†To whom corresponding should be addressed.
Tel : +82-64-754-3647 E-mail: [email protected]
https://doi.org/10.5855/ENERGY.2019.28.4.103
혁신형 안전경수로의 원자로용기 외벽냉각 시 2상 자연순환 유동에 대한 수치해석적 연구
박연하1․황도현3․이연건2†
1제주대학교 에너지공학과 대학원생, 2제주대학교 에너지공학과 부교수, 3(주)한국수력원자력 중앙연구원 (2019년 10월 10일 접수, 2019년 11월 26일 수정, 2019년 11월 29일 채택)
Numerical Study on Two-phase Natural Circulation Flow by External Reactor Vessel Cooling of iPOWER
Yeon-Ha Park1․Do Hyun Hwang3․Yeon-Gun Lee2†
Graduate Student1 and Associate Professor2, respectively,
Department of Nuclear and Energy Engineering, Jeju National University
3Researcher, Central Research Institute, Korea Hydro & Nuclear Power (KHNP) (Received 10 October 2019, Revised 26 November 2019, Accepted 29 November 2019)
요 약
국내에서 개발 중인 차세대 혁신형 안전경수로인 iPOWER는 피동용융노심냉각계통의 도입을 통해 중대사고 시 노심용융물을 원자로 하부에서 장기간 냉각하고 안정화시키고자 한다. 아직 피동용융노심냉각계통의 최종 설 계개념이 확정되기 전이나, 원자로용기 외벽냉각을 통한 노심용융물의 노내 억류 역시 주요 중대사고 대처 전략 의 하나로 검토되고 있다. 본 연구에서는 국내에서 개발된 열수력 계통해석코드인 MARS-KS를 이용하여 원자 로용기와 단열체 사이에서 형성되는 2상 자연순환 유동을 모의하였다. 냉각수의 유로를 일차원으로 모델링하고, 노심용융물의 열부하에 따른 경계조건을 정의하여 자연순환 유량을 계산하였다. 또한 냉각수의 온도 및 수위, 원자로용기 하반구 주변 기포율 및 외벽에서의 열전달모드 등 주요 열수력 변수의 과도거동을 평가하였다.
주요어 : 중대사고, 피동용융노심냉각계통, 원자로용기 외벽냉각, 2상 자연순환, MARS-KS 코드 Abstract - The domestic innovative power reactor named iPOWER will employ the passive molten corium cooling system(PMCCS) to cool down and stabilize the core melt in the severe accident. The final design concept of the PMCCS is yet to be determined, but the in-vessel retention through external reactor vessel cooling has been also considered as a viable strategy to cope with the severe accident. In this study, the two-phase natural circulation flow established between the reactor vessel and the insulation was simulated using a thermal-hydraulic system code, MARS-KS. The flow path of cooling water was modeled with one-dimensional nodes, and the boundary condition of the heat load from the molten core was defined to estimate the naturally-driven flow rate. The evolution of major thermal-hydraulic parameters were also evaluated, including the temperature and the level of cooling water, the void fraction around the lower head of the reactor vessel, and the heat transfer mode on its external surface.
Key words : severe accident, passive molten corium cooling system, external reactor vessel cooling, two-phase natural circulation, MARS-KS code
Water ingress ICI nozzles
Molten oxide pool Debris crust
Light metal layer Steam damper
Insulator Reactor vessel
Steam venting
그림 1. 원자로용기 외벽 냉각에 의한 노심용융물 노내 억류 전략
1. 서 론
국내에서 개발 중인 차세대 혁신형 안전경수로 인 iPOWER는 피동형 안전계통 설계 개념을 구현 하여 현재 가동 중인 원전에 비해 획기적으로 높 은 안전성을 달성하는 것을 목표로 하는 원자로 이다[1]. 일본 후쿠시마 사고와 같은 극한재해 상 황에서도 원천적으로 안전을 확보하고, 안전성과 경제성을 향상시켜 국제 경쟁력을 도모하는 데에 주안을 두고 있다. iPOWER에서 도입 예정인 여 러 종류의 피동 안전계통 중 피동용융노심냉각계 통은 중대사고 시 노심용융물을 원자로 하부에서 장기간 냉각하고 안정화시키기 위한 시스템이다.
아직 피동용융노심냉각계통의 최종 설계개념이 확정되기 전이나, 원자로용기 외벽냉각을 통한 노 심용융물의 노내 억류 역시 주요 중대사고 대처 전략의 하나로 검토되고 있다.
노심용융물 노내 억류 및 냉각은 APR1400을 노형으로 채택하고 있는 국내 가동 중 원전 및 건 설 중 원전의 중대사고 대처 전략이다. 이는 그림 1과 같이 중대사고 발생 시 원자로공동을 침수시 켜 원자로용기와 단열체 사이에서 형성되는 2상 자연순환 유동을 통해 원자로용기를 외벽냉각함 으로써 노내에서 노심용융물을 안정화하는 개념 이다. 원자로용기 외벽냉각 시에는 그림 1과 같이
원자로용기 하반구로부터 가해진 열부하에 의해 냉각수가 가열되어 원자로용기 외벽과 단열체 사 이에 형성되는 환형 갭을 따라 상향 유동을 형성 한다. 2상 유체 상태의 냉각수는 단열체 측면에 설치된 유출구를 통해 단열체와 원자로공동 사이 의 채널로 이동하여, 증기는 상부의 원자로건물로 배출되고 물은 원자로공동 하부로 재순환한다.
노심용융물 노내 억류 및 냉각에 대한 해석 연 구로서, 한국원자력연구원에서는 SCDAP/ RELAP5/
MOD3.3 코드를 이용하여 APR1400 원전의 대형 냉각재상실사고, 소내 정전사고, 급수유량완전상 실사고 시 노심용융물의 하반구 재배치 시점과 노심용융물의 구성 및 물성치, 원자로용기 내벽으 로의 열속 등을 계산하였다[2]. 또한 박래준 외[3]는 RELAP5 코드를 이용하여 OPR1000과 APR1400 원자로의 원자로용기와 단열체 간 환형 채널로 형 성되는 2상 자연순환 유동을 계산하고, 냉각수의 수온과 수위에 따른 민감도 분석을 수행한 바 있다.
그러나 iPOWER 원자로의 경우 현재 개발이 진행 중이고, 피동용융노심냉각계통의 설계안 역시 확정 되지 않아 원자로용기 외벽냉각에 대한 전산해석 역시 최근에야 수행되고 있다.
본 연구에서는 국내에서 개발된 열수력 계통해 석코드인 MARS-KS를 이용하여 iPOWER 원자로의 중대사고 시 원자로용기 외벽냉각을 수행함에 따 라 원자로용기와 단열체 사이에서 형성되는 2상 자연순환 유동을 모의하였다. 냉각수의 유로를 일 차원으로 모델링하고, 노심용융물의 열부하에 따 른 경계조건을 정의하여 자연순환 유량을 계산하 였다. 원자로공동으로의 냉각수 공급 유무에 따른 두 가지 경우에 대해 전산해석을 수행하였으며, 원자로용기 외벽냉각에 따른 주요 열수력 변수의 과도거동을 평가하였다.
2. 원자로용기 외벽냉각 MARS-KS 해석모델
2-1. 냉각채널 형상 가정
iPOWER 원전 내 원자로용기와 원자로공동의 상세 치수에 대한 설계가 확정되지 않았기 때문에, 상용 원전인 APR1400의 설계를 참조하여 원자로 용기 및 원자로공동의 형상을 가정하였다. iPOWER 의 출력이 1250 MW(e)이므로, 출력에 비례하여 원자로용기 하반구의 반경을 축소하였다. 원자로 용기 하반구 상단에서 고온관 하단까지의 높이는 APR1400과 동일하게 유지하였다.
원자로용기 하단과 원자로공동 바닥 사이의 거 리는 3.35 m로 가정하였는데, 피동용융노심냉각 계통의 설계안으로 고려되고 있는 노외 반구형 코어캐처가 위치하는 공간의 크기를 참조하여 결
항 목 치수
원자로공동 반경 (m) 3.30
원자로용기 하단과 원자로공동 바닥 사이의 거리 (m) 3.35
유출구 총 유로 면적 (m2) 1.60
유출구와 고온관 하단 간 높이 차 (m) 1.53
단열체 두께 (mm) 118.5
단열체 상단과 원자로용기 바닥 간 거리 (mm) 120.7
수직 원통부의 원자로용기 외벽과 단열체 내벽 간 거리 (mm) 215.9 표 1. 원자로용기 외벽냉각 해석을 위한 주요 치수
정하였다[4]. iPOWER에서는 상부탑재형 노내계 측기를 도입할 예정이므로 기존의 원전 대비 원 자로공동의 깊이를 대폭 줄일 수 있는데, 이는 설계 관점에서 중대사고 시 원자로공동의 신속한 충수 에 유리하다. 원자로공동의 반경 역시 APR1400 치수 대비 출력에 비례하여 축소하되, iPOWER에 서는 원자로용기 지지기둥을 배제할 것을 고려하 여 3.30 m로 정하였다.
고온관 중앙으로부터 원자로공동 최상단까지의 높이 역시 APR1400의 치수를 참조하여 결정하였 다. 원자로용기 외벽과 단열체 사이에서 형성되는 환형 갭의 치수는 APR1400의 설계와 동일하게 유 지하였다. 원자로용기 외벽과 단열체 사이 유로에 는 단열체 바닥의 유입구(ingress opening)를 통해 냉각수가 유입된다. 본 해석에서도 단열체 바닥의 유로 면적은 APR1400과 동일한 값을 사용하였다.
원자로용기 하반구로부터의 열부하로 인해 생 성된 물과 증기의 혼합물은 두 군데의 관통부를 통해 단열체 외부 채널로 배출된다. 고온관 아래 에 위치한 냉각수 유출구(engress door)는 경첩형 의 사각문이 열리면서 개방되며, 단열체 원주를 따라 30도 간격으로 총 12개의 배출구가 설치되 는 것으로 가정하였다. 저온관 주변 영역에는 별 도의 증기 배출포트가 설치되어 있다. 본 해석에 서 가정한 주요 치수를 표 1에 정리하였다.
2-2. MARS-KS 노드 구성
원자로용기와 원자로공동 사이에 형성되는 자 연순환 유로를 모의하기 위해, 그림 2와 같이 노 드를 구성하였다. 110번 time-dependent volume으 로 중대사고 시 원자로공동에 냉각수를 공급하는 수원인 내격납 재장전수조(In-Containment Refueling Water Storage Tank; IRWST)를 모의하였고, 이를 원자로공동 하부인 120번 single volume에 연결하
였다. 115번 time-dependent junction을 통해 원자 로공동 전체 수위를 유지할 수 있도록 냉각수 공 급 유량을 제어하였다.
210번 single volume은 단열체와 원자로용기 바 닥 간의 공간으로서, 유입된 냉각수의 비가열 구 간이다. 120번 노드에서 210번 노드로 이어지는 205번 single junction은 단열체 바닥의 유입구를 통한 냉각수 유로를 의미한다. 220번부터 250번 annulus는 원자로용기 하반구와 단열체 사이의 공 간을 모사하며, 노심용융물에 의한 열부하가 가해 진다. 220번, 240번, 250번 annulus는 각각 2개, 230번 annulus는 3개의 노드로 구성되어 있다. 각 노드에는 열구조체를 모델링하여, 냉각채널로 공 급되는 열속을 경계조건으로 부여하였다. 노심용 융물의 의한 열속은 각도 별로 9개의 영역에 대해 입력이 가능하도록 하였다.
310번부터 340번 annulus는 원자로용기의 원통 외벽과 단열체 사이의 환형 채널을 모의한다. 310 번 annulus는 10개, 320번과 330번 annulus는 5개, 그리고 340번 annulus는 8개의 노드로 구성되었 다. 320번 네 번째 노드와 340번 두 번째 노드에 는 물과 증기의 2상 혼합물이 단열체 외부로 빠져 나갈 수 있는 유출구와 증기 배출포트를 모의하 기 위해 345번과 355번 cross junction을 연결하였 다. 340번 annulus는 고온관 하단과 원자로공동 최상단 사이의 단열체 내부 환형 공간을 모의하 며, 상단 출구는 원자로건물 자유체적을 나타내는 370번 time-dependent volume에 연결되었다.
410번과 420번 annulus는 단열체와 원자로공동 사이의 환형 채널이며, 각기 20개와 4개의 노드로 구성되어 있다. 510번 annulus는 고온관 하단과 원자로공동 최상단 사이의 단열체 외부 환형 채널 을 모델링하기 위한 것이며, 520번 컴포넌트는 격 납건물 자유체적을 모사한다. 팽창하는 냉각수와
그림 2. 원자로용기 외벽냉각 모의 노드 구성
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000
0 20 40 60 80 100
노심용융물열속(kW/m2)
원자로용기 하반구 각도
그림 3. 원자로용기 하반구 각도별 열속 분포
원자로용기 하부에서 발생한 증기는 510번 annu- lus를 거쳐 520번 time-dependent volume으로 빠 져나가도록 모델링하였다. 410번과 420번 컴포넌 트를 통해 냉각수가 다시 원자로공동 하부로 순 환하는 하향유동을 형성한다.
2-3. 경계조건 및 초기조건
원자로용기 외벽냉각의 수치 모의를 위해서는 두 가지 주요 경계조건이 필요한데, 하나는 노심 용융물의 열부하로 인해 원자로용기 외벽으로 가 해지는 열속이고, 다른 하나는 원자로공동의 출구 압력을 정의하는 원자로건물 내부압력이다. 노심 용융물에 의한 열부하는 220번부터 250번 annulus 에 연결된 열구조체를 통해 모의하였다. 열구조체 는 평판형으로 모델링하였으며, 한 쪽 경계면은 냉각수 채널 노드에 연결하고, 다른 쪽 경계면에 는 열속을 경계조건으로 부여하였다.
노심용융물의 열속은 INEEL의 열부하 평가 모 델로부터 산출된 값을 적용하였다[5]. 노심용융물 이 원자로용기 하반구에 재배치되면 구성 물질의 밀도 차이에 의해 층이 분리된다. UO2와 ZrO2 등 의 산화 용융물은 밀도가 높아 하부로 이동하고, 철과 지르칼로이 등의 금속 용융물은 상부로 배 치된다[6]. 산화 용융물층에서는 붕괴열로 인해 풀 내부에서 자연순환이 발생하면서 위치별(각도 별)로 열속이 변화하고, 상부의 금속층에서는 하 부의 산화 용융물로부터 받은 열에너지가 원자로 용기 측면으로 전달되면서 열속 집중효과(focusing effect)가 발생한다. 적용된 해석모델은 이러한 용 융물 층의 분리 및 각도별 열속 변화를 반영하고 있으며, 계산과정에서 용융노심의 상향열속이 30%, 하향열속이 70%임을 가정하였다. 소형파단 냉각
0 3000 6000 9000 12000 15000 3.0x105
3.2x105 3.4x105 3.6x105 3.8x105 4.0x105 4.2x105
Pressure (Pa)
Time (sec)
SV 120 Ann 250-2 Ann 330-5
그림 4. 원자로공동 내 냉각수의 압력 변화
0 3000 6000 9000 12000 15000
320 340 360 380 400 420 440
Coolant temperature (K)
Time (sec)
SV 120 Ann 230-1 Ann 240-1 Ann 250-1 Ann 310-1
그림 5. 원자로공동 내 냉각수의 온도 변화 재상실사고의 발생을 가정하였을 때, 원자로용기
하반구의 각도별 열속을 그림 3에 나타내었다.
원자로용기 외벽냉각이 수행되는 시점에서의 원자로건물 압력은 사고 전개 과정과 노심용융물 재배치 시점에 따라 결정된다. 본 해석에서는 MARS- KS를 사용하여 원자로건물 피동냉각계통이 설치 된 iPOWER의 원자로건물 압력/온도 거동 분석에 대한 선행연구 결과를 참조하였다[7]. 해당 연구 에서는 신한울 3 · 4호기를 대상 원전으로 하여 양 단파단 냉각재상실사고 발생 시 원자로건물로 방 출되는 질량과 에너지를 입력으로 사용하여 원자 로건물의 과도 압력을 분석하였다. 본 해석에서는 소형파단 냉각재상실사고 발생에 따른 중대사고 진입을 모의하고자 하였으며 이에 따른 붕괴열 기준 시간을 사고 시작 후 열 시간으로 가정하였 다. 이 경우 양단파단 냉각재상실사고를 가정한 선행연구 조건에 비해 원자로건물의 가압 속도가 상대적으로 더딜 것이므로, 임의로 사고시작 다섯 시간 후의 압력을 경계조건으로 사용하였으며 압 력은 2.91 bar이다. 이를 520번 time-dependent volume의 압력경계 조건으로 부여하였다.
실제로는 중대사고 진입 후 원자로공동에 냉각 수를 채우는 데에 일정 시간이 소요될 것으로 예 상되나, 본 해석에서는 초기에 온도 323.15 K의 냉각수가 원자로공동을 가득 채우는 것으로 가정 하였다. IRWST를 모의하는 110번 컴포넌트로부 터 공급되는 냉각수의 온도는 시간에 따른 변화 없이 초기 온도를 유지하는 것으로 설정하였다.
예비해석 결과에 따르면 냉각수의 공급 유량이 충분하지 못하여 냉각수 수위가 유출구보다 낮아 질 경우 순환유동이 거의 소멸하고, 수조비등이 발생함에 따라 하반구 측면에서 유량의 진동이 크게 발생하였다. 본 해석에서는 단열체 외부 채 널의 collapsed water level이 고온관 하단의 높이 보다 낮아질 경우 편차에 비례하여 냉각수의 주 입 유량이 변화하도록 하였으며, 수위가 8.815 m 이하일 경우에는 노심용융물의 총 열전달율로부 터 계산한 기화율에 해당하는 유량만큼 냉각수가 공급되도록 하였다(실제로는 IRWST와 원자로공 동 내 냉각수 간 수두 차이로 인해 냉각수가 보충 되며, 추후 충수전략 확정 시 원자로건물의 압력 에 따라 냉각수 주입 유량을 실제적으로 모델링 할 수 있도록 보완 필요). 냉각수의 공급 유량은 115번 유로에서 제어한다.
3. 해석결과
본 연구에서는 노심 정지 10시간 후 노심용융 물이 열부하를 가하는 조건에서 지속적으로 원자
로공동을 충수하면서 원자로용기 외벽냉각을 수 행하는 경우에 대한 모의를 수행하였다. 용융노심 에 의한 원자로용기 하반구 전체 열부하는 24.4 MW이며, 이에 따른 기화율은 약 9.6 kg/s이다. 최 대 충수 유량은 25 kg/s로 임의 설정하였으며, 고 온관 하단보다 collapsed water level이 낮아지 면 설정치와의 편차에 비례하여 충수 유량을 제 어하도록 하였다. 원자로용기 외벽냉각 시작 후 20,000초까지의 계산을 수행하였으며, 이에 따른 해석결과를 그림 4 – 11에 나타내었다.
그림 4와 5는 각각 시간에 따른 노드의 압력 변 화와, 원자로공동 바닥 및 원자로용기 하반구 인 접 노드 온도의 변화를 보여준다. 큰 열속이 냉각 채널로 가해짐에 따라 약 4,000초 경에 냉각수가 포화온도에 다다르며 그 이후 거의 일정한 온도 를 유지한다. 핵비등이 시작되면서 단열체 내측 냉각채널에 많은 양의 기포가 생성되며, 이에 따 라 노드의 압력이 초기값 대비 소폭 하강하였다.
그림 6은 단열체 내측과 외측의 수위를 나타낸다.
냉각수가 점점 팽창하다가 냉각수가 포화상태에
0 3000 6000 9000 12000 15000 6
8 10 12 14 16
Collapsed water level (m)
Time (sec)
Gap between RV wall and insulation Gap between insulation and cavity
그림 6. 단열체 내/외측 collapsed water level
0 3000 6000 9000 12000 15000
0 300 600 900 1200 1500
Circulating water flow rate (kg/s)
Time (sec)
Insulation bottom (SJ 205) Steam outlet (SJ 345) Water outlet (SJ 355)
그림 7. 자연대류 유동에 의한 냉각수 순환 유량
4 6 8 10
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8
Time-averaged void fraction
Height from the cavity bottom (m)
그림 9. 단열재 내측 환형 갭에서의 높이에 따른 시간평균 기포율
0 3000 6000 9000 12000 15000
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8
Void fraction
Time (sec)
Ann 220-2 Ann 230-3 Ann 240-2 Ann 250-2
그림 8. 원자로용기 하반구 인접 노드 기포율 변화
다다르는 시점에 급격하게 기포의 양이 증가함에 따라 원자로공동 상부 노드들에서 물 분율이 급 감하고, 많은 양의 냉각수가 증기발생기 격실 혹 은 원자로건물 대기로 방출되면서 수위가 급격하 게 감소하였다. 해석 시작 약 8,000초 이후에는 원자로공동 충수 유량과 원자로용기 하반구로부 터의 기화율이 평형을 이루면서 수위가 일정하게 유지된다.
그림 7은 단열체 바닥 유입구, 그리고 345번과 355번 유출구 유로를 통한 냉각수의 자연순환 유 량을 나타낸다. 냉각수가 단상인 상태를 유지할 때에는 순환 유량이 약 220 kg/s 내외의 값을 유 지하다가, 냉각수가 포화상태에 다다르면 자연순 환 유량이 급격하게 증가하였다. 많은 양의 기포 가 원자로용기 하반구 외벽에서 생성되면서 증기 의 유속이 커지고, 상 간 경계면에서의 마찰에 의 해 증기가 주변의 물을 상단으로 견인하면서 2상 자연순환 유량이 크게 증가한다. 이후 큰 진동 없 이 시간에 따라 안정된 자연순환 유량이 형성되 었다. 단열재 바닥의 냉각수 유입구를 기준으로,
총 자연대류 순환 유량은 약 1,010 kg/s이며, 이 때 유입구를 지나는 냉각수 유속은 약 0.60 m/s이 다. 단열체 내부로부터 물과 증기의 혼합물은 상 대적으로 하부에 위치한 355번 cross junction을 통해 배출되며, 상부의 증기 배출포트(345번 junc- tion)를 통한 순환유량은 무시할 수 있을 만큼 작다.
특이한 점은, 원자로건물이 가압되지 않은(대기 압) 조건에서의 예비해석에서는 냉각수의 가열 및 2상 유동 영역으로의 천이 과정에서 자연대류 유동 불안정성이 보이며, 포화비등 이후에도 시간 에 따른 유량의 변동 진폭이 상대적으로 크게 나 타났다는 것이다. 즉, 압력 경계조건에 따른 원자 로공동 내 냉각수의 압력 및 포화온도에 따라 자 연대류 유동의 거동이 다르게 나타나며, 원자로용 기 냉각 과정에서 나타나는 자연대류 유량의 불 안정성 특징에 따라 원자로용기 하반구 외벽에서 의 열전달이 Post-DNB 영역으로 천이될 수 있음 을 확인하였다.
0 3000 6000 9000 12000 15000 0
1 2 3 4 5 6 7
4: bubbly flow 5: slug flow
Flow regime index
Time (sec)
Ann 220-2 Ann 230-3 Ann 240-2 Ann 250-2
그림 11. 원자로용기 하반구 인접 노드의 유동 영역
각도 (°) 열전달계수 (W/m2K) 벽면온도 (K)
0 - 31.86 6012.3 441.8
31.86 - 45.68 8322.8 452.4
45.68 - 57.21 10758 462.2
57.21 - 64.1 13388 459.4
64.1 - 70.6 13590 464.7
70.6 - 74.87 14570 466.1
74.87 - 79.05 17978 478.3
79.05 - 84.55 18400 483.9
84.55 - 90 18126 484.9
표 2. 원자로용기 외벽 대류열전달계수와 표면온도 계산 결과
0 3000 6000 9000 12000 15000
3 4 5 6 7
Mode 3: subcooled nucleate boiling Mode 4: saturated nucleate boiling Mode 5: subcooled transition boiling
Heat transfer mode
Time (sec)
HS 250-01 HS 250-02
그림 10. 원자로용기 하반구 모의 열구조체에서의 외벽 열전달 모드
원자로용기 하반구 인접 노드 기포율 변화와, 원자로용기와 단열재 사이 환형 갭에서의 높이에 따른 시간 평균 기포율 분포를 각각 그림 8과 9에 나타내었다. 단상의 물로 유입된 냉각수는 원자로 용기 하반구에서 열속을 받아 비등하면서 기포율 이 점점 커진다. 원자로건물이 가압되면서 유체에 가해지는 압력이 상압보다 크기 때문에 원자로용 기 하반구 인접 노드에서의 기포율은 46% 이하로 나타났다. 355번 cross junction(원자로공동 바닥으 로부터 9.3 m)에서는 물과 증기의 2상 혼합물이 단열체 외측으로 방출되는데, 증기가 상대적으로 높은 비율로 배출되면서 355번 junction보다 높은 위치의 노드에서는 기포율이 소폭 감소하였다.
그림 10과 11은 각각 단열체 내측 냉각채널에 서의 열전달 모드와 유동영역을 나타낸다. 냉각수
가 포화상태에 도달하기 전에는 원자로용기 하반 구 외벽의 인접 노드에서 모두 기포류가 발생하 지만, 포화비등이 시작되고 난 이후에는 230번과 240번 노드의 유동영역이 슬러그류로 천이하였 다. 그림 10은 240번 노드에 연결된 열구조체에서 의 열전달 모드로, 이 영역에서는 용융노심에서 상대적으로 가벼운 금속층에 의하여 측면으로의 열속이 집중된다. 단열체 내측 환형 채널로 형성 되는 2상 자연순환 유동에 의해 핵비등 영역을 지 속적으로 유지하고 있음을 확인할 수 있다. 표 2 에 정리한 열구조체 계산 결과에 따르면 원자로 용기 하반구 외벽의 온도와 냉각수의 온도차는 75 ℃ 이내이다.
상기의 계산 결과로부터, iPOWER의 소형파단 냉각재상실사고 시작 10시간 후에 노심용융물이
원자로용기 하반구로 재배치되었을 때 원자로용 기 외벽냉각전략에 의해 2상 자연순환 유량이 안 정적으로 형성됨을 확인하였다. 다만, MARS-KS 코드는 이러한 하향 열속이 가해지는 곡면에서의 핵비등 열전달계수 및 임계열유속에 대한 검증된 상관식 혹은 모델을 갖추고 있지 않으므로, 원자 로용기 하반구의 건전성 평가를 위해서는 추후 이에 대한 개선이 필요하다.
4. 결 론
열수력 계통해석코드인 MARS-KS를 이용하여 iPOWER 원자로의 원자로용기 외벽냉각 시 원자 로공동 내에서 형성되는 2상 자연순환 유동을 모 의하였다. iPOWER의 출력 및 설계변경 사항을 반영하여 냉각채널의 주요 치수를 설정하였고, 소 형파단 냉각재상실사고가 중대사고에 이른 경위 를 가정하여 사고 시작 열 시간 후에 노심용융물 이 재배치되어 원자로용기에 열속을 가하는 조건 에서 해석을 수행하였다. 수치모의 결과, IRWST 에서 원자로공동으로 냉각수가 지속적으로 충수 될 경우 냉각수 수위가 유지되면서 원자로용기와 단열체, 그리고 원자로공동 간 환형 채널에서 2상 자연순환 유량이 안정적으로 형성됨을 확인하였 다. 원자로용기 하반구 외벽에서는 핵비등 열전달 이 지속적으로 유지되었으며, 원자로용기 하반구 외벽의 온도와 냉각수의 온도차는 75 ℃ 이내로 나타났다. 원자로용기 외벽냉각에 대한 열수력 해 석 결과를 추후 원자로용기 하반구의 건전성 평 가에 적용하기 위해서는 하향 열속 곡면에서의 핵비등 열전달계수 및 임계열유속 모델 개선이 필요하다.
References
1. Lee, S. W., et al., 2017, The concept of the in- novative power reactor, Nuclear Engineering and Technology, Vol. 49, pp. 1431-1441.
2. Park, R. J., et al., 2015, Detailed evaluation of melt pool configuration in the lower plenumof the APR1400 reactor vessel during severe acci- dents, Annals of Nuclear Energy, Vol. 75, pp.
476-482.
3. Park, R. J., et al., 2016, Detailed evaluation of natural circulation mass flow rate in the annular gap between the outer reactor vessel wall and insulation under IVR-ERVC, Annals of Nuclear Energy, Vol. 89, pp. 50-55.
4. Hwang, D. H., et al., 2017, Study on the di- mension of ex-vessel passive molten core cool- ing system for iPOWER, Transactions of the Korean Nuclear Society Spring Meeting, Jeju, Korea, May 18-19.
5. Rempe, J. L., et al., 1997, Potential for AP600 in-vessel retention through ex-vessel flooding, No. INEEL/EXT-97-00779, Idaho National Engi- neering and Environmental Lab.
6. 김동하 외, 2016, 중대사고 현상규명 및 대처체 계 구축 로드맵 보고서, 제 1권 일차계통 방호 분야, 한국원자력학회
7. Lim, S. G., et al., 2017, Prediction of heat re- moval performance for passive containment cool- ing system using MARS-KS code version 1.14, Transactions of the Korean Nuclear Society Spring Meeting, Jeju, Korea, May 18-19.
