소듐냉각 고속로의 커버가스 영역에서 열유동 해석
이 태 호,*1 김 성 오,1 한 도 희1
A
NALYSIS OFH
EATT
RANSFER ANDF
LUIDF
LOW IN THEC
OVERG
ASR
EGION OFS
ODIUM-COOLEDF
ASTR
EACTORTae-Ho Lee,*1 Seong-O Kim1 and Do-Hee Hahn1
The reactor head of a sodium-cooled fast reactor KALIMER-600 should be cooled during the reactor operation in order to maintain the integrity of sealing material and to prevent a creep fatigue. Analyzing turbulent natural convection flow in the cover gas region of reactor vessel with the commercial CFD code CFX10.0, the cooling requirement for the reactor head and the performance of the insulation plate were assessed. The results showed that the high temperature region around reactor vessel was caused by the convective heat transfer of Helium gas flow ascending the gap between the insulation plate and the reactor vessel inner wall. The insulation plate was shown to sufficiently block the radiative heat transfer from pool surface to reactor head to a satisfactory degree. More than 32.5 m3/sec of cooling air flow rate was predicted to maintain the required temperature of reactor head.
Key Words : 칼리머-600(KALIMER-600), 원자로헤드(Reactor Head), 커버 가스(Cover Gas), 자연대류(Natural Convection), 열전달(Heat Transfer), 전산유체역학(CFD)
접수일: 2008년 3월 31일, 심사완료일: 2008년 6월 19일.
1 한국원자력연구원, 고속로기술개발부
* Corresponding author, E-mail: thlee@kaeri.re.kr
1. 서 론
풀형 소듐냉각 액체금속로인 KALIMER-600[1]의 원자로용 기 내부 유체 영역은 하부에 고온의 소듐 영역과 상부의 헬 륨 커버 가스 영역으로 구성되어 있다. 또한 원자로용기 상단 에는 원자로용기 내부의 주요 기기 들을 설치하고 지지하기 위한 원자로헤드가 설치되어 있다. 원자로헤드에는 원자로의 주요기기인 중간열교환기(IHX), 펌프 및 붕괴열교환기(DHX) 등의 관통부분이 존재하며, 이러한 관통부분으로부터의 누설 을 방지하기 위해 밀봉재가 사용된다. 원자로 운전 기간 동안 이러한 밀봉재의 건전성을 유지하고, 아울러 원자로헤드에서 의 크립피로 (Creep Fatigue) 현상 발생 가능성을 방지하기 위 해 원자로헤드는 170 ℃ 이하로 유지되어야 한다. 그러나 원 자로 헤드는 정상운전 시 545 ℃로 유지되는 소듐 풀 표면으 로부터의 복사 및 원자로 상부 헬륨 가스의 대류 열전달에
의해 가열되기 때문에 밀봉재의 건전성 유지를 위해 헤드로 의 열전달을 차단하고, 헤드를 냉각하는 설계가 요구된다. 이 를 위해 헬륨 가스 공간에는 단열판이 설치되어 고온의 소듐 풀 표면으로부터의 복사 및 대류 열전달을 차단하고, 헤드 상 부의 격납돔 냉각계통이 헤드 냉각기능을 수행한다.
원자로 상부 가스 영역에서의 열유동 해석은 복사와 대류 열전달 현상뿐만 아니라, 복잡한 내부 구조물을 통한 전도 열 전달 현상과 유동 해석을 함께 고려해야 하기 때문에 해석 방법이 매우 까다롭다. 따라서 액체금속로를 개발하고 있는 해외의 여러 나라에서도 해석 방법론의 개발을 위해 많은 인 력과 비용을 사용하고 있는 실정으로 이에 대한 정확한 해석 방법론 설정은 대단히 중요한 액체금속로 설계기술 중의 한 분야이다.
본 연구에서는 내부구조물의 형상을 고려한 소듐 풀 표면 상부 헬륨 가스 공간, 원자로헤드 및 원자로용기로 이루어진 영역에서 정상상태 3차원 열유동 해석을 수행하였다. 다양한 구조물로 구성된 공간에서 가스의 자연대류, 전도 및 복사 등 의 복합 열전달 현상에 대한 해석이 요구되기 때문에 복잡한 해석공간에서의 복합 열전달 해석이 가능한 CFX-10.0[2]을 이
545 oC
원자로헤드 Rotating Plug
UIS Wall
(thickness=0.03 m, gap between 2 plates =0.025 m)단열판
He gas
원자로 배플
원자로 용기 격납용기 gasAr
원자로 중심선
고온풀 표면 He
gas He gas
486 oC 427 oC
327 oC 303 oC
h=
18 W /m
2K
Tam
=1b
00
oC
h=
18 W /m
2K
Tam
=1b
00
oC
or Adi abat ic
htc1 W/m2K htc1/r0.8 W/m2K
Air
1.525 m
0.025 m 4.055 m
0.025 m 0.025 m
0.05 m 0.15 m
0.025 m 2.15
2. m 4 m 2.85 m 3.35 m
Pe rio dic Con ditio n
90909090909090909090
Per iodi c C on ditio n
0.2 m
0.75 m 2.3 m 2.2 m Pu mp
IHX DH X UIS DH IH X X
Analysis Domain
Fig. 1 Analysis domain and applied boundary conditions 용해 해석을 수행하였으며, 해석 결과로 부터 원자로헤드 온
도요건을 만족시키기 위한 원자로 상부의 단열판 설계요건 과 원자로 헤드의 냉각 요건을 설정하였다.
2. 열유동 해석방법
2.1 해석영역 및 고려사항
해석이 수행된 KALIMER-600 원자로 상부의 계산영역을 적용된 경계조건과 함께 Fig. 1에 나타내었다. 해석영역은 축 방향으로는 풀 표면으로부터 원자로헤드 상단까지이며, 반경 방향으로는 원자로 중심선에서 격납용기 외부 표면까지로 한 정된다. 해석은 대칭성을 고려하여 1/2 형상에 대하여 수행되 었다. 유체영역은 풀 표면 상부에서 IHX, 펌프, DHX 및 UIS 의 관통부분과 단열판을 제외한 헬륨 가스 공간, UIS 내부에 서 제어봉 및 계측기 안내관의 관통부분과 단열판을 제외한 헬륨 가스 공간 그리고 원자로용기(Reactor Vessel)와 격납용 기(Containment Vessel) 사이의 아르곤 가스 영역으로 구성된 다. 고체영역은 고온풀 표면으로부터 원자로 헤드로의 열전달 을 차단하기 위해 고온풀 표면과 원자로 헤드 사이에 25 mm 간격으로 설치된 두께 30 mm의 5개 단열판(Insulation Plate)과 유체 영역을 둘러싸는 구조물 영역으로 구성된다.
풀 상부 공간에서 발생하는 열전달 현상은 크게 축방향과 반경방향으로 나누어 고려할 수 있다. 축방향 열전달은 100
% 정상출력 운전 시에 545 ℃로 유지되는 풀 표면에서 단열 판 하단부로 복사 및 헬륨 가스의 자연대류에 의해 형성된다. 복사 및 대류에 의해 단열판 상부로 전달된 열은 다시 단열
판 상부 공간에서 복사 및 대류에 의해 원자로헤드로 전달된 다. 원자로헤드 상단은 정상운전 중 격납돔 냉각계통에 의해 냉각된다. 반경방향의 열전달은 고온풀 표면에서 원자로 용기 로 전달되고, 원자로 용기의 열은 다시 격납용기로 전달된다. 원자로 용기와 격납용기 사이에는 아르곤 가스가 채워져 있 어 자연대류 유동이 발생한다. 격납용기 외부에서는 피동원자 로용기냉각계통 (Passive Vessel Cooling System)에 의해 최종 열침원인 대기로 열이 제거된다.
2.2 해석모델
풀 표면 상부 공간에서의 형성되는 열유동 현상은 복사, 대류 및 전도 열전달을 수반하는 난류 자연대류 유동이다. 본 연구에서는 이러한 열유동 분석을 위해 복잡한 기하 형상에 서 복합 열전달 해석이 가능한 ANSYS CFX-10.0[2]을 이용하 여 해석을 수행하였다. 복사를 동반하는 난류 자연대류 유동 해석결과는 복사 모델과 난류 모델에 크게 의존하기 때문에 신뢰성 있는 결과를 산출하기 위해서는 유동조건에 부합하는 적절한 복사 및 난류 모델이 선정되어야 한다.
난류 모델은 밀폐된 사각형 공간에서 벽면 온도 차이에 의 해 형성되는 공기의 난류 자연대류 유동에 대해 참고문헌[3]
에 인용된 실험 상관식과 CFX-10.0에서 가용한 난류 모델을 이용해 계산된 평균 Nusselt 수의 비교를 통해 결정하였다. 풀 표면 상부 헬륨 가스 공간에서의 자연대류 유동에서 예측되 는 대략적인 Rayleigh 수 범위(109 ~ 1011)에서 Shear Stress Transport(SST) 모델에 의해 계산된 평균 Nusselt 수가 시험된 다른 난류모델에 비해 실험 상관식 대비 작은 오차 (7.8 %)를 나타냈기 때문에 SST 모델을 난류 계산 모델로 적용하였다.
Thermal conductivity of SS316 18.19 W/m-K Thermal conductivity of 2.25Cr-1Mo 36.52 W/m-K
Emissivity
Pool surface between reactor center
and reactor baffle 0.3 Pool surface between reactor baffle
and reactor vessel 1.0 Pool surface between reactor vessel
and containment vessel 1.0 Containment vessel surface 0.8
Other surfaces 0.3
Table 1 Inputs for analysis Fig. 2 Grid configuration for analysis
Case 1
Fig. 3 Temperature distribution at the bottom of reactor head for Case 1
단열판 하단
단열판 상단
헤드 상단 헤드 하단
단열판 하단
단열판 상단
헤드 상단 헤드 하단
단열판 하단
단열판 상단
헤드 상단 헤드 하단
Fig. 4 Radial temperature distributions at various elevations for Case 1
CFX-10.0에서 제공하는 복사 열전달 모델은 Monte Carlo(MC) 모델과 Discrete Transfer(DT) 모델이 있다. MC 모 델의 경우에는 정확한 계산 결과를 얻기 위하여 많은 수의 양자 표본을 사용하여야 하므로 많은 계산 시간이 요구되는 반면에, DT 모델은 비교적 계산 시간이 짧으며, 기하형상이 비교적 단순한 경우에는 정확한 계산 결과를 얻을 수 있는 장점이 있다. 본 해석에서는 MC 모델과 DT 모델을 각각 SST 모델과 결합하여 밀폐된 사각형 공간에서 복사를 수반하는 공기의 난류 자연대류 유동 해석을 수행한 후, 결과 비교를 통해 복사 모델을 선정하였다. 비교 결과 계산된 온도 분포에 두 모델이 큰 차이를 보이지 않았기 때문에, 계산 시간이 짧 은 DT 모델을 복사 열전달 계산 모델로 결정하였다. 2.2 입력자료 및 경계조건
해석을 위한 입력자료로는 유체의 열유동 해석을 위한 물 성치와 고체에서의 열전도 해석을 위한 열전도도 자료가 필 요하며, 복사 열전달 해석을 위한 유체와 고체의 접촉면에서 의 방사율(emissivity) 자료가 요구된다. Fig. 1에서 고체 영역
Case 2 Case 3
Case 7
Case 4 Case 5
Case 6
Fig. 5 Temperature distribution at the bottom of reactor head with the increase of heat transfer coefficient at the top of reactor head 을 형성하는 부분은 원자로용기, 격납용기, 원자로배플
(Reactor Baffle), 원자로헤드 및 단열판으로 구성되며, 재질이 2.25Cr-1Mo인 격납용기를 제외한 모든 고체 영역의 재질은 SS316이다. 가스의 물성치는 CFX-10.0에서 라이브러리로 제 공하는 물성치를 사용하였으며, 이 외의 해석을 위한 입력자 료는 Table 1에 나타내었다.
경계조건은 Fig. 1에 나타난 바와 같이 100 % 출력 운전조 건에서 참고문헌[1,4]에 기술된 자료를 이용하여 설정하였다. 해석영역의 각 부분에 설정된 경계조건을 Table 2에 나타내었 으며, 구조물 벽에는 No Slip 속도 조건을 적용하였다. Table 2에서 T, T∞, h는 각각 온도, 주위 외부온도, 열전달계수를 의 미한다. 원자로헤드 상단에서의 열전달계수는 Dittus-Boelter
Location Boundary condition
Pool surface T=545 ℃
Reactor vessel bottom T=427 ℃
Ar gas bottom T=327 ℃
Containment vessel
bottom T=303 ℃
Containment vessel
outer surface h=18 W/m2-K, T∞=100 ℃ Rotating plug top h=13.4∼90.0 W/m2-K, T∞=40 ℃ Reactor head top h= 식(1), T∞=40 ℃ Reactor head side surface h=18 W/m2-K, T∞=100 ℃ or
Adiabatic Penetrations through
reactor head Adiabatic
1/2 shape interface Periodic condition Table 2 Boundary conditions for calculation
Case htc1 [W/m2-K] hside [W/m2-K]
1 29.3 (T∞=40 ℃)
(Q=8.0 m3/s, V=4.1 m/s) 18 (T∞=100 ℃) 2 35.0 (T∞=40 ℃)
(Q=10.0 m3/s, V=5.1 m/s) adiabatic 3 40.5 (T∞=40 ℃)
(Q=12.0 m3/s, V=6.1 m/s) adiabatic 4 58.1 (T∞=40 ℃)
(Q=18.8 m3/s, V=9.6 m/s) adiabatic 5 90.0 (T∞=40 ℃)
(Q=32.5 m3/s, V=16.6 m/s) adiabatic 6 58.1 (T∞=40 ℃)
(Q=18.8 m3/s, V=9.6 m/s) 18 (T∞=100 ℃) 7 90.0 (T∞=40 ℃)
(Q=32.5 m3/s, V=16.6 m/s) 18 (T∞=100 ℃) Table 3 Analysis conditions
상관식[5]을 적용하여 원자로 중심선으로부터 반경방향 거리, r의 함수로 설정하였다. 공기의 체적유량을 Q로, 공기 유로의 간격을 t로 하면 열전달계수는 다음과 같이 주어진다.
≡ ≤
≥ (1)식 (1)에서 rplug은 Fig. 1에 나타난 Rotating Plug의 반경을 나타내며, htc1은 Rotating Plug 상단에서의 열전달계수를 의 미한다.
3. 결과 및 토의
계산에 사용된 격자계는 Fig. 2에 나타난 바와 같이 육면 체 격자로 구성하였다. 격자수 변화에 따른 해석 결과의 의존 성을 제거하기 위한 민감도 분석을 수행하였다. 격자수 민감 도 분석은 약 70만~320만 개의 격자수 범위에서 수행되었으 며, 그 결과 약 145만개 이상의 격자수에 대해서는 온도 분포 해석 결과에 큰 차이가 없었기 때문에, 145만개를 적정 격자 수로 결정하였다.
본 해석에서는 공기유량 변화에 따른 Rotating Plug 상단에 서의 열전달계수, htc1을 변화시킴으로써, 원자로헤드의 온도 요건을 만족시키는 공기냉각 유량을 평가하였다. 즉 식 (1)에 서 htc1을 헤드 공기냉각 유로 입구에 유입되는 공기의 체적 유량 변화에 따라 29.3 W/m2-K~90.0 W/m2-K으로 설정하였다. 또한 원자로헤드 옆쪽 외부표면에서는 Table 2에 나타난 2가 지 경계조건을 적용하였다. 해석이 수행된 조건을 Table 3에
나타내었다. Table 3에서 V는 냉각유로 입구에서 공기의 평균 속도를 의미하며, hside는 원자로헤드 옆쪽 외부표면에서의 열 전달계수를 나타낸다.
Case 1에 대해 원자로헤드 하단 면에서 계산된 온도 분포 를 Fig. 3에, 특정 원주 방향 (Fig. 4의 위 그림)에서 높이에 따른 반경방향 온도 분포를 Fig. 4에 나타내었다.
Fig. 3에 나타난 바와 같이 헤드 하단면에서 고온 부분은 펌프 쪽 (Fig. 1 참조)에 형성되는 것을 볼 수 있다. 펌프 부 근의 고온부는 단열판 하부의 고온 헬륨 가스가 펌프 쪽에서 단열판 상부로 상승하여 냉각된 후 DHX 쪽에서 단열판 하부 로 하강하기 때문에 형성된다.
Fig. 4에서 볼 수 있듯이 반경방향 온도 분포는 원자로 중 심선을 기준으로 대칭적 분포 양상을 보여주고 있다. 단열판 하단 하부에서 온도는 원자로 중심부에서 원자로 용기 쪽으 로 진행함에 따라 서서히 감소되다가 원자로용기 부근에서 격납용기 외부에서의 냉각에 의해 급격히 감소하는 경향을 보이고 있다. 또한 UIS 벽면과 원자로 용기 구조물 벽면 부 근에서는 열저항의 변화에 따라 국부적인 급격한 온도 변화 가 관찰되고 있다. 그러나 단열판 상단 상부에서는 원자로용 기에서 원자로 중심부 쪽으로 진행함에 따라 온도가 감소하 는데, 이는 원자로용기와 단열판 사이에서 단열판 상부로 유 입된 고온의 헬륨 가스가 원자로 중심부로 이동하면서 원자 로헤드를 냉각하는 격납돔 냉각계통에 의해 냉각되며, 헤드 상단에서의 열전달계수는 원자로 중심부로 이동하면서 증가 하는데 기인한다, 한편, 축방향으로는 단열판에 의해 200 ℃ 정도의 온도 감소 효과가 나타나고 있으며, 원자로헤드는 원 자로용기와 단열판 사이에서 고온의 헬륨 가스가 상승하는 영역을 제외한 대부분 지역에서 밀봉재 온도 요건인 170 ℃ 이하로 냉각되기 때문에 설치된 5개의 단열판은 풀 표면에서
Case Radiative heat transfer/Convective heat transfer Pool surface Top of insulation plate
2 5.66 1.47
3 5.60 1.42
4 5.33 1.43
5 5.27 1.34
6 5.37 1.42
7 5.31 1.28
Table 4 Ratio of radiative and convective heat transfers at pool surface and top of insulation plat
0 1 2 3 4 5 6
40 60 80 100 120 140 160 180 200 220
htc1 [W/m2-K] h [W/m2-K]
35.0 Adiabatic 40.5 Adiabatic 58.1 Adiabatic 90.0 Adiabatic 58.1 18 90.0 18
RV outer wall CV inner wall
Temp eratur
oe [C]
Radial Distance from Center [m]
UIS outer wall
Reactor Head Top
0 1 2 3 4 5 6
40 60 80 100 120 140 160 180 200 220
CV inner wall RV outer wall UIS outer wall
htc1 [W/m2-K] h [W/m2-K]
35.0 Adiabatic 40.5 Adiabatic 58.1 Adiabatic 90.0 Adiabatic 58.1 18 90.0 18 Temp
eratur
oe [C]
Radial Distance from Center [m]
Reactor Head Bottom
Fig. 6 Radial temperature distributions at reactor head top and bottom
헤드로의 열전달을 효과적으로 차단하고 있음을 알 수 있다. 그러나 헤드 하단면에서 계산된 최대 온도는 199 ℃로 국부 적으로 밀봉재 온도 요건이 초과되는 것으로 나타났다. 따라 서 원자로헤드의 냉각 용량이 증가되어야 한다. 그러나 단열 판이 풀 표면으로부터 헤드로의 열전달을 충분히 차단하고 있으며, 헤드에서 형성되는 고온 영역은 단열판과 원자로 용 기 사이에서 상승하는 고온의 헬륨 가스에 기인한다. 따라서 원자로헤드의 냉각계통 용량을 증대시키는 대신 단열판과 원 자로 용기 사이의 간격을 줄여 단열판 상부로 상승하는 고온 의 헬륨 가스의 양을 제한하는 방법이 설계안으로 제시될 수 있다.
공기냉각 유량 증가에 의한 열전달계수 증가에 따른 원자 로헤드 하단에서 온도 분포 변화를 Fig. 5에 나타내었다. 또한 고온 지역이 형성되는 펌프와 IHX 사이에서 헤드 상단면과 하단면의 반경방향 온도 분포를 Fig. 6에 나타내었다.
헤드 옆쪽 외부표면이 단열된 경우(Case 2~Case 5)는 중심 부분의 열전달계수가 증가함에 따라 헤드에서 저온 영역이 점점 증가하나, 펌프 주변의 원자로 용기 부분에서는 식 (1) 에 주어진 바와 같이 반경의 증가에 따른 열전달계수의 감소 로 인해 냉각 효과가 중심부분에 비해 상대적으로 작아져 헤 드 하단에서 국부적인 고온 영역이 형성됨을 볼 수 있다. 따 라서 냉각 효율을 향상시키기 위해서는 헤드 옆쪽 외부표면 의 냉각이 요구된다. Case 6과 Case 7에서 볼 수 있듯이 헤드 옆쪽 외부표면이 냉각되는 경우 헤드 중심 부분의 열전달계 수에 비해 작은 열전달계수로도 펌프 주변의 원자로 용기가 효율적으로 냉각되는 것을 알 수 있다. 따라서 기존의 단열판 설계에서 밀봉재 온도 요건을 만족시키기 위해서는 헤드 중 심 부분에서 90 W/m2-K 이상, 헤드 옆쪽 외부표면에서 18 W/m2-K 이상의 열전달계수가 확보될 수 있도록 헤드 냉각계 통의 용량이 설정되어야한다. Table 3에서 볼 수 있듯이 헤 드 중심 부분에서 90 W/m2-K을 확보하기 위해서는 32.5 m3/s 의 공기냉각 유량이 요구된다. 또한 원자로 용기 부분에서 20
℃정도의 국부적인 온도 증가가 유발하는 열적응력에 대한
평가가 수반되어야할 것으로 판단된다.
UIS 외부의 고온풀 표면과 단열판 상단에서의 복사 및 대 류의 열전달 비율을 Table 4에 나타내었다. 표에 나타나듯이 고온풀 표면에서 단열판까지는 복사에 의한 열전달이 주된 열전달 형태이다. 한편, 단열판 상단에서 헤드로의 열전달은 복사에 의한 열전달이 대류 열전달에 비해 30∼50% 정도 더 크지만, 고온으로 유지되는 단열판 하부 헬륨 영역에서 헤드 로의 복사 열전달은 단열판에 의해 효과적으로 차단되고 있 음을 알 수 있다.
4. 결 론
소듐냉각 액체금속로 KALIMER-600의 원자로헤드 밀봉재 온도요건을 만족시키기 위한 원자로 상부의 단열판 설계요건 및 원자로 헤드의 냉각 요건을 설정하기 위해 원자로용기 풀 표면 상부 가스 유동 공간 및 구조물에 대한 3차원 정상상태 열유동 해석을 수행하였다. 복잡한 구조물로 구성된 공간에서 대류, 전도 및 복사 등의 복합 열전달 현상에 대한 해석이 요 구되기 때문에 이를 위해 복잡한 해석공간에서의 복합 열전 달 해석이 가능한 CFX-10.0을 이용한 해석 방법론을 개발하 였다. 본 연구를 통해 도출된 주요 결과는 다음과 같이 요약 될 수 있다.
(1) 원자로 헤드에서 고온이 형성되는 부분은 펌프 근처의 원 자로 용기 영역인 헤드 외곽 영역이며, 온도 상승의 주된 원인은 단열판과 원자로 용기 사이에서 단열판 상부로 상 승하는 고온의 헬륨 가스에 의한 대류 에너지이다. 따라 서 단열판과 원자로 용기 사이의 간격을 줄여 단열판 상 부로 상승하는 고온의 헬륨 가스의 양을 제한하는 방법이 설계안으로 제시될 수 있다.
(2) 고온풀 표면에서 단열판까지는 복사에 의한 열전달이 주 된 열전달 형태이며, 설치된 5개의 단열판은 헤드로의 복 사 열전달을 충분히 차단한다.
(3) 헤드 냉각계통 용량은 밀봉재 온도 요건을 만족시키기 위 해 헤드 중심 부분에서 90 W/m2-K 이상, 헤드 옆쪽 외부 표면에서 18 W/m2-K 이상의 열전달계수가 확보될 수 있 도록 설정되어야 한다.
후 기
본 연구는 과학기술부의 원자력 중장기 연구개발 사업의 지원에 의하여 수행되었다.
참고문헌
[1] 2007, 한도희 외, “KALIMER-600 개념설계 보고서,”
KAERI/TR-3381/2007, 한국원자력연구원.
[2] 2005, ANSYS CFX-Solver, Release 10.0, ANSYS Inc..
[3] 2001, Velusamy, K., Sundararajan, T. and Seetharamu, K.N.,
"Interaction Effects Between Surface Radiation and Turbulent Natural Convection in Square and Rectangular Enclosures,"
J. Heat Transfer, Vol.123, pp.1062-1070.
[4] 2006, Eoh, J.H. et al., "Design and Performance Analysis of the Passive Cavity Cooling System of KALIMER-600,"
Proceedings of the Korean Nuclear Society Autumn Meeting, Gyeongju, Korea.
[5] 1989, Todreas, N.E. and Kazimi, M.S., Nuclear System I-Thermal Hydraulic Fundamentals, Hemisphere Publishing Corporation.
