C OMPUTATIONAL F LUID D YNAMICS A NALYSIS OF T HERMAL S TRATIFICATION IN THE U PPER P LENUM OF THE M ONJU F AST B REEDER R EACTOR
S.K. Choi
*and T.H. Lee
Fast Reactor Design Division, Korea Atomic Energy Research Institute
A numerical analysis of thermal stratification in the upper plenum of the MONJU fast breeder reactor was performed. Calculations were performed for a 1/6 simplified model of the MONJU reactor using the commercial code, CFX-13. To better resolve the geometrically complex upper core structure of the MONJU reactor, the porous media approach was adopted for the simulation. First, a steady state solution was obtained and the transient solutions were then obtained for the turbine trip test conducted in December 1995. The time dependent inlet conditions for the mass flow rate and temperature were provided by JAEA. Good agreement with the experimental data was observed for steady state solution. The numerical solution of the transient analysis shows the formation of thermal stratification within the upper plenum of the reactor vessel during the turbine trip test. The temporal variations of temperature were predicted accurately by the present method in the initial rapid coastdown period (~300 seconds). However, transient numerical solutions show a faster thermal mixing than that observed in the experiment after the initial coastdown period. A nearly homogenization of the temperature field in the upper plenum is predicted after about 900 seconds, which is a much shorter-term thermal stratification than the experimental data indicates. This discrepancy is due to the shortcoming of the turbulence models available in the CFX-13 code for a natural convection flow with thermal stratification.
Key Words :
몬주고속증식로(MONJU Fast Breeder Reactor), 열성층 (Thermal Stratification), 자연대류(Natural Convection),
다공질매질법(Porous Media method), 전산유체역학(Computational Fluid Dynamics)
Received: October 15, 2012, Revised: December 21, 2012, Accepted: December 22, 2012.
* Corresponding author, E-mail: [email protected] DOI http://dx.doi.org/10.6112/kscfe.2012.17.4.041
Ⓒ KSCFE 2012
1.
서 론고속증식 원자로 상부플레넘
(upper plenum)에서의 열유동
현상을 정학하게 파악하는 것은 고체구조물의 구조적 건전성 을 확보하는데 매우 중요하다.
원자로가 정지(scram)되면 원자 로power는 급격하게 감소하고 ,
냉각재의 유속(flow rate)도
감소하게 된다. 원자로power가 감소하는 속도가 냉각재 유속
이 감소하는 것 보다 빠르기 때문에 노심 출구온도가 시간이 흐름에 따라 급격히 감소한다. 그러므로 노심으로부터 유출되 는 저온의 냉각재는 고온 상부구조물에 저속으로 유입된다.
고온의 플레넘에 유입되는 저온의 냉각재는 본래 상부플레넘 에 있는 고온의 냉각재 보다 밀도가 크기 때문에 상부 고온 구조물의 하부로 흘러 들어가게 되고
,
대부분의 상부플레넘의 냉각재는 고온인 상태로 존재한다.
이러한 현상이 열적으로 성층인 현상을 유발하게 되고,
원자로 상부플레넘에 존재하는 고체구조물에 축 방향으로 상당한 정도의 온도구배(tem-perature gradient)를 형성하고 열적응력 (thermal stress)을 유발
하여 구조적 건전성 문제가 야기된다.
그러므로 원자로 상부 플레넘에서의 열성층 현상을 파악하고,
예측할 수 있는 기술 의 확보는 고속로 설계에 매우 중요하다. 원자력 선진국, 특Fig. 1 View of the complete upper plenum of the MONJU reactor
히 일본에서는 이 문제를 해결하기 위하여 많은 실험적 연구 와 해석적 연구가 수행되어 왔다
[1-5].
소듐의 열성층 현상을 실험적으로 해석하려고 하면 많은 제약이 있다
.
대규모 소듐실험은 소듐 열유동 현상을 육안으 로 관찰할 수 없고,
물이나 공기와 화학반응을 일으키기 때문 에 어렵고 많은 경비가 소요된다. 그러나 소듐은Prandtl
수가 매우 적기 때문에 소듐 열성층 실험을 물이나 공기실험으로 대체할 수 없다.
그러므로 전산유체역학으로 소듐유동의 열성 층 현상을 해석하는 것은 매우 효율적인 방식이다.
이전의 전 산유체역학적 연구를 종합하여 보면 수치해석에 있어서 대류 항처리법과 난류모델의 적절한 선택이 열성층 현상의 정확한 예측에 중요한 인자임을 보였다[4]. 대류항 처리법은 상용코 드에서 잘 확립되어 있다.
그러나 열성층 해석을 정확하게 수 행하기 위한 난류모델의 선택,
특히 난류열유속(turbulent heat flux)
모델의 처리는 주의가 필요하다.난류열유속을
2차모멘트 난류모델을 사용하여 해를 구하지
않으면 어떠한 방식으로 처리하여야 한다.
대부분의 상용코드 에서는 난류열유속을SGDH(Simple Gradient Diffusion Hypothesis)의 방식으로 처리한다.
이 방식은 강제대류의 열전 달 해석에 주로 사용되어져 왔으나, 자연대류의 해석에 사용 되면 정확한 해를 산출하지 않는다고 알려져 왔다. Ince와Launder[6]는 SGDH의 방식을 개선하기 위하여 GGDH
(Generalized Gradient Diffusion Hypothesis) 모델을 제안하였다.
이 방식은 경계층과 같은 자연대류 전단유동
(shear flow)이 지
배적인 열유동 해석에서는 정확한 해를 산출하나,
열성층 같 은 자연대류 유동의 해석에서는 정확하지 않고 불안정한 해 를 산출함이 관찰되었다[7]. 이러한 모델의 단점을 개선하기Fig. 2 Zoom on the solid structures between core outlet and upper core structure body
위하여
Hanjalic[8]은 AFM(Algebraic Flux Model)을 제안하였
다. GGDH 모델과 AFM
모델의 근본적인 차이점은AFM에서
는 난류열유속을 표현하는 식에서 온도variance항이 삽입되
어 있다는 점이다. 온도variance항의 추가는 안정적이고 정확
한 해를 산출하게 한다.
이 모델의 단점은 온도variance을 구
하기 위하여 하나의 편미분방정식을 추가적으로 해석해야 하 는 점이다. 자연대류 유동에 있어서 난류열유속의 처리법에 대한 상세한 연구는Choi와 Kim[7]을 참고로 하면 된다.
Choi와 Kim[9]은 자연대류 열성층 해석에 있어서 Reynolds
응력의 처리법도 해의 정확성에 중요함을 보였다. 기존의Chen과 Patel[10]의 이층모델(two-layer model)이나, Menter[11]
의
SST모델은 열성층 경계면에서의 급격한 온도구배를 정확
하게 해석하지 못함을 보였고
, Medic과 Durbin[12]의 타원이완
모델(elliptic relaxation model)이나Menseau와 Hanjalic[13]의 타
원혼합모델(elliptic blending model)은 적절하게 모사함을 보였
다.
그러나 이들 두 모델은 현재 상용코드(CFX-13, STAR-CD,FLUENT)에 장착되어 있지 않다.
또한 상용코드에는 난류열유속을 처리하는데 있어서
SGDH
모델만 장착되어 있고,AFM
모델이 장착되어 있지 않다.본 연구에서는 상용코드
CFX-13에서 사용 가능한 Menter [11]의 SST
난류모델과SGDH
난류열유속 모델을 사용하여 열성층 자연대류 유동을 해석하였다.
나중의 계산결과에서 관 찰할 수 있는 바와 같이 이 난류모델은 혼합대류는 정확하게 해석하나, 자연대류 해석 시 난류열유속을 과다하게 산출하여 해의 정확성을 저해하는 결과를 산출하였다. 그러나SST
난 류모델을 사용하여 자연대류 유동을 해석하면 강제대류 유동 에 기초한 벽면함수법(wall function method)의 사용을 피할 수
있는 장점이 있다.고속증식로 상부 구조물에서의 열유동을 해석할 때 추가적 인 문제점은
Fig. 1과 Fig. 2에서 관찰할 수 있는 바와 같이
Fig. 3 Numerical Grids
원자로 내부구조물이 매우 복잡하다는 점이다
.
본 연구에서는 다공질매질법(porous media method)을 사용하여 복잡한 구조물 에서의 열유동 해석을 효과적으로 수행하였다. 본 연구에서 사용한 다공질매질법에 대한 상세한 내용은3.3절에서 설명한
다.
그리고 계산에 사용된 컴퓨터의 메모리를 줄이기 위하여1/6
대칭모델을 설정하여 계산하였다. 다음 장에서는 몬주 원 자로에 관하여 간단히 설명하고,
수치방법, 그리고 결과 및 고찰, 결론의 순서로 진행된다.2.
몬주 원자로몬주 원자로는 열용량이
714MWt (280MWe)이고 3개의 루
프(loop)로 구성되어 있으며,
일본 쓰루가 근처에 위치하고 있 다.
몬주 원자로 상부구조물의 형태는Fig. 1에 보여져 있다.
원자로
vessel은 실린더 형상이고 , 3개의 출구가 있다 .
원자로vessel
내부에 존재하는barrel에는 2줄의 유공(flow hole)이 있
다. Fig. 2에서 관찰할 수 있는 바와 같이 노심상부구조물 (Upper Core Structure:UCS)은 원자로 핵연료집합체 (fuel sub-assembly)
출구 위에 위치하고 있고, UCS는 Honeycomb
구 조물과FGT(flow-guide tube) 및 Fingers로 구성되어 있다 .
핵 연료집합체 출구에서의 온도를 측정하기 위하여Fingers
내부 에 열전대(thermcouple)가 설치되어 있다. 19개의 제어봉 (control rod)이 UCS
속에 위치하고 있고,
원자로 터빈(turbine) 트립(trip) 시 수직방향으로의 온도변화를 측정하기 위하여36
개의 열전대가 열전대plug에 위치하고 있다 .
핵연료집합체에3.
수치방법3.1 수치격자
본 연구에서는 컴퓨터 메모리 용량을 줄이기 위하여
1/6
기하학적 대칭모델을 사용하였다.
수치격자는ICEM-CFD
코 드를 사용하여 대략1,300,000개의 tetrahedral
모양의 수치격자 를 생성하였다. 본 연구의 초기에서 이 수치격자는 격자의 수 에 의존하지 않는 해를 산출함을 보였다. Fig. 3은1/6
대칭 구조물 내부에 생성된 격자를 보여주고 있다.
3.2 수치해법
본 연구에 사용된 수치방법은
Table 1에 요약되어 있다.
3.3 다공질매질법
본 연구에서는 고속로 상부플레넘의 복잡한 구조물에서의 열유동 현상을 효과적으로 모사하기 위하여 다공질매질법
(porous media method)을 사용하였다.
노심상부구조물(uppercore structure)에서의 압력손실 상관식과 이와 연계된 다공질
매질법의 사용에 대하여 분석하였다.
노심상부구조물에서의FGT(flow guide tube)와 Fingers
영역은 튜브들로 구성되어 있 고,
이곳에서의 압력손실은 아래의 상관식으로 표현된다.
f
a
bC = Re
−,
μ ρUD
=
Re
(1)
그리고 이 상관식과 연관되는 마찰 힘(frictional force)은 아 래와 같이 표현된다
.
Dimension 3D calculation
Physical properties Sodium at 400oC Mesh 1.3 million tetrahedral elements Unsteady term 2nd-order backward scheme Convection term Higher-order scheme Diffusion term Central difference scheme Buoyancy term Boussinesq assumption
Turbulence model k-w SST model
Table 1 Summary of numerical scheme
( a)Velocity contour (b)Temperature contour Fig. 4 Steady-state momentum dominated solution
D U U C
F
p fρ 2
−
= (2)
위 식들에서
D는 특성직경 (characteristic diameter)이다. Table 2
는 본 연구의 다공질매질법에 사용된 상수들의 값을 보여주 고 있다[14]. 본 해석에서는Fingers
영역에서 체적다공성(volumetric porosity)의 값은 계산에 의하여 0.83으로 사용하였
다[14]. Fingers 영역에서 수력학적 직경은 47.7mm이고 ,
외경 은0.24m이다. FGT(flow guide tube)영역에서는 수력학적 직경
은72mm이고 ,
외경은76mm이다. Honeycomb 구조물은 얇은
판으로 모사하였고,
이곳에서의 압력손실은 아래의 식으로 계 산하였다.( )
U nU K
P= •
Δ
ρ
2
1
(3)
위 식에서 압력손실계수
K의 값은 60으로 사용하였다 .
4.
결과 및 고찰4.1 정상상태 열유동 해석
정상상태 열유동의 해석은 천이상태 열유동 해석의 초기조 건을 구하기 위하여 수행되었다
. CFX-13 코드에서 제공하는
일반적인 정상상태 해석법으로는 에너지 방정식의 수렴이 너Axial direction Transverse direction
a 0.316 4.03
b 0.25 0.27
U Axial velocity Transverse velocity Characteristic
Diameter
Hydraulic diameter D
hExternal diameter D
eTable 2 Parameters for pressure loss correlation
( a)Velocity contour (b)Temperature contour Fig. 5 Steady-state buoyancy dominated solution
무 늦어
,
시간구간Δ t = 0 . 01 s
를 사용하여 시간전진법(time marching method)으로 계산하였다. 70,000 시간전진 후에 완전
한 수렴결과를 얻을 수 있었다.
정상상태 해석 중 초기조건과 대류항처리법에 따라2종류의 해가 산출됨을 관찰할 수 있었
다.
하나는MDS(momentum dominated solution)이고 ,
다른 하나 는BDS(buoyancy dominated solution) 이다. BDS는 일반적인
방법인 속도성분을0(zero)으로 놓고 ,
압력과 온도를 일정한 상수 값으로 주어졌을 때의 해이고, MDS는 대류항처리법을
저차법(lower-order method)로 하고 ,
부력항(buoyancy term)을 무시하고 계산한 결과를 정상상태 해석의 초기조건으로 사용 하였을 경우 얻어진 해이다. 여기서 주의할 사항은MDS의
경우 초기조건만 부력항이 없이 계산하였지만,
실제 정상상태 해석에는 부력항이 존재한다.
이러한 해석결과는Bieder et al.[15]의 해석결과에서도 관찰되었다.
그들의 연구는MDS의
해는 대류항처리법이 저차(lower-order)이고 ,
수치격자가 조밀 하지 않은 경우 발생하였고, BDS는 수치격자가 조밀하고 ,
고 차(higher-order)의 대류항처리법을 사용하였을 경우 생성됨을
보였다.
일반적인 상식적으로는 원자로가 정상작동 할 경우 운동량에 의한 힘이 부력보다 훨씬 클 것이다.
그리고 지금까 지의 실험적 및 수치적 연구는MDS가 물리학적으로 타당한
해임을 보여준다.
본 저자들은 왜 이런2개의 해가 존재하는
지 파악이 어렵다. Fig. 4와Fig. 5은 대칭면에서 계산된 MDS
및BDS의 속도 및 온도 분포를 보여주고 있다.
Fig. 4를 관찰하여 보면, MDS의 경우 노심으로부터 유출된
소듐은 원뿔(conical)
모양으로 바깥방향으로 분사되고, 내부barrel에 부딪치면서 , barrel의 안쪽표면을 따라 위로 상승한다 .
이 강한 소듐의 유동으로 인하여 상대적으로 약한 반대 방향 으로 순환하는 유동이 플레넘에 형성된다. barrel의 내부표면
으로 상승한 소듐은barrel의 끝에 도달하면 vessel과 barrel의
사이 공간으로 하강하여 출구로 유출된다.
그리고barrel에 위
치한 유공(flow hole)을 통하여서도 약간의 소듐이 출구 쪽으 로 흐른다. Fig. 5의BDS의 경우에는 노심으로부터 유출된 고
Fig. 6 Steady-state vertical temperature profiles along the thermocouple tree
온의 소듐이 강한 부력으로 인하여
UCS
바깥 면으로 상승한 다.
그리고 위쪽의 고체판(solid plate)을 따라 흐른 뒤, Barel과vessel의 사이의 공간으로 하강하여 출구로 유출된다.
두 해 모두 노심하부 높이 보다 낮은 곳에서는 저온의 소듐이 거의 정지되어 있다.
위 그림들에서 상부 플레넘에 흐르는 소듐이 나 출구로 흐르는 소듐은 잘 혼합되어 있음을 관찰할 수 있 다.
그리고barrel에 위치한 유공은 정상상태 유동에서는 소듐
의 열혼합에 영향이 거의 없음이 관찰된다.
Fig. 6은 열전대 tree (TC plug in Fig. 1)에서의 계산된 수
직방향의 온도분포를 실험결과와 같이 보여주고 있다.
두 경 우의 해가 비교적 정확하게 실험 데이터와 일치함을 보여주 고 있다.
이것은 복잡한 상부구조물과1/6
대칭형상의 가정을 고려하면 고무적인 결과이다. Fig. 4(b)와Fig. 5(b)에서 관찰할
수 있는 바와 같이 이러한 결과는 열전대plug가 노심 중앙으
로부터 멀리 떨어져 있기 때문이다.
계산된 온도분포는z=1.4m
높이에서 급격히 변하고,
그 이후에는 변화가 거의 없 음을 보여준다. 그리고 두 해(MDS와 BDS)간의 차이는 적고 ,
거의 같은 경향을 보여주고 있다. BDS는 플레넘 상부에서의 온도분포의 값을 약간 적게 예측함을 관찰할 수 있다.
4.2 천이상태 열유동 해석
위에서 언급한 정상상태의 열유동 해석결과를 초기조건으 로 천이
(transient)상태 열유동 해석을 수행하였다.
펌프가 트 립되면 유동이 급격하게 변한다.
유동해석에 필요한 시간간격 은 이러한 유동의 변화를 고려하여 결정하여야 정확한 해를 산출할 수 있다. Fig. 7은 pump
트립 후 노심중심 근처의 핵 연료봉에서 유출되는 시간에 따른 질량유속 및 온도 변화의(a) Mass flow rate
(b) Temperature
Fig. 7 General features of coastdown of mass flow rate and temperature
일반적인 형태를 보여주고 있다. 이 그림은 펌프가 트립되면 질량유속이 일분이내에 초기 정상상태 값의
20%까지 감소한
다.
그 후5분 동안 질량유속이 서서히 증가하다가 거의 일정
한 값으로 유지됨을 보여준다. 온도의 시간에 따른 변화는 질 량유속의 변화와 상이하게 서서히 변한다. 500초까지 감소하
다가, 약간 증가한 후8000초까지 서서히 감소한다.
이러한 열유동의 시간에 따른 변화를 고려하여 시간간격을 조정하였 다.
시간간격은 처음1분 동안에는 Δt = 0 . 02
초를, 그리고 다 음4분까지는 Δt = 0 . 04
초를 사용하였고,
그 후 마지막15분
까지는Δt = 0 . 2
초를 사용하였다.
나중의 결과에서 관찰되는 바와 같이, 15분 이후에는 열성층이 없어지고 ,
상부플레넘에(a) 0.5min (b) 1min
(c) 2min (d) 3min
(e) 4min (f) 5min
(g) 10min (h) 15min
Fig. 8 Evolution of temperature contour during the transient calculations (momentum dominated solution)
서의 온도가 거의 동일하게 형성된다. 이것은 더 이상 계산을 수행할 필요가 없음을 의미한다.
Fig. 8과 Fig. 9는 몬주원자로의 상부플레넘에서 두 해
(MDS와 BDS)의 시간에 따른 온도분포의 진화과정을 보여주
고 있다
.
천이상태가 시작되는 초기에는 노심출구 온도가 원 자로 트립으로 인하여 급격히 변한다.
저온의 소듐은vessel의
(a) 0.5min (b) 1min
(c) 2min (d) 3min
(e) 4min (f) 5min
(g) 10min (h) 15min
Fig. 9 Evolution of temperature contour during the transient calculations (buoyancy dominated solution)
바닥 근처에 머물고
,
좀 더 높은 위치에는 고온의 소듐이 머 문다. 천이상태가 계속되면 플레넘의 하부에 위치한 저온의 소듐이 위 방향으로 움직이고,
열성층이 시작된다. 두 해 모 두4분 후 약간 안정적인 열성층이 형성된다. 1분 전에는 두
해(MDS와 BDS)의 온도분포의 형태가 매우 상이하나, 2분 후
에는 매우 유사함을 관찰할 수 있다.
이것은 유동의 변화와(a) 0.5min (b) 1min (c) 2min (d) 3min
(e) 4min (f) 5min (g) 10min (h) 15min
Fig. 10 Temperature profiles along the thermocouple tree during the transient calculations
함께 초기조건의 기억이 사라지기 때문이다. 4-5분 사이에는 저온의 소듐이 천천히 움직임을 관찰할 수 있다. Fig. 7-(a)는 약
5분이 경과하면 펌프 트립 후 질량유속의 급격한 변화가
종료됨을 보여주고, 5분 이후에는 핵연료봉으로 부터의 질량
유속이 거의 동일하게 된다.
그러므로5분 전까지의 유동을
혼합대류라 할 수 있고,
그 이후에는 주로 자연대류 형태의 유동이 시작됨을 관찰할 수 있다.
약10분 후에는 열성층 경
계면(interface)이 자연대류 유동임에도 약간 빠르게 상부로 이 동한다. 15분 후에는 열성층 경계면이 내부 barrel의 최상단까
지 도착하며, 상부플레넘의 소듐은 혼합되고,
거의 동일한 온 도분포를 형성된다.
이것은 상대적으로 강한 열혼합(thermalmixing)
현상이 일어났음을 보여주고, 계산된 온도분포는 물 리학적으로 타당하지 못한 해를 산출했음을 보여준다.
실제로 는 안정적인 열성층이 형성되어야 하며, 5분 후에도 지속되어
야 한다.
이러한 물리학적으로 타당하지 못한 해를 산출하는 이유는 물리적 현상을 적절하게 해석할 수 있는 난류모델을 사용하지 않았기 때문이다. 본 연구에서 사용된SGDH
난류 열유속 모델과SST
난류모델이 상대적으로 강한 열혼합을 유 발하였기 때문이다. 그러므로 열성층 현상을 적절하게 해석하 기 위해서는 서론에서 언급한Hanjalic[8]의 AFM
난류열유속 모델과Menseau와 Hanjalic[13]의 타원혼합모델(elliptic blending model)
같은 이차모멘터 모델을 사용하여야 한다. 그러나 현 재CFX-13코드 같은 상용코드에는 이들 모델이 장착되어 있
지 않다
.
Fig. 10은 열전대 plug
위치에서 수직방향으로 시간에 따른 계산된 온도분포와 실험데이터를 함께 보여주고 있다. MDS
와BDS
사이의 계산결과 차이는 거의 없다. 5분까지의 계산 결과는 실험 데이터와 매우 일치함을 관찰할 수 있다. 이것은 본 연구에서 사용된SGDH
난류열유속 모델과SST
난류모델 이 혼합대류 현상을 잘 모사하기 때문이다.
그러나10분 과
15분에서의 해석결과는 실험 데이터와 매우 차이가 있다.
이것은 위에서 언급한 바와 같이 본 연구에 사용된 난류모델이 열성층 자연대류 해석에 적절하지 못함을 보여준다
.
5.
결 론몬주 원자로 상부플레넘에서의 열성층현상에 대한 수치적 연구를 수행하였다. 계산은 컴퓨터 기억용량을 줄이기 위하여
1/6대칭모델에 대하여 수행하였고 ,
복잡한 구조물에서의 계산을 효율적으로 수행하기 위하여 다공질매질법을 사용하였다.
정상상태 해석에서 초기조건에 따라
MDS와 BDS의 두 개의
해가 존재함을 관찰하였다. 현재로서는 왜 그런 해의bifurcation
현상이 일어나는지 파악할 수 없다.
두 해 모두 열 전대plug
위치에서의 수직방향 온도분포는 실험데이터와 비 교적 잘 일치하였다. 천이해석에서 펌프가 트립된 후5분까지
의 혼합대류는 정확하게 모사되었으나,
그 후 열성층 자연대류 현상에 대한 해석은 계산된 결과가 실험데이터와 많은 차 이가 있었다
.
그것은 계산에 사용된SGDH
난류열유속 모델 과SST
난류모델이 과다하게 열혼합을 예측하였기 때문인 것 으로 파악된다. Choi와Kim[9]의 연구를 참고로 하면 Hanjalic[8]의 AFM
난류열유속 모델과Menseau와 Hanjalic[13]
의 타원혼합모델
(elliptic blending model) 같은 이차모멘터 난
류모델을 사용하면 열성층 자연대류 현상을 비교적 정확하게 모사하리라 생각된다.
이러한 모델은 현재 상용코드에 장착되 어 있지 않다.
이것은 현재 널리 사용되고 있는 상용코드들의 한계점일 것이다.
다른 방법으로는 난류모델의 영향이 적은 대와동모사법(large eddy simulation)으로 해석하면 비교적 정확 하게 열성층 현상을 모사하리라 생각된다.
후 기
This study was performed under the long-term nuclear research and development program sponsored by Ministry of Education, Science and Technology of Republic of Korea.
참고문헌
