<기술논문> DOI:10.3795/KSME-B.2009.33.5.381
배관계통에서의 열성층 현상 모사를 위한 수치해석
정재욱* · 김선혜* · 장윤석* · 최재붕* · 김영진† · 김진수** · 정해동**
(2008 년 8 월 6 일 접수, 2009 년 3 월 20 일 수정, 2009 년 3 월 20 일 심사완료)
Numerical Analyses to Simulate Thermal Stratification Phenomenon in a Piping System
Jae-Uk Jeong, Sun-Hye Kim, Yoon-Suk Chang, Jae-Boong Choi, Young-Jin Kim, Jin-Su Kim and Hae-Dong Chung
Key Words : Finite Volume Method(유한체적법), Surge Line(밀림관), Thermal Stratification Flow(열 성층 유동), Turbulence Model(난류모델)
Abstract
In some portions of nuclear piping systems, stratification phenomena may occur due to the density difference between hot and cold stream. When the temperature difference is large, the stratified flow under diverse operating conditions can produce high thermal stress, which leads to unanticipated piping integrity issues. The objectives of this research are to examine controvertible numerical factors such as model size, grid resolution, turbulent parameters, governing equation, inflow direction and pipe wall. Parametric three- dimensional computational fluid dynamics analyses were carried out to quantify effects of these parameters on the accuracy of temperature profiles in a typical nuclear piping with complex geometries. Then, as a key finding, it was recommended to use optimized mesh of real piping with the conjugated heat transfer condition for accurate thermal stratification analyses.
1. 서 론
열성층(thermal stratification)은 서로 다른 유체가 합류될 때 밀도 차이에 의해 고온의 유체와 저온 의 유체가 충분히 혼합되지 않고 층을 이루는 현 상이다. 고온·고압의 냉각재가 흐르는 원전 배관 내에서의 열성층을 대표적인 예로 들 수 있는데, 상·하부 온도차이에 기인한 굽힘응력에 의해 심 할 경우 배관 또는 지지대 등에서 예상치 못한 변 형이 생길 수 있다. 또한 열성층 현상이 주기적으 로 반복되면 심각한 열피로 손상 또는 균열 생성 의 원인이 될 수도 있다.(1)
미국에서는 Farley 2호기 안전주입 및 잔열제거배관 용접부에서 열피로에 의한 손상이 발생한 바 있으 며,(2) 프랑스 Civaux 1호기 잔열제거계통 곡관(elbow) 에서도 유사 원인에 의한 냉각재 누설(3)이 보고되었 다. 이에 NRC (Nuclear Regulatory Commission)는 기존 원전뿐만 아니라 신규 원전에 대해서도 수평배관 내 의 열성층 존재 유무 검토 및 평가, 검사, 감시를 수 행하여 건전성을 확인하도록 요구하고 있다.(4,5) 또한 배관 내부에서의 난류침투(turbulent penetration)와 밸브 의 누설 등이 열성층을 유발하는 직접적인 원인으로 지목됨에 따라 대만과 우리나라의 경우 외국 전문기 관에 의뢰하여 Maanshan 1, 2호기 및 영광 3호기를 대 상으로 밀림배관(surge line)의 온도분포를 측정하고 변 형 정도를 분석한 바 있다.(6,7)
한편 수치해석 측면에서도 다수의 배관 온도분포 예측 및 열성층 평가 연구가 수행된 바 있다. Abou- rjeily 등은 프랑스 가압경수로형 원전 배관을 본뜬 실 험설비를 대상으로 열성층 해석을 수행하였으며, 계
† 책임저자, 회원, 성균관대학교 기계공학부 E-mail: [email protected]
TEL: (031)290-7436 FAX: (031)290-5276 * 성균관대학교 기계공학부
** 한국원자력안전기술원 기계재료실
을 예측하였다.(8) Yeom 등(9,10)은 급수배관 및 밀림배관 수평부에서의 2차원 열성층 유동 및 열전달 해석을 수행하였고, Yu 등(11)은 2차원 및 배관 요소를 이용한 유한요소해석을 통해 밀림배관에서의 온도분포와 변 위를 계산하였다. Jo 등은 유한체적법을 이용하여 유 사 배관에 대한 유동해석을 수행한 바 있으며, 이 때 곡선 비직교 격자망(curvilinear nonorthogonal mesh) 및 벽면 두께 고려 유무에 따른 영향을 분석하였다.(12,13) Choi 등(14)은 난류모델이 열성층 예측에 미치는 영향 을 평가하였고, 이외에도 Park 등(15)은 분기배관에서의 열성층 완화방안에 대해 보고한 바 있다.
본 논문은 원전 주기적안전성평가(Periodic Safety Review: PSR) 개선사항의 일환으로 수행된 밀림관 열성층 및 피로평가 결과 검증연구(16) 중 열유동 해석 내용을 소개하기 위한 것이다. 설계 당시 열 성층 현상이 반영되지 않았기 때문에 먼저 발생여 부 및 수준 파악 목적으로 단순모델을 이용한 예 비평가를 수행하고, 여러 해석인자가 배관 내 유 체의 온도분포에 미치는 영향을 평가하기 위해 전 체 형상을 모델링하여 3차원 상세 전산유체역학 (Computational Fluid Dynamics: CFD) 해석을 수행한 다. 또한 수치해석 결과를 비교하고, 이를 기반으 로 입력 데이터 및 해석자에 의한 영향을 최소화 할 수 있는 절차와 권고사항을 제시하고자 한다.
2. 열성층 예비평가
2.1 평가 대상 및 조건
평가대상으로 가압경수로형 원전 원자로냉각재계 통(Reactor Coolant System: RCS) 주배관의 하나인 고온 관과 가압기 밀림노즐의 하부를 연결하는 밀림관을 선정하였다. 이는 열성층이 가장 빈번하게 발생하는 부위로서 배관 내경은 323.85mm, 두께는 33.45mm, 4 개의 곡관을 포함한 전체 길이는 약 18m 이다.
열성층은 유체의 온도차이가 클수록 일어나기 쉬우며, 정상운전 상태에서도 약 30K 차이가 발생 한다. 본 연구에서는 여러 과도상태 중 온도차이 가 가장 큰 Table 1의 가열(Heat Up: HU) 조건을 고 려하였다. 밀림관 내부 유체의 방향은 운전중인 원자로의 열적 상태에 따라 가압기 내 고온의 냉 각재가 상대적으로 낮은 온도를 유지하고 있는 밀 림관으로 유입되는 밀림유출(out-surge)과 저온의 냉각재가 밀림관에서 가압기로 유입되는 밀림유입 (in-surge)이 반복되므로, 2가지 조건에 따른 열성층 발생여부 및 예비평가를 수행하였다.
Design condition RCS HU Pressurizer temperature (K) 491.48
Hot-leg temperature (K) 324.82 Inlet velosity (m/s) 0.7
2.2 열성층 발생여부 판정
일반적으로 열성층 현상은 배관의 수평부분이 길고, 교차되는 유체간의 온도차가 비교적 크며, 관내 유체의 유동속도가 느릴때 발생한다. 열성층 발생 유무를 이론적으로 판단하기 위해서는 리차 드슨 수(Richardson number, Ri)를 이용한다. 리차드 슨 수는 다음 식 (1)과 같이 정의되며, Ri > 1일 때 열성층이 발생될 수 있다.(10)
U
2T D Ri g ∆
−
=
β(1)
여기서, g는 중력가속도, β는 열팽창계수, ∆T는 유 체 온도차, D는 배관의 직경, U는 유체의 속도이다.
식 (1)에 따라 계산된 Ri 값은 76.8로 열성층 발생 기준을 충족하므로, 이에 따른 영향을 분석할 필 요가 있다.
2.3 단순모델을 이용한 예비평가
밀림관 상세 해석에 앞서 열성층 관심부위만을 대상으로 가압기 하부 수직배관과 관심 수평배관 을 곡관으로 연결한 단순모델(simplified model)을 작성한 후 예비평가를 수행하였다. 3차원 모델의 격자망은 x×y×z 방향으로 153×32×32개의 절점으 로 구성하였으며, 이 때 배관 벽면에서의 열전달 효과는 고려하지 않았다. CFD 해석에는 유한체적 법 기반의 Fluent Ver. 6.2(17) 프로그램을 사용하였다.
유동해석 결과는 어떤 유체모델을 사용하느냐에 따라 상당한 영향을 받게되므로, 다음 식 (2)로 정 의되는 레이놀즈 수(Reynolds number, Re)를 이용하 여 층류 또는 난류 해석모델 적용여부를 결정하였 다.(18)
µ ρ
UD eR = (2)
여기서, ρ는 밀도, µ는 점성계수를 의미한다. 계산 된 Re 값은 약 18,000이고 이는 난류와 층류 거동 의 일반적 경계치인 2,300보다 훨씬 큰 값이므로, 본 해석에서는 대표적 난류모델인 표준 k-ε 모델(19) 을 채택하였다.
Fig. 1 Change of temperature distribution of simplified model with the lapse of time
Fig. 1은 시간 경과에 따른 밀림관 단순모델 내부 의 온도분포를 보여주는 것으로, 열성층이 발생함을 확인할 수 있다. 배관 단면 온도분포를 나타내는 등 온선(isotherm)은 수평방향으로 거의 일정하고 배관 하부보다 상부에서 조밀하여 상부에서 열전달이 활 발하였다. 또한 길이방향으로는 냉각재 유동에 의해 배관 상부의 고온 유체층이 얇아지고 시간이 경과함 에 따라 열성층 영역이 넓어지고 있다. 그러나 단순 모델을 이용한 예비평가는 특정 부분만을 모델링하 였기 때문에 다소 복잡한 전체 유동특성을 결정하기 어려울 것으로 판단하여 해석인자의 영향을 고려한 상세 열성층 해석을 수행하였다.
3. 상세 열성층 해석
3.1 해석 인자 및 조건
열성층 수치해석에 영향을 미칠 수 있는 인자로 격자조밀도(grid resolution), 시간간격(time step), 난 류 매개변수, 지배방정식, 벽면 열전달 효과, 유동 방향 등을 들 수 있다. 본 절에서는 열성층 현상 의 모사와 더불어 주요 인자들이 해석결과의 신뢰 성에 미치는 영향을 분석하고자 한다. 밀림관 평 가를 위해 육각셀(hexahedral cell)을 이용한 3 차원 유한체적모델을 작성하였으며, 이 때 계산비용과 정확성을 함께 고려하였다. Fig. 2 는 3 차원 전체모 델의 형상 및 치수와 3 개 관심부위(Section A, B, C)를 나타낸 것이다.
Fluent 프로그램을 이용한 상세 해석시 입구측 에는 “Velocity inlet” 옵션을 적용하여 0.7m/s 의 유 체가 유입되도록 하였고, 출구측에는 “Pressure Outlet” 옵션으로 대기압을 적용하여 유체가 흘러
Fig. 2 Detailed CFD model of surge line
나올 수 있도록 하였다. 또한 밀림유출 시에는 초 기온도 324.82K 과 유입유체온도 491.45K 을 설정 하였고, 밀림유입 시에는 초기온도 491.45K 과 유 입유체온도 324.82K 을 설정하였다.
먼저 타당한 격자망 생성을 위해 유체의 격자 조 밀 도 를 3 가 지 형 태 (A:절 점 153,387 개 , 셀 143,040 개; B:절점 237,159 개, 셀 250,368 개; C:절 점 356,697 개, 셀 340,992 개)로 변화시키면서 해 석을 수행하였다. 또한 시간간격을 0.1 초, 0.2 초, 0.5 초, 1.0 초로 변화시키면서 4 가지 해석을 수행 하였다. 그 결과 격자망 B 의 경우 격자망 C 에 비해 해석시간이 약 50% 감소하였으나, 해석결과 의 차이는 5% 이내로 발생한 것을 확인하였다.
또한 시간간격이 0.5 초 이하부터는 해석결과가 수 렴하는 것을 확인하였다. 이로부터 해석결과에 영 향을 미치지 않으면서 계산비용을 줄일 수 있는 조건으로 237,159 개의 절점과 250,368 개의 셀로 구성된 모델과 시간간격을 0.5 초로 이산화하여 해 석하는 경우를 최종 선택하였다.(20) 또한 배관 열 전달을 함께 고려하는 복합열전달(conjugated heat transfer) 해석의 경우 137,366 개의 절점과 84,096 개 의 셀 로 구 성 된 배 관 격 자 를 추 가 하 였 다 .
3.2 해석방법
열성층 유동해석을 위해 전술한 k-ε 모델을 채 택하였으며. 유체 마찰에 의한 점성소산은 고려하 지 않았다. 비정상 비압축성 유동에 해당하는 난 류모델 특성은 다음과 같다.
연속방정식 0 )
( =
∂
∂
i i
x ρu (3)
운동량보존 방정식 50 sec
100 sec
<Mesh of the section>
Section A
Section B
Section C
ij i
j j
i t j
cold i
j i
j j i
x k u x
u x
T T x g
u x u t u
δ µ
µ
β ρ ρ
ρ
3 ) 2
(
) (
) ( ) (
−
∂
∂ +
∂ + + ∂
−
∂ +
− ∂
∂ = + ∂
∂
∂
(4)
에너지보존 방정식
e G P
x T C
k k x
x u t T
b k
i p f t t j j j
ρ σ
ρ µ ρ
− + +
∂
∂
+
∂
= ∂
∂ + ∂
∂
∂
) ( )
( (5)
난류보존 방정식
] ) ( [
) ( ) (
2
1 P G C e
k C
x k k x
x u t
b k
j k t j
j j
ε ρ
σ µ µ ρ
ρε
− + +
∂
∂
+
∂
= ∂
∂ + ∂
∂
∂
(6)
여기서, 각 방정식에 사용된 난류 변수들은 다음 과 같다.
ε ρ
µt = Cµk2/ ,
j i i j j i t
k x
u x u x P u
∂
∂
∂ +∂
∂
=µ ∂
i i t t
b x
g T
G ∂
− ∂
= β
σ µ
(a) After 100 sec without wall(left) and with wall(right)
(b) After 300 sec without wall(left) and with wall(right)
(c) After 500 sec without wall(left) and with wall(right)
Fig. 4 Snapshots of simulated temperature distributions under out-surge condition
92 . 1 , 44 . 1
09 . 0 , 3 . 1 , 0 . 1 , 85 . 0
2
1= =
=
=
=
=
C C
e C
k
t σ σ µ
σ
민감도 분석을 위해 Table 2 에 제시한 바와 같 이 k-ε 모델의 매개변수인 운동에너지(k)와 운동에 너지소산율(ε)을 변화시키면서 밀림유출 조건에서 두 가지 열유동 해석을 수행하였으며, 이 때 배관 열전달은 고려하지 않았다. 또한 배관 유무에 따 른 영향을 분석하기 위해 유체부만을 모델링한 경 우와 배관을 함께 모델링한 경우에 대한 해석을 수행하고, 유동방향의 영향을 확인하기 위해 밀림 유입 및 밀림유출 조건에 대한 해석도 수행하였다.
각 해석 조건에 따라 열성층 현상이 발생해서 사 라질 때까지 소요되는 시간이 다르나, 수렴 시간 을 예측하기 힘들기 때문에 계산비용 및 열성층에 parameter effect
Analysis condition k (m2/s2) ε (m2/s3) Case 1 1.6236×10-5 5.97×10-7
Case 2 0.2 0.1
(a) Density and viscosity
(b) Specific heat and conductivity
Fig. 3 Temperature dependent fluid characteristics
Section B Section B
(a) Section A without wall(left) and with wall(right)
(b) Section B without wall(left) and with wall(right)
(c) Section C without wall(left) and with wall(right) Fig. 5 Temperature profiles at each section under out-
surge condition
미치는 영향 확인 가능 여부를 고려하여 총 해석 시간을 유체가 유입되기 시작한 시점부터 500 초 까지로 설정하였다.
3.3 물성치
유체특성은 Fig. 3 과 같이 온도 다항식 함수형 태로 적용하였다. SA376 TP312 스테인리스강으로 제작된 배관의 물성치 또한 온도 의존적이기는 하 나 유체에 비해 상대적으로 그 영향이 크지 않기 때문에 밀도 7,833.4kg/m3, 비열 500.2J/kg-K, 열전 도계수 13.9W/m-K 의 상수값을 적용하였다.
3.4 해석결과
k-ε 모델 매개변수로 실제값(Case 1)과 일반적인 값 (Case 2)을 사용하였을 때의 유동해석 결과는 입력조 건의 큰 차이에도 불구하고 영향이 거의 없는 것으로 나타났다. 구체적으로 Fig. 2 에 도시한 Section A, B, C
(a) Section A without wall(left) and with wall(right)
(b) Section B without wall(left) and with wall(right)
(c) Section C without wall(left) and with wall(right) Fig. 6 Temperature profiles at each section under in-
surge condition
에서의 상·하부 온도차이 계산결과는 평균 1% 미만 의 차이를 보이므로 열성층 해석시 난류 운동에너지 및 운동에너지소산율 검증과정은 생략 가능한 것으로 판단된다.
Fig. 4 는 밀림유출 조건에서 배관 두께를 무시하고 단열벽으로 가정한 경우와 배관을 고려하고 외부를 단열벽으로 가정한 경우의 온도분포를 비교한 것이다.
배관을 고려하였을 때 열전달로 인해 전체적으로 유 체의 온도가 낮아지는 경향을 보였으며, 구체적인 분 석결과는 4.1 절에 제시하였다. Fig. 5 는 각 Section 별 시간에 따른 온도변화를 보여주는 것으로 Section A 에 서 상·하부 온도차이가 가장 크게 나타났다. Fig. 6 은 밀림유입 조건에서 시간에 따른 위치별 온도변화를 나타낸 것으로 Section C 에서 배관 상·하부 온도차 이가 크게 나타났다. 유동방향 변화에 따른 구체적인 분석결과는 4.2 절에 제시하였다.
A B C
A B C
A B C A
B C
A B
C
A B
C
A B C A
B C A
B C
A B C
A B
C
A B
C
sides under out-surge condition Section Temperature difference
(K) A B C
Max. 131.85 111.51 87.43 Case 3
(with wall) 500 sec. 78.35 70.02 58.74 Max. 165.22 147.78 133.86 Case 4
(without wall) 500 sec. 42.72 43.34 42.65
Table 4 Temperature difference between top and bottom sides under in-surge condition
Section Temperature difference
(K) A B C
Max. 66.37 99.56 118.15 Case 5
(with wall) 500 sec. 43.43 54.94 56.54 Max. 85.29 110.19 123.17 Case 6
(without wall) 500 sec. 26.02 28.77 24.50
4. 해석결과 분석 및 토의
4.1 배관 열전달 고려 유무의 영향
Core™2 Duo 2.66GHz CPU 환경에서 복합열전달 해석을 수행하였을 때 해석시간은 약 36 시간에서 48 시간으로 배관 두께의 영향을 고려하지 않았을 경우보다 30% 이상 증가하였다. Fig. 7 은 배관으로 의 열전달 고려 유무에 따른 관내 유체의 상·하 부 온도차이를 비교한 것으로, 최대 및 500 초 후 의 값을 Table 3 에 정리하였다. Section 별로 정도의 차이는 있으나 배관을 고려하였을 경우(Case 3)에 유체의 상∙ 하부 온도차이는 유동 초기단계에서 상대적으로 작게 나타났으며, 시간 경과에 따라 경향이 역전되어 500 초 후 온도차이는 배관의 영 향을 고려하지 않았을 경우(Case 4)에 비해 오히려 평균 37% (Section A: 45%, Section B: 38%, Section C:
27%) 더 크게 나타났다. 이는 배관을 고려할 경우 열성층 지속시간이 더 길어지고, 배관의 변형에 미치는 열구배 영향이 더 커짐을 의미한다. 따라 서 열성층을 정확히 평가하기 위해서는 계산비용 이 증가하더라도 배관 열전달의 영향을 고려할 필 요가 있으며, 두께의 영향을 무시하면 배관에 작 용하는 굽힘응력을 실제보다 과소평가할 수 있다.
4.2 유동 방향의 영향
Table 4 는 밀림유입 조건에서 배관 열전달 고려 유무에 따른 유체 상·하부 온도차이가 최대일 때 와 500 초 후일 때의 값을 비교한 것이다. 중복을 피하기 위해 그림을 생략하였으나 전반적인 경향
(a) Section A
(b) Section B
(c) Section C
Fig. 7 Comparison of temperature difference profiles under out-surge condition
은 밀림유출 조건에서와 유사하였으며, 500 초 일 때 온도차이는 배관을 고려하였을 경우(Case 5)가 고려하 지 않았을 경우(Case 6)에 비해 평균 48% (Section A:
40%, Section B: 48%, Section C: 57%) 더 크게 나타났다.
Fig. 8 은 실제와 유사하게 배관 열전달을 고려 하였을 때 밀림방향에 따른 유체 상·하부 온도차 이를 비교한 것으로서, 예상하였던 바와 같이 두 께의 영향은 위치에 따라 다르게 작용하는 것을 알 수 있다. 이를 보다 구체적으로 살펴보면 밀림 유입의 경우 Section C 에서 밀림유출의 경우보다 두께의 영향이 더 크고, 밀림유출의 경우 Section A 에서 그 영향이 더 크며, Section B 에서는 두 경 우 모두 비슷한 온도차이를 보였다.
Fig. 9 는 유동 방향의 영향을 보다 명확히 확인 하기 위해 중간지점인 Section B 에서의 단면 온도구배를 비교한 것이다. 밀림유출의 경우가 모든 시간에 대해서
(a) Section A
(b) Section B
(c) Section C
Fig. 8 Comparison of temperature difference profiles when the wall effect was considered
(a) Out-surge conditions after 100 sec(left), 300 sec(middle) and 500 sec(right)
(b) In-surge conditions after 100 sec(left), 300 sec(middle) and 500 sec(right)
Fig. 9 Snapshots of simulated temperature distributions at Section B
밀림유입의 경우보다 배관 상하부의 온도차이가 더 큼 을 알 수 있다. 따라서 밀림관의 형상 및 운전조건을 고 려할 때, 상대적으로 가혹한 밀림유출 조건에서의 열성 층 완화방안을 보다 심도 있게 검토할 필요가 있다.
4.3 단순모델 해석결과와의 비교
열성층 관심부위만을 고려한 단순모델 해석결과와 전체모델 상세 해석결과를 비교하였다. Fig. 10 은 배관 열전달을 고려하지 않았을 때 밀림유출 조건에서 Section A 및 B 의 유체 상·하부 온도차이를 나타낸 것 이다. 유동 초기단계에서 거의 동일하였던 단순모델과 전체모델의 온도분포는 100 초 이전에 급격한 변화를 보이기 시작하였고, 해석이 종료된 500 초까지 그 차이 를 유지하였다. 따라서 정확한 평가를 위해서는 실제 형상과 조건을 고려한 해석이 필요한 것으로 판단된다.
4.4 열성층 평가방법에 대한 제언
전술한 바와 같이 가압기 밀림관에서 발생할 수 있는 열성층을 수치적으로 해석하기 위해서는 실 제 형상을 고려한 최적의 격자망을 생성하고, 이 에 상응하는 적절한 시간간격을 설정한 후 배관 열전달 효과를 반영한 유동해석을 수행하는 것이 바람직하다. 이에 덧붙여 운전에 수반되는 다양한
(a) Section A
(b) Section B
Fig. 10 Comparison of temperature difference profiles between simple model and full model
without wall with wall
without wall with wall
심각한 변형 및 열피로 균열을 유발할 수 있으므 로 밀림 유입/유출 상태, 온도 감시데이터 취득, 재료시험 결과 등을 면밀히 분석하여 해석 조건과 결과에 대한 신뢰성을 충분히 확보하여야 한다.
5. 결 론
본 연구에서는 밀림관 열성층 평가에 필요한 여 러 인자들을 변화시키면서 3차원 수치해석을 수행 하였으며, 주요 결과는 다음과 같다.
(1) 격자망 조밀도 및 시간간격의 결정은 유동 해석의 신뢰성에 영향을 줄 수 있으므로, 최적화 를 위한 예비 해석이 필요하다. 반면 난류모델의 매개변수인 k와 ε 값이 배관 내 유체의 온도분포 및 변화에 미치는 영향은 미미한 것으로 나타났다.
(2) 밀림유출 조건에서 복합열전달 해석을 수행 하였을 경우의 유체 상·하부 온도차이는 두께의 영향을 무시하였을 경우에 비해 유동 초기단계에 서 상대적으로 작으나, 시간이 경과함에 따라 점 차 경향이 바뀌어 500초 후에는 평균 37% 정도 더 크게 나타났다. 이는 배관 내 열전달을 고려하 면 열성층 지속시간이 더 길어질 뿐만 아니라 변 형에 미치는 영향이 더 커질 수 있음을 의미한다.
(3) 밀림유입 조건에서 배관 열전달 고려 유무에 따른 유체 상·하부 온도차이의 전반적인 경향은 밀 림유출 조건에서와 유사하였다. 그러나 가압기 하부 밀림관에서 두께의 영향은 밀림유출의 경우가 더 큰 것으로 확인되었으므로, 다양한 운전조건에 따른 열 성층 완화방안을 심도 있게 검토할 필요가 있다.
(4) 배관 상·하부 온도해석 결과가 유동 방향에 따라 차이를 보이고 전체모델에서 구한 온도분포 또 한 상이한 것으로 나타났다. 따라서 단순한 형태의 부분모델만으로는 열성층 현상을 정확히 평가할 수 없으며, 정확한 해석을 위해서는 계산비용이 증가하 더라도 실제 형상을 모두 고려하는 것이 바람직하다.
참고문헌
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Significant Event Report No. 14.
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Stratification,” NRC Bulletin No.88–11.
(6) SI, 1990, “Evaluation of Pressurizer Surge Line Thermal Stratification for Maanshan Nuclear Power Station Unit 1 and 2,” SIR-90-052.
(7) ABB-CE, 1994, “Evaluation of Surge Line Stratification Test for Yonggwan Nuclear Power Unit 3,” Z190-TE-500.
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