Numerical Analysis for the Effect of Flow Skirt Geometry on the Flow Distribution in the Scaledown APR+

(1)

Vol. 25, No. 5 (2013), pp.269-278

http://dx.doi.org/10.6110/KJACR.2013.25.5.269

유동 덮개 형상이 축소 APR+ 내부 유동분포에 미치는 영향에 대한 수치해석

Numerical Analysis for the Effect of Flow Skirt Geometry on the Flow Distribution in the Scaledown APR+

이공희(Gong Hee Lee)^1†, 방영석(Young Seok Bang)¹, 우승웅(Sweng Woong Woo)¹, 김도형(Do Hyeong Kim)², 강민구(Min Ku Kang)²

1

한국원자력안전기술원 안전해석평가실,

²

앤플럭스(주)

1

Department of Safety Analysis and Evaluation, Korea Institute of Nuclear Safety, Daejon 305-338, Republic of Korea

2

ANFLUX Inc, Seoul 152-847, Republic of Korea

(Received January 25, 2013; revision received March 13, 2013)

Abstract In this study, in order to examine the applicability of computational fluid dynamics with the porous model to the analysis of APR+ (Advanced Power Reactor Plus) internal flow, simulation was conducted with the commercial multi-purpose computational fluid dynamics software, ANSYS CFX V.14. In addition, among the various reactor internals, the effect of flow skirt geometry on reactor internal flow was investigated. It was concluded that the porous model for some reactor internal structures could adequately predict the hydraulic characteristics inside the reactor in a qualitative manner. If sufficient computation resource is available, the predicted core inlet flow distribution is expected to be more accurate, by considering the real geometry of the internal structures, especially located in the upstream of the core inlet. Finally, depending on the shape of the flow skirt, the flow distribution was somewhat different locally. The standard deviation of the mass flow rate (σ) for the original shape of flow skirt was smaller, than that for the modified shape of flow skirt. This means that the original shape of the flow skirt may give a more uniform distribution of mass flow rate at the core inlet plane, which may be more desirable for the core cooling.

Key words Computational Fluid Dynamics(전산유체역학), Flow Similarity(유동 상사성), Flow Skirt(유동 덮개), Porous Model(다공성 모델), Reactor Internal Flow(원자로 내부 유동), Turbulent Flow(난류 유동)

†Corresponding author, E-mail: [email protected]

1. 서 론

원자로 내부는 핵연료집합체, 제어봉집합체, 노내계 측기, 내부 구조물 등으로 구성되어 있어 복잡한 열수 력학적 특성이 존재한다 . 이러한 복잡한 열수력학적 특성을 파악하기 위해 축소 원자로 모형에 대한 유동 분포 시험 또는 전산유체역학을 이용한 계산이 수행되 어 왔다.

Lee et al.

⁽¹⁾

은 ABB-CE사의 System 80과 영광 3, 4호 기의 상대적인 원자로 크기 차이가 원자로 내부의 유 동 특성에 미치는 영향을 평가하기 위해 영광 3, 4호 기 원자로 대비 1/5 축소된 원자로 모형에 대한 유동

분포 시험을 수행하였다 . 시험 결과, 측정된 노심 입구 유 동분포 및 노심 출구 압력분포는 ABB-CE사의 System 80과 유사하게 전체 노심 영역에 걸쳐 균일한 분포를 나타내었다. Euh et al.

⁽²⁾

은 APR+(Advanced Power Rea- ctor Plus)의 수력학적 특징을 파악하기 위해 APR+ 원 자로 대비 1/5 축소된 원자로 모형에 대한 유동분포 시 험을 수행하였다.

상기와 같은 유동분포 시험을 통해 결정된 노심 입

구 유량분포와 노심 출구 압력분포는 노심 열적여유도

해석코드의 입력자료로 사용된다 . 또한 측정된 원자로

입구노즐로부터 출구노즐까지의 압력손실은 계산값의

검증을 위해 사용된다.

(2)

비록 컴퓨터 하드웨어 기술의 급속한 발달로 인해 전산유체역학의 경쟁력이 지속적으로 높아지고 있으 나, 원자로 내부 유동을 정확하게 예측하는데 있어 컴 퓨터 성능은 여전히 주요한 제한 사항 중의 하나이다.

제한된 컴퓨터 성능으로 인해 단순화된 기하 형상 및 난류모델이 사용되어야 하고 공간 및 시간 정확도가 낮 아져 계산 오차가 발생하게 된다. 이와 관련하여 Rhode et al.

⁽³⁾

은 상용 전산유체역학 소프트웨어인 ANSYS CFX 및 FLUENT를 사용하여 1/5로 축소된 Rossendorf 냉각 재 혼합 모형 , Vattenfall 시험설비, VVER-1000형 원자로 의 금속 모형 (mock-up)에 대해 계산을 수행하였고 전산 유체역학 우수사례지침

⁽⁴⁾

에 근거한 권고사항들을 제시 하였다 .

본 연구에서는 현재 표준설계인가 심사가 진행중인 APR+에 대한 원자로 내부 유동 계산시 다공성 모델을 사용한 전산유체역학의 적용성을 평가하기 위해 상용 전산유체역학 소프트웨어인 ANSYS CFX V.14

⁽⁵⁾

를 사 용하여 계산을 수행하였다 . 또한 유동 덮개(flow skirt) 형상이 원자로 내부 유동에 미치는 영향을 조사하였 다. 끝으로 노심 입구 유량분포의 정확한 계산을 위해 개선이 필요한 사항들을 제시하였다.

2. 해석모델

2.1 APR+ 원자로 유동분포 시험장치

Fig. 1은 APR+ 원자로 유동분포 시험장치(APR+ Core Flow and Pressure Test Facility, ACOP)의 개략도를 나 타낸다. 시험장치는 실제 APR+ 대비 1/5 축소 모형으 로서 원자로, 4개의 저온관, 2개의 고온관 등으로 구성 되었다 .

⁽²⁾

시험장치에 적용된 척도비는 Table 1에서 요 약하였다 .

(a) Real arrangement of APR+

⁽⁶⁾

(b) 1/5 scale down test facility

⁽⁷⁾

Fig. 1 Schematic diagram of test facility.

Table 1 Summary of scaling parameters

^{(2, 7)}

Parameters APR+ ACOP Parameters APR+ ACOP Temperature,

℃ 310 60 Volume ratio 1 1/125 Pressure,

MPa 15 0.375 Aspect ratio 1 1 Density,

kg/m3 704 983.2 Velocity ratio 1 1/2.16 Viscosity,

Ns/m2

8.43 ×10-5 4.66

×10-4

Mass flow

ratio 1 1/39

Length ratio 1 1/5 Core exit

Re ratio 1 1/40.9 Area ratio 1 1/25 △P ratio 1 1/2.58

축소 원자로 모형의 내부 구조물들 , 예를 들어 유동 덮개 , 노심 상부 및 하부 지지구조물 등은 원형과 거 의 동일한 형태를 가지며 기하학적인 상사성이 만족된 다 .

⁽²⁾

연료 집합체의 입구 및 출구에서 수력학적 특성 을 확인하기 위해 257개의 노심 모의기(core simulators) 가 축소 원자로 모형 내부에 설치되었다 . 원자로 상부 헤드 및 일부 노심 우회유로는 노심 입구 유량분포 및 노심 출구 압력분포에 거의 영향을 미치지 않을 것으 로 예상되어 축소 원자로 모형에서 고려되지 않았다.

노심 입구 유량분포 및 노심 출구 압력분포는 차압계 를 사용해서 측정하였다. 시험장치 및 계측기 등에 관 한 세부 사항은 참고문헌

⁽²⁾

에서 확인할 수 있다 .

2.2 시험조건

시험조건은 펌프 4대 운전에 대한 대칭/비대칭 유량 조건과 펌프 3대 운전조건으로 구성된다. 본 연구에서 는 펌프 4대 운전에 대한 대칭 유량조건에 대해서 계 산을 수행하였다 . 상기 대칭 유량조건의 경우 강수관 (downcomer)에서의 레이놀즈수는 약 8.6×10

⁵

이다.

2.3 형상모델링

노심 입구 상류에 위치한 원자로 내부 구조물은 노 심 입구 유량분포에 상당한 영향을 미칠 수 있다. 따 라서 원자로 내부 유동 계산시 이러한 구조물에 대한 기하 형상을 정확하게 고려하는 것이 필요하다 . 그러 나 , 이러한 접근 방식은 상당한 계산 자원을 필요로 한다.

본 연구에서는 Fig. 2에서 볼 수 있듯이 노심 입구

상류에 위치한 원자로 내부 구조물 중에서 유동 덮개

및 하부지지 구조물의 빔 (beam)의 실제 형상을 고려하

였고 격자수 저감과 격자생성의 편의를 위해 계측기

(3)

노즐 지지대 (instrument nozzle support), 연료 집합체, 연료 정렬판 (fuel alignment plate) 및 상부 플레넘(upper plenum) 등은 단순 체적형상(다공성 영역)으로 처리하 고 다공성 모델을 적용하였다.

실제 형상에서 발생하는 속도장 및 압력 강하를 고 려하기 위해 다공성 영역에 기공률 (porosity) 및 등방성 (isotropic) 손실 모델

⁽⁸⁾

을 적용하였다. 기공률은 유체 및 고체 구조물 영역을 포함하는 전체 체적에 대한 유 체 영역 체적의 비로 정의되며 , 다공성 영역에서 유동 가속에 영향을 미친다 .

본 연구에서는 노심 내부구조물의 실제 형상을 반 영하여 기공률을 결정하였으며 , 0.5～0.75의 값을 가진 다 . 한편 축소 원자로 모형에서 측정된 압력 강하와 다 공성 영역에서의 압력 강하를 일치시키기 위해 등방성 손실 모델에서 압력손실계수를 조정하였다 .

유동 덮개는 다양한 구멍 크기를 가지며 하부 플레 넘에서 난류 혼합을 증가시키기 위해 강수관과 노심 입구 사이에 설치된다 . 본 연구에서는 유동 덮개 형상 이 원자로 내부 유동분포에 미치는 영향을 조사하기 위해 기존 유동 덮개 형상을 수정하였다. Fig. 3에서 볼 수 있듯이 기존 유동 덮개는 서로 다른 직경의 구 멍으로 구성되어 있으나 수정된 유동 덮개에서는 모든 구멍의 직경이 동일하다 . 다만, 2가지 형상의 유동 덮 개에서 각 열에 위치한 구멍의 전체 면적은 동일하다 .

Fig. 2 The computational domain.

(a) Original shape (b) Modified shape Fig. 3 Geometry of flow skirt.

3. 수치모델링 3.1 수치해법

본 연구에서는 상용 전산유체역학 소프트웨어인 ANSYS CFX V.14

⁽⁵⁾

를 이용하여 정상 (steady), 비압축 성 , 등온 조건하에서 APR+ 축소 모형 내부의 유동장을 계산하였다.

공간 차분 오차는 차분법의 정확도 및 격자 크기에 기인한다. 일반적으로 2차 정확도 이상의 공간 차분법 이 고품질의 계산결과를 제공할 수 있는 것으로 알려 져 있다 .

또한 유동이 격자선과 나란하지 않거나 복잡한 유 동에 대해서는 1차 정확도의 차분법을 가급적 사용하 지 않도록 권고하고 있다 .

⁽⁴⁾

이와 관련하여 ANSYS CFX

⁽⁸⁾

에서는 기본적으로 운동량 방정식의 대류항을 고차 정확도로 고려하는 반면 난류 방정식에 대해서는 1차 정확도로 고려하고 있다.

이는 계산 결과의 정확도를 일정 부분 유지하면서 수렴성을 향상시키기 위한 조치로 판단된다. 이와 관 련하여 저자는 대류항 차분 정확도가 계산 결과의 정 확도에 미치는 영향에 대한 선행 연구를 통해 운동량 방정식의 대류항을 고차 정확도로 고려하면 난류 방정 식의 대류항 차분 정확도는 계산 결과에 거의 영향을 미치지 않음을 확인한 바 있다 .

⁽⁹⁾

따라서 본 연구에서 는 운동량 방정식 및 난류 방정식의 대류항에 대해 각 각 고차 정확도 차분법(high resolution scheme) 및 1차 풍상차분법을 적용하여 계산을 수행하였고 계산결과 를 시험값과 비교하였다. 개별 방정식들의 제곱평균 (root mean square) 오차가 6×10

^-4

이하이고 주요 변수 들의 변화가 매우 작은 경우에 계산이 수렴된 것으로 판정하였다 .

3.2 난류모델

축소 APR+ 모형 내부의 난류 유동을 계산하기 위해 레이놀즈 평균 Navier-Stokes 방정식에 기반한 Shear Stress Transport 모델을 사용하였다. 그 이유는 원자로 내부에서 발생할 수 있는 유동 충돌 및 재부착, 재순 환 유동, 곡률의 영향을 받는 유동에 대해 Shear Stress Transport 모델이 k-ε모델에 비해 유동 예측 성능이 우 수할 가능성이 높기 때문이다 .

⁽¹⁰⁾

상기 난류 모델에 대 한 상세한 설명은 ANSYS CFX 매뉴얼

⁽⁸⁾

에서 확인할 수 있다.

3.3 격자계

Fig. 4는 Fig. 1(b)의 시험장치와 동일한 크기의 계산

(4)

(a) Downcomer

(b) Flow skirt

(c) Lower support structure Fig. 4 Grid system.

Table 2 Grid information Grid type

Components

Original Modified

A B C

4.7×10

⁷

305 (a) Definition of angle

Angle (degree)

V(m/sec)

-180 -120 -60 0 60 120 180

-7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0

Type A Type B

(b) Velocity distribution

Fig. 5 Circumferential distribution of velocity (y- direction) in the downcomer (-0.6 m from the center of cold leg).

영역에 대한 격자계를 나타낸다. 격자 형태는 사면체 와 프리즘으로 구성된 혼합 격자이다. Table 2에서 계 산에 사용된 3가지 형태의 격자계에 대한 정보를 설명 하였다 . Table 2에서 ‘Original’ 및 ‘Modified’는 각각 기 존 및 수정된 유동 덮개의 형상을 의미한다 .

3.4 경계조건

축소 원자로 모형 유동분포 시험장치에 설치된 냉 각재펌프 토출구 위치에서 저온관 1개당 135kg/s의 유 량을 입구 경계면에 수직한 방향으로 적용하였다. 또 한 시험에서 난류 강도가 측정되지 않은 관계로 입구 에서의 난류 강도를 5.0%로 가정하였다. 작동 유체로 는 60℃의 물을 적용하였다. 출구 경계면에서는 평균 정압(static pressure) 조건을 적용하였다. 원자로 용기를 포함한 모든 벽 경계면에서는 점착(no-slip) 조건을 적 용하였다 .

4. 결과

4.1 격자 민감도

기존 유동 덮개에 대한 2가지 형태의 격자계(type A,

type B)를 대상으로 격자 민감도 평가를 수행하였다.

Fig. 5는 강수부(저온관 중심으로부터 아래 방향으로 -0.6 m 지점)에서 y 방향 속도의 원주방향분포를 나타 낸다 . 속도 분포는 격자 형태에 따라 국부적으로 약간 의 차이를 나타내었으나 대체적으로 유사하였다.

Fig. 6은 노심 입구 단면에 수직한 y 방향 속도 등고 선을 나타낸다 . 속도 분포는 격자 형태에 따라 국부적 으로 약간의 차이를 나타내었으나 대체적으로 유사하 였다. 노심 중심부에서의 속도가 노심 외곽에 비해 상 대적으로 크게 나타났다.

4.2 원자로 내부 유동분포

본 절에서는 APR+ 표준설계인가에 사용된 기존 유 동 덮개 (격자형태 B)에 대한 계산 결과를 설명한다.

Fig. 7은 저온관에서 원자로 입구까지 3개 단면에서

의 속도 등고선을 나타낸다 . 저온관의 곡관 부분을 통

(5)

과한 유동은 저온관의 안쪽 부분에서 가속된 후 (단면 1) 직관 부분의 중심부분에서 거의 균일한 속도 분포 를 나타내었다(단면 2).

(a) Grid type A

(b) Grid type B

Fig. 6 Contour of velocity component normal to the core inlet.

Fig. 7 Velocity contour along the cold leg 1 A.

(a) Velocity vector

(b) Velocity contour

Fig. 8 Velocity vector and velocity(y-direction) contour near the reactor entrance region.

이는 원자로로 유입되는 유동의 속도 분포에 저온 관의 곡관 부분이 미치는 영향이 미미함을 의미한다 . 단면 3에서는 원자로로 유입되는 하향 유동으로 인해 저온관 하부 부분에서 유동 가속이 발생하였다.

Fig. 8은 저온관을 통해 원자로로 유입된 유동의 속도 벡터와 y 방향 속도 등고선을 나타낸다. 저온관을 통해 유입된 유동은 비상노심냉각관 (emergency core cooling barrel duct)을 지나면서 가속되었으며 고온관 하부 부 분에서는 이차 유동이 발생하였다.

Fig. 9(a)는 축소 원자로 모형 내부에서의 유선을 나 타낸다 . 저온관을 통해 유입된 유동은 수평방향으로 2 개의 주유동으로 분기되어 진행하다가 다른 저온관으 로부터 유입된 유동과 만난 후 강수관을 따라 아래로 진행하였다 . 또한 원자로 내부 유동은 개별 루프로 분 리되었다 . 즉, 저온관(Cold Leg) 2A 및 2B를 통해 유입 된 유동의 대부분이 고온관 (Hot Leg) 2를 통해 유출되 었다. Fig. 9(b)는 저온관 부근에서의 유선을 나타낸다.

저온관 사이 (예：CL1B/CL2A, CL1A/CL2B)에서 거의 대칭 형태의 이차 유동이 발생하였다 .

Fig. 10은 강수관 단면들(ZX1～ZX3)에서 y 방향 속

도 등고선을 나타낸다. 저온관을 통해 유입된 유동은

(6)

(a) Isometric view

(b) Cold leg region Fig. 9 Streamlines.

수평 방향으로 2개의 주유동으로 분리되기 때문에 저 온관 하부에서 상대적으로 저속 영역이 존재하는 반면 저온관 사이에서 상대적으로 고속 영역이 존재하였다.

결과적으로 강수관에서 속도 분포는 비균일한 특성을 나타내었다 .

4.3 유동 덮개 형상이 원자로 내부 유동분포에 미치는 영향

본 절에서는 기존 유동 덮개 (격자형태 B) 및 수정된 유동 덮개(격자형태 C)에 대한 계산 결과를 비교하여 설명한다.

Fig. 11은 원자로 하부 플레넘에서의 유선을 나타낸 다 . 유동 덮개를 통과한 유동은 하부 플레넘에서 혼합 되며, 이 영역에서 유속은 상대적으로 낮았다. 기존 유 동 덮개의 경우가 원자로 하부에서 상대적으로 더 복 잡한 유동 형태를 나타내었다 .

(a) Selected cross sections

(b) ZX1

(c) ZX2

(d) ZX3

Fig. 10 Velocity (y-direction) contour at several

downcomer cross sections.

(7)

(a) Original shape

(b) Modified shape

Fig. 11 Streamlines at lower plenum region.

Fig. 12 및 Fig. 13은 방진기 돌출부(snubber lug) 부 근의 속도 벡터 및 y 방향 속도 등고선을 나타낸다. 강 수관을 따라 아래 방향으로 진행한 유동은 방진기 돌 출부 후단에서 이차 유동을 형성하였다. 이차 유동의 형태는 유동 덮개의 형상에 따라 다소 차이가 있었다 .

(a) Original shape

(b) Modified shape

Fig. 12 Velocity vector around the snubber lug.

(a) Original shape

(b) Modified shape

Fig. 13 Velocity(y-direction) contour around the snubber lug.

Fig. 14는 유동 덮개 단면들(FS1～FS4)에서 y 방향 속도 등고선을 나타낸다 . 유동이 유동 덮개 하부(FS4) 에서 상부 (FS1)로 진행하면서 노심 중심부에서의 속도 분포가 점차 균일해지는 경향을 나타내었다. 이는 유 동 덮개를 통과한 유동이 노심 입구로 진행하면서 혼 합되기 때문인 것으로 판단된다 . FS2 및 FS3 단면에서 수정된 유동 덮개를 통과한 유동의 y 방향 속도가 유 동 덮개 구멍 부근에서 크게 나타난 것을 제외하고는 2가지 유동 덮개의 각 단면에서 y 방향 속도 등고선은 유사한 형태를 나타내었다 .

Fig. 15는 유동 덮개 단면들(Fig. 14 참조)에서 난류 운동에너지 등고선을 나타낸다. 강수관 유동은 유동 덮개 구멍을 통과하면서 가속되므로 유동 덮개 구멍 부근에서는 국부적으로 난류 운동에너지가 크게 나타 났다 . 또한 FS2～FS4 단면의 노심 중앙부에서 수정된 유동 덮개의 난류 운동에너지가 상대적으로 크게 나타 났다.

Fig. 16에서 무차원화된 노심 입구 유량분포 측정값 과 계산 결과를 비교하였다 .

계산에서는 고유량 영역이 노심 중심부에 위치한

반면 시험에서는 노심 외곽에 위치하였다. 이러한 차

이는 계산에서 일부 원자로 내부 구조물(예를 들어 하

부지지 구조물 집합체 )의 실제 형상을 고려하는 대신

(8)

Selected cross sections

FS1

FS2

FS3

FS4

(a) Original shape (b) Modified shape Fig. 14 Velocity(y-direction) contour at several cross

sections of a flow skirt.

FS1

FS2

FS3

FS4

(a) Original shape (b) Modified shape Fig. 15 Turbulent kinetic energy contour at several

cross sections of a flow skirt.

다공성 모델로 처리하였기 때문인 것으로 판단된다.

따라서 보다 정확한 원자로 내부 유동 예측을 위해 서는 유동에 중요한 영향을 미치는 구조물의 실제 형

상을 고려하는 것이 필요하다. 이는 저자의 칼란드리 아 내부의 감속재 열유동 계산 결과

⁽¹¹⁾

에서도 확인된 사항이다 .

유동 덮개 형상에 따라 특히 노심 입구 중심 영역에 서 유량 분포가 국부적으로 다소 다르게 나타났다.

Fig. 17은 노심 입구에서의 유량의 도수(frequency)

분포를 나타낸다 . 유량의 평균(μ)은 2가지 유동 덮개에

서 동일한 반면 유량의 표준편차 (σ)는 기존 유동 덮개

에서 상대적으로 작은 값을 나타내었다. 따라서 기존

유동 덮개가 노심 입구에서 상대적으로 균일한 유량

분포를 제공함으로써 노심 냉각 관점에서 보다 적절한

설계로 판단된다 .

(9)

(a) Measurement

⁽²⁾

(b) Computation-Original shape

(c) Computation-Modified shape

Fig. 16 Comparisons of measured and calculated mass flow rate at core inlet plane.

Fig. 17 Frequency distribution of the mass flow rate at core inlet plane.

5. 결 론

본 연구에서는 축소 APR+ 원자로 내부 유동 계산시 다공성 모델을 사용한 전산유체역학의 적용성을 평가 하기 위해 상용 전산유체역학 소프트웨어인 ANSYS CFX V.14를 이용하여 계산을 수행하였고 시험 결과와 비교하였다 . 또한 유동 덮개 형상이 원자로 내부 유동 분포에 미치는 영향을 평가하였다.

본 연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.

(1) 강수관에서 속도 분포는 비균일한 특성을 나타

내었다 . 또한 유동 덮개를 통과한 유동은 노심 입구로 진행하면서 혼합되며 이로 인해 노심 중심부에서의 속 도 분포가 점차 균일해지는 경향을 나타내었다.

(2) 유동 덮개 형상에 따라 특히 노심 입구 중심 영 역에서 유량 분포가 국부적으로 다소 다르게 나타났 다 . 노심 입구에서의 유량의 표준편차는 기존 유동 덮 개에서 상대적으로 작은 값을 나타내었다 . 따라서 기 존 유동 덮개가 노심 입구에서 상대적으로 균일한 유 량 분포를 제공함으로써 노심 냉각 관점에서 보다 적 절한 설계로 판단된다.

(3) 본 연구에서 사용한 일부 원자로 내부 구조물에 대한 다공성 모델 처리방식을 통해 축소 APR+ 모형 내부의 유동 특성을 정성적으로 적절히 파악할 수 있 을 것으로 판단된다 . 다만, 계산된 노심 입구 유량분포 를 측정값과 비교한 결과 , 계산에서는 고유량 영역이 노심 중심부에 위치한 반면 시험에서는 노심 외곽에 위치하였다 . 이러한 차이는 계산에서 하부지지 구조물 집합체를 포함한 일부 원자로 내부 구조물의 실제 형 상을 고려하는 대신 다공성 모델로 처리하였기 때문인 것으로 판단된다.

(4) 충분한 계산 자원이 확보된 조건인 경우라면 노 심 입구 상류에 위치한 원자로 내부 구조물의 실제 기 하 형상을 고려함으로써 노심 입구 유량분포를 보다 정확하게 예측할 수 있을 것으로 판단된다 .

본 연구의 완결성을 높이기 위해 다음과 같은 사항 들에 대한 계산이 진행 중이며 계산 결과는 별도의 논 문에서 설명될 예정이다.

• 원자로 내부 구조물의 실제 형상 모델링 반영

• 난류모델 민감도 평가

후 기

본 연구는 한국연구재단의 재정적 지원 (과제명：신규 도입 설비의 안전성 평가기술 개발 )으로 수행되었습니 다. 또한 본 연구의 수행과 관련하여 많은 기술적 지 원을 해주신 한국수력원자력(주) 중앙연구원 김한곤 박사님과 임상규 연구원께 감사의 말씀을 드립니다.

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