with mandrel materials.

IV. 시제품 제작 및 시험

4.1 시제품 제작

III장의 유한요소해석 결과를 바탕으로 MC-Nylon 재질의 원통형 맨드릴에 광섬유를 권선한 맨드릴 타입 광섬유 수중음향센서 시제품을 제작하였다. 맨드릴의 외경은 36 mm, 높이는 73 mm이며, 제작에 사용된 광섬유는 Single Mode BIF(Bending Insensitive Fiber, LS Cable&system BendFree A2)이다. 광섬유는 MC-Nylon 맨드릴 외면에 수동으로 균일하게 감은 후, 투명 에폭시 몰딩으로 고정함으로써 권취 형상의 안정성을 확보하였다. 광섬유의 양 끝단은 수중 환경에서의 광학적 접속 신뢰성을 확보하기 위해 SC 패치코드(구매품)와 융착 접속(Splicing)하였으며, 광섬유 인출부는 싱글 모드 (Single Mode, SM) 케이블로 중계된다. DAS 장비와의 접속에는 E2000 APC 커넥터를 사용하였으며, Fig. 6과 같이 제작되었다.

Fig. 6.

(Color available online) Fabricated mandrel type fiber optic sensor.

4.2 시험 대상 및 장치 구성

시험에 사용된 대상 및 장비는 Table 5와 같이 DAS 시스템(N5125B, 1 set), 맨드릴 타입 광섬유 센서, 그리고 표준 하이드로폰(ITC-1007)으로 구성된다. DAS 시스템의 주요 사양은 Table 6과 같다.

Table 5.

Equipment used in the experiment.

Subject	Spencifications
DAS System (N5125B)
Mandrel type fiber optic sensor

Fig. 7은 수조 시험 시스템의 전체 연결 구성을 나타내며, 다음과 같이 구성된다. DAS 장비(N5125B)는 노트북을 통해 운용되며, 광섬유 케이블은 E2000 APC 커넥터를 통해 DAS 장비에 연결된다. 수중 수신감도 시험에서는 맨드릴 센서와 표준 수중음향센서(ITC-1007)를 수조 내에 나란히 거치하여 설치하고, 표준 프로젝터(ITC-1007)로 부터 지정 주파수의 신호를 수신하는 방식으로 수행된다.

Fig. 7.

(Color available online) Schematic of the experimental setup.

각 장비의 역할은 다음과 같다. DAS 시스템(N5125B)은 광섬유에 레이저 펄스를 주입하고 레일리 후방 산란광의 위상 변화를 분석하여 GL 단위의 차분 위상 데이터를 출력하는 핵심 계측 장비다. 소프트웨어를 통해 GL, SS, PR 파라미터를 설정하며, 데이터는 HDF5 형식으로 저장된다. 맨드릴 타입 광섬유 센서는 4.1절에서 제작한 MC-Nylon 맨드릴 시제품으로, 20 m 권취(1번) 및 25 m 권취(2번) 센서에 대해 각각 수신감도 특성을 비교 측정한다. 표준 수중음향센서(ITC-1007)는 프로젝터가 위치하는 지점의 실제 음압을 교정 감도 데이터를 기반으로 역산하는 기준 센서로 기능하며, 2.4절의 Eq. (5)에 따라 입사 음압 P(μPa)를 산출하는 데 활용된다.

4.3 시험 항목 및 조건

본 시험은 두 가지 항목으로 구성된다. 첫째, 공기 중 자체소음 측정으로, 외부 음향 입력을 차단한 상태에서 DAS 시스템 및 광섬유 센서의 고유 잡음 레벨을 확인하였다. 시험은 실험실 내에서 수행되었으며, DAS 및 소음 유발 장비는 챔버 외부로 배치하였다. 시험 절차는 DAS 전원 인가 및 평형 상태 도달 → 공기 시험 조건별 위상 데이터 수집 → 고속 푸리에 변환(Fast Fourier Transform, FFT)을 통한 Power Spectrum Density(PSD)(dB rad²/Hz) 산출의 순서로 진행하였다.

둘째, 수중 수신감도 측정으로, 실제 운용 환경과 유사한 수조에서 음향 수신기의 수신감도를 산출하였다. 대형 수조 내에서 표준 프로젝터로 주파수별 신호를 송신하고, 광섬유 센서에서 수신된 위상 변화량의 RMS 값을 기반으로 수신감도를 계산하였다.

DAS 파라미터에 따른 잡음 특성 변화를 체계적으로 분석하기 위해 Table 7과 같이 4가지 시험 조건(CASE 1 ~ CASE 4)을 선정하였다. CASE 1은 기준 파라미터로 하며, CASE 2는 GL 증가 효과, CASE 3은 SS 증가 효과, CASE 4는 PR 감소 효과를 각각 독립적으로 검토하였다.

V. 시험 결과 및 고찰

5.1 공기 중 자체소음 측정 결과

공기 중 자체소음 측정 결과는 Fig. 8과 같으며, CASE 1 ~ CASE 4 모두에서 1 kHz 및 2 kHz 입력 조건에 대해 DAS 시스템이 해당 주파수를 정상적으로 검출함을 확인하였다. PR, Frequency 스펙트럼, 워터폴 분석을 종합하면, 1 kHz 및 2 kHz 신호가 각각 뚜렷하게 관찰되었다. 이하에서는 Table 7의 네 가지 조건별 진폭 스펙트럼 밀도 비교 결과를 분석한다.

Fig. 8.

(Color available online) ASD Spectra results.

(1) GL 증가 효과(CASE 1 → CASE 2): GL을 10 m에서 20 m으로 증가시키면 공간분해능(Spatial Resolution, SR)이 20 m으로 늘어나는 반면, 잡음 준위가 약 3 dB 감소하였다. 이는 감지 구간 길이 증가에 따라 위상 신호가 비례적으로 누적되는 한편, 열잡음 등 비상관 무작위 잡음이 평균화되는 효과로 해석된다. GL 2배 시 이론 예상 감도 향상은 20log(2)≃6dB 이며, 잡음도 일부 감소하는 복합 효과로 Noise floor가 약 3 dB 개선된 것으로 판단된다.

(2) GL 고정 + SS 증가 효과(CASE 2 → CASE 3, SS 5 m → 10 m): CASE 3은 GL = 20 m을 CASE 2와 동일하게 유지한 채 SS를 5 m에서 10 m으로 증가시킨 조건이다. SS은 채널 간격, 즉 인접 측정점 사이의 거리를 의미하므로, SS이 증가하면 채널 간격이 넓어져 공간 샘플링 밀도가 감소한다. 따라서 공간분해능은 CASE 2(Spatial resolution 20 m)와 동일하게 GL에 의해 지배되며, SS 증가가 공간분해능을 개선하지는 않는다. 잡음 특성 관점에서 SS 증가는 단위 구간 내 채널 수를 절반으로 줄이므로, 인접 채널 간 공간 적분 또는 재샘플링 처리 시 활용 가능한 공간 평균화 채널 수가 감소하여 ASD 개선 효과가 줄어드는 방향으로 작용한다. 실험 결과, CASE 3의 ASD는 CASE 2 대비 약 2 dB ~ 3 dB 감소하였으며, 이는 SS 증가에 따른 공간 평균화 효과 감소로 해석된다. 이를 통해 GL 고정 상태에서 SS 증가가 잡음 특성에 미치는 영향을 독립적으로 정량화하였다.

CASE 4에서는 Nyquist 상한이 2,500 Hz로 낮아지므로 2,500 Hz 이상은 표본화되지 않는다. 따라서, 2 kHz 신호도 Nyquist 주파수 대비 마진이 500 Hz로 줄어 파형 식별 신뢰도가 저하되었다. 따라서 CASE 4에서의 측정결과는 1 kHz 및 2 kHz 신호를 대상으로 한다.

또한, 약 1,500 Hz(CASE 1 ~ CASE 3) 및 1,000 Hz(CASE 4) 부근에서 노이즈 레벨이 국부적으로 상승하는 Hump 현상이 관측되었다. 이는 운용 주파수(Nyquist)의 약 1/3 지점과 연관된 시스템 노이즈 특성으로 추정되며, 추가적인 규명이 필요하다. 한편, DAS 장비에서 저장된 차분 위상 데이터를 직접 ASD 변환하면 백색 잡음 형태를 띠며, 이를 시간 적분 처리하면 1/f 노이즈 특성을 보인다.

5.2 수중 수신감도 측정 결과

수중 수신감도 측정은 Table 7의 CASE 1 조건(GL = 10 m, PR = 8 kHz, SS = 5 m)에서 수행되었다. 수중시험에서 DAS 장비가 출력한 위상 변화 Δ𝛷는 레일리 후방산란광의 왕복 전파에 기초한 계측값이다. 따라서 수신감도 산출 시 Δ𝛷 에 왕복 광로 인수 2를 추가로 적용하지 않았다. 즉, 이론 및 유한요소해석 결과는 Leff = 2L를 적용하여 왕복 위상 변화 기준으로 산출하였고, 실험 결과는 DAS 장비가 직접 제공하는 왕복 위상 변화 기준의 값을 사용하여 두 결과의 기준을 일치시켰다.

DAS를 활용하여 수신감도는 다음과 같은 과정을 통하여 산출하였다. DAS 장비(N5125B)에서 맨드릴 센서 위치의 GL 채널 차분 위상 데이터(.HDF5)를 불러온다. 연속파(Continuous Wave, CW) 신호 수신 구간(신호 길이 5 ms) 동안의 시간 도메인 데이터를 추출하고, 신호 주파수 중심의 ±5 % 대역통과 필터 적용 후 Peak to Peak 진폭을 측정한다. 이를 3회 반복 측정하여 평균값을 계산한다. 이와 같은 방법을 통하여 측정한 수중 수신감도 측정 결과는 Table 8과 같다. 1번 맨드릴(광섬유 길이 20 m)의 경우 1 kHz에서 –155.54 dB re rad/μPa, 2 kHz에서 –151.86 dB re rad/μPa로 측정되었다. 2번 맨드릴(광섬유 길이 25 m)의 경우 1 kHz에서 –149.26 dB re rad/μPa, 2 kHz에서 –149.22 dB re rad/μPa로 측정되어, 동일 조건 대비 1번보다 약 2 dB ~ 6 dB 높은 수신감도를 나타냈다. Eq. (6)의 광섬유 길이 비례 이론에 따르면 20 m와 25 m 시제품의 수신감도 차이는 20log(25/20)≃1.94 dB로 예측된다. 2 kHz에서의 실측 차이는 2.64 dB로 이론 예측값(1.94 dB)과 유사한 경향이 나타났다. 반면 1 kHz에서의 실측 차이는 6.3 dB로 이론값을 크게 상회하였다.

시험에 사용된 수조의 규격은 24 m × 16 m × 15 m 이며, 프로젝터와 시제품간 거리는 약 5 m이다. 하지만, 프로젝트 및 맨드릴 타입 광섬유 센서는 Dummy fiber와 시험 치구의 부력/구조 제약으로 인하여 수면으로부터 약 2 m 깊이에 설치하였다. 1 kHz의 파장은 수중에서 약 1.5 m에 해당하며, 수면에서 반사된 음파가 직접파와 간섭되는 근거리 음장 조건이 형성된다. 이로 인해 1 kHz 측정값은 두 시제품 각각에서 실제 음압 대비 왜곡된 수준에서 측정되었을 가능성이 있으며, 이 왜곡의 방향과 크기가 시제품 간 비교에서 추가적인 감도 차이로 나타난 것으로 해석된다. 실제, 수신 파형 분석에서 1 kHz 수신 시 정현파 형태의 위상 변화가 명확히 관측되었으나, 전반적으로 펄스형 잡음이 혼재하는 양상을 보였다. 2 kHz(파장 약 0.75 m)에서는 동일 수조에서도 반사파의 영향이 상대적으로 작아져 이론과 유사한 결과가 얻어진 것으로 판단된다. 따라서 이론 예측과의 비교는 반사파 영향이 적은 2 kHz 결과를 주된 근거로 삼는 것이 타당하며, 향후 소음 격리 수조 또는 자유 음장 조건에서의 재측정을 통해 저주파 신뢰도를 높일 필요가 있다.

Eq. (6)은 GL 구간 전체에 걸쳐 변형률이 균일하게 분포하는 이상 조건에서 도출된 수식이다. 본 센서는 광섬유가 한 지점에 집중 권취된 국소 구조이나, DAS는 GL 구간 전체에서 위상을 적분하므로 권취부에서 변형률이 지배적으로 크게 발생하는 구간의 위상 누적이 수신감도를 결정한다. 따라서 GL 구간 내 수신감도는 광섬유 권취 길이에 비례하는 방식으로 설명 가능하며, Eq. (6)의 GL 비례 관계는 이 국소 권취 시나리오에도 적용 가능한 근거를 제공한다. 다만 권취부 외 구간(케이블 부분)에서의 미소 위상 기여가 중첩되는 부분은 이론 예측과의 소폭 차이를 유발할 수 있다.

한편, 동일 조건에서 수신감도 측정을 3회 반복한 결과 수신 신호 위상 진폭의 표준편차는 약 ±1 dB 수준이었으며, 본 논문에서 비교하는 시제품 간 감도 차이(2.64 dB @ 2 kHz) 및 GL별 NEP 차이(약 3 dB)는 이 측정 편차를 상회하는 수준으로 판단하였다. 보다 엄밀한 통계적 검증을 위해서는 측정 반복 횟수를 늘리고 약 95 % 신뢰구간을 산출하는 향후 연구가 필요하다

5.3 등가 잡음 음압 분석

Eq. (7)을 적용하여 본 연구 시제품의 NEP를 산출하고, Reference [8]의 uDAS 기반 시스템 및 Wenz 곡선 기반 Sea State 0(SS0), Sea State 1(SS1) 기준선과 비교하였다. Table 7의 시험 파라미터 중 Case 1의 PSD를 산출하였으며 이는 Fig. 9와 같이 나타낼 수 있다. Fig. 9에 제시된 바와 같이, 측정된 NEP는 1 kHz에서 약 57 dB, 2 kHz에서 약 52 dB, 3 kHz에서 약 47 dB, 4 kHz에서 약 42 dB re μPa/√Hz로 산출되었으며, 주파수 증가에 따라 완만하게 감소하는 경향을 보인다. SS0 기준선(1 kHz 기준 약 34 dB re μPa/√Hz) 및 SS1 기준선(1 kHz 기준 약 44 dB re μPa/√Hz)과 비교하면, 측정된 NEP는 전 측정 주파수에서 두 기준선을 상회하였다. 이는 DAS 시스템의 Noise floor가 센서 수신감도에 비해 상대적으로 높은 데 기인하며, Reference [8]의 uDAS 시스템 대비 약 20 dB ~ 30 dB의 NEP 열화가 확인된다. NEP 개선을 위해서는 Ultra Weak Fiber Bragg Grating(UWFBG) 도입을 통한 Noise floor 저감과 유연 재질·권취 길이 증대를 통한 수신감도 향상의 병행 적용이 필요하다.

Fig. 9.

Noise equivalent pressure results.

VI. 결 론

본 연구에서는 상용 DAS 시스템과 맨드릴형 광섬유 센서를 결합한 수중음향센서의 유한요소해석 기반 수신감도 예측과 시제품 성능 평가를 체계적으로 수행하였다. 주요 결론은 다음과 같다.

첫째, 유한요소해석에서 맨드릴 두께 증가에 따라 구조 강성이 높아져 수신감도가 저하되었으며, 두께 2 mm 대비 10 mm에서 약 15.4 dB의 감도 손실이 산출되었다. 권선 횟수도 수신감도에 큰 영향을 미쳐, 50회에서 200회로 증가할 때 약 11.4 dB의 향상이 확인되었다. 이는 위상 변화량이 광섬유 유효 길이에 비례한다는 이론과 일치하며, 내경 축소와 권선 길이 증대가 수신감도 향상에 효과적인 설계 변수임을 실증하였다.

둘째, 수중 수신감도 시험에서 광섬유 길이 20 m 시제품(–151.86 dB re rad/μPa)과 25 m 시제품(–149.22 dB re rad/μPa) 간 감도차이를 측정하였다. 2 kHz 에서의 실측차이 2.64 dB는 Eq. (6)의 이론 예측값(1.94 dB) 과 유사한 경향을 보여, 광섬유 길이에 비례한 수신감도 향상 이론의 타당성을 실험적으로 지지한다. 하지만, 1 kHz에서의 실측차이(6.3 dB)는 이론값을 크게 상회하였는데, 이는 수면으로부터 약 2 m 깊이에 설치된 센서 및 프로젝트의 반사파에 의하여 생긴 오차로 판단된다. 2 kHz 에서는 동일 설치조건에서 반사파의 영향이 상대적으로 작았으며 이론과 부합하는 결과가 얻어졌다.

셋째, 측정된 NEP는 1 kHz ~ 4 kHz 대역에서 약 42 dB re μPa/√Hz ~ 57 dB re μPa/√Hz로, Wenz 곡선 기반 SS0 및 SS1 기준선을 전 측정 주파수에서 상회하였다. 이는 상용 DAS 장비(N5125B)의 Noise floor가 센서 수신감도 대비 상대적으로 높은 데 기인한다. Reference [8]의 uDAS 시스템 대비 약 20 dB ~ 30 dB의 NEP 열화가 확인되었으며, UWFBG 도입을 통한 Noise floor 저감과 유연 재질·권취 길이 증대에 의한 수신감도 향상을 병행 추진하면 SS0 기준선 이하의 NEP 달성이 기대된다.