CFD Analysis for Simulating Very-High-Temperature Reactor by Designing Experimental Loop

(1)

<응용논문>>

DOI:10.3795/KSME-B.2010.34.5.553

초고온가스로 모사 실험회로 설계를 위한 전산유체역학 해석

윤 철

^*†

· 홍성덕

^*

· 노재만

^*

· 김용완

^*

· 장종화

^*

* 한국원자력연구원 수소생산원자로기술개발부

CFD Analysis for Simulating Very-High-Temperature Reactor by Designing Experimental Loop

Churl Yoon

^*†

, Sung Deok Hong

^*

, Jae Man Noh

^*

, Yong Wan Kim

^*

and Jong Hwa Chang

^*

* Nuclear Hydrogen Reactor Technology Development Division, Korea Atomic Energy Research Institute

(Received December 7, 2009 ; Revised March 9, 2010 ; Accepted March 12, 2010)

- 기호설명 - A : 선형 비등방성 계수 Ka : 흡수 계수

Ks : 산란 계수 H : 엔탈피

Ib : 흑체 복사 강도

Iv : 파장에 따른 복사 강도 S : 생성항

s : 궤적 길이[m ]

s r

: 방향 벡터

T : 국부 절대 온도 [K]

u : 속도 성분 [m/sec]

x : 위치 성분 [m]

ν : 진동수

µ : 유체 점도 [kg sec/m²]

ρ : 밀도 [kg/m³] Ω : 입체각 [sr]

Φ : 산란 상 함수 아래첨자

e : 유효 (effective) w : 벽면의

∞

: 환경의 (environmental) ν : 진동수

r : 복사의 (radiational)

1. 서 론

지구 온난화와 고유가에 의해 기존의 화석연료 기 반 에너지 체계의 위기가 현재화된 상황에서 수소를 주 연료로 사용하는 수소경제 체계는 가장 유력한 대 안으로 각광받고 있다. 수소경제 체계의 확립은 대량 의 수소생산 기술이 전제 되어야 하는데, 원자력을 Key Words : CFD(전산유체역학), Heater(가열기), Heat Transfer(열전달), Helium(헬륨), Radiation(복사),

VHTR(초고온가스로)

초록: 한국원자력연구원에서는 초고온가스로를 모사할 수 있는 중형 헬륨 회로를 건설 중에 있다. 이 실험 헬륨 회로에서 두 개의 전기 가열기가 헬륨 유체를 1 ~ 9 MPa 의 압력 하에서 950^oC 까지 가열하게 된다. 이 실험 헬륨 회로의 설계 사양을 최적화하기 위하여, 본 연구에서는 두 개의 가열기 중 하류에 위치한 고온 헬륨가열기 안의 복합열전달 현상을 전산유체역학으로 해석하였다. 해석 결과에서 헬륨 가열기 내 최대 온도는 허용 한계를 넘지 않았고, 이로써 선정된 기하구조의 열적 특성은 설계요건을 만족함이 확인되었다.

Abstract: A medium-scale helium loop that can simulate a VHTR (very-high-temperature reactor) is now under construction at the Korea Atomic Energy Research Institute. The heaters of the test helium loop electrically heat helium fluid up to 950°C at pressures of 1 to 9 MPa. To optimize the design specifications of the experimental helium loop, the conjugate heat transfer in the high-temperature helium heater was analyzed by performing a CFD simulation. The analysis results indicate that the maximum temperature does not exceed the allowable limit. It is confirmed that the thermal characteristics of the loop with the given geometry satisfy the design requirements.

† Corresponding Author, [email protected]

(2)

스로의 개략도이다. 수소생산의 에너지원은 출구온도 가 950^oC 이상인 헬륨을 냉각재로 쓰는 초고온가스로 이고, 중간루프는 원자로계통에서 생산된 열을 수소 생산 계통으로 전달하는 역할을 한다. 수소생산 계통 에서는 황-요오드 열화학 방식 또는 고온 전기분해를 통한 수소생산이 이루어진다.⁽²⁾ Fig. 1 에서 아래쪽 그 림은 수소생산과 전기생산 병용의 초고온가스로 개략 도를 보여준다.

원자력수소를 위한 국제 개발동향을 살펴보면, 미국은 ‘차세대 원자로 개발계획’(NGNP) 하에 2018 년 실증로 건설을 목표로 40 억불 규모의 연 구 개발 사업을 진행 중에 있다. 일본에서는 1998 년부터 30 MW 급 블록형 초고온 가스 연구로 (HTTR)를 운전 중이며, ‘07 에너지 기본계획’을 법 적 기반으로 2025 년 전기-수소생산 상용로 건설 을 위해 연구개발을 수행하고 있다. 중국에서도

‘2020 과기계획 국가 16 대 중대항목’으로 원자력 수소를 개발 중에 있으며, 2000 년부터 이미 출구 온도가 700^oC 인 고온가스연구로(HTR-10)를 운전 중에 있다.

초고온가스로는 고온 고압의 조건에서 운전되므로 주 계통 요소의 성능이 완전히 검증 되지 않은 상 태이다. 따라서 한국원자력연구원 에서는 실험을 통해 계통요소의 건전성과 성능을 검증하기 위한 소형가스회로^(3,4)를 건설하여 운전하고 있으며, 현 재 중형헬륨회로⁽⁵⁾를 건설 중에 있다.(Fig. 2) 이 헬 륨 회로의 안전성과 관련된 가장 핵심적인 이슈 중 하나는, 9 MPa 의 고압에서 950^oC 까지 헬륨을 가열하는 고온 헬륨 전열기의 국부 온도가 부품의 설계한계온도인 1600^oC 이하를 유지하느냐 이다.

더불어 헬륨 가열기의 압력용기 표면온도가 실험 실 상황과 압력용기의 Thermal Stress 를 피하기 위 한 열적 설계를 충분히 만족하는 200~300^oC 수준 을 유지하느냐 또한 중형헬륨회로 설계에서 중요 한 관심 사항이다. 따라서, 이 연구의 목적은 전산 유체역학 기법을 이용하여 VHTR 실증을 위한 중 형 헬륨회로의 고온 전열기의 열적 특성을 검토하 고 최적의 설계 사양을 확보하는 것이다.

2. 해석 방법론

2.1 지배 방정식

이 연구에서 해석 대상은 Fig. 2 에서 주 헬륨

의 단면을 보여준다. 첫 번째 가열기를 지나면서 500^oC 까지 가열된 헬륨이 두 번째 가열기의 입구 로 들어와 다른 쪽 끝의 출구로 나가기까지 헬륨 은 약 20 개의 전열막대로부터 열을 받아 가열되 고 일부의 열은 전열기 벽면을 통해 대기 중으로 유출되는데, 이는 단상 강제 대류를 포함하는 복 합(Conjugate) 열전달 문제이다. 이 문제의 고온 특 성으로 인하여 복사 열전달 또한 중요한 고려의 대상이 된다.

단상 헬륨 거동의 전산유체역학 해석을 위한 기 본 지배방정식은 다음의 연속, 운동량 보존, 그리 고 에너지 방정식으로 표현된다.

( )

^j 0

j

u

t x

ρ ^∂ ρ

∂ + =

∂ ∂

(1)

(

i

) (

j i

)

i j

e

j i j j i

u u u

u p u

t x x x x x S

ρ ρ

µ 

∂  ∂ 

∂ ∂ ∂ ∂

+ = − +   + +

∂ ∂ ∂ ∂  ∂ ∂ 

(2)

( ) (

^j

)

e

j j j

H u H H

t x x x Q

ρ ∂ ρ  

∂ ∂ + ∂ =∂∂ Γ ∂∂ +

(3)

초고온가스로 초고온가스로

수소생산계통 수소생산계통 중간루프중간루프

초고온가스로 초고온가스로

수소생산계통 수소생산계통 중간루프중간루프

Fig. 1 Schematic views of VHTR

(3)

Fig. 2 Medium scale Helium loop 여기서, µ_e= +µ µ_t 이고 _µ_t는 난류 점도이다.

헬륨 유동의 난류해석에는 로그 벽함수를 포함한 표준 k-ε 난류모델을 사용하였다. 난류 운동 에너지 (k)와 난류 소산율 (ε)의 운송 방정식은 다음과 같다.

( ) ( )

Pr

j t

k

j j k j

k u k k

t x x x P

ρ ^∂ ρ ^ µ µ ^ ρε

∂∂ + ∂ =∂∂  + ∂∂ + −

(4)

( ) ( )

²

1 2

Pr

j t

k

j j j

u

C P C

t x x _ε x k k

ρε ∂ ρ ε  µ µ ε ε ρε

∂ ∂  ∂

+ =  +  + −

∂ ∂ ∂  ∂ 

(5)

여기서, 난류점도는 ²

t

C_µk µ ρ

= ε 에 의해 결정되며, 상수 C1, C2와

C

_µ는 각각 1.44, 1.92 와 0.09 이다.

Pk 는 점성과 부력에 의한 난류 생산이나, 이 연구 에서 부력은 고려되지 않았다.

전열막대 표면과 유로의 내벽 사이의 높은 온도 차와 헬륨 가열기 외벽과 상온의 외부환경 사이의 높은 온도 차로 인해 복사 열전달을 고려하여야 현실적인 해석결과를 얻을 수 있다. 파장에 따른 복사 수송방정식은 다음과 같이 표현된다.⁽⁶⁾

( )

4 4

a s a b

s

dI K K I K I

ds

K I s s d S

ν

ν ν ν ν

ν ν ν

π π

= − + +

′ ′ +

∫

Φ ^{r r}⋅ Ω +

(6)

공간 안의 주어진 위치에서 복사강도(I)가 비등 방성을 갖고 방향에 대해 독립적이라고 가정하면 복사 수송방정식은 다음과 같이 근사될 수 있다.

파장에 따른 복사열에 의한 열속(qrv)은

( )

1

r 3

a s s

q G

K K AK

ν ν

ν ν ν

= − ∇

− − (7) 여기서, 파장에 따른 발생 복사는 _G _{I d}

ν ≡

∫

ν Ω^{. 이} 연구에서는 P-1 복사열전달 모델을 사용하였는데, 확산-회(diffuse-grey) 표면을 가정하고 새로운 변수

Γ를 도입하면 식 (7)은 다음과 같이 정리된다.

qr= −Γ∇G, with

( )

1 3 K_a K_s AK_s

Γ = − −

(8) G 의 수송방정식은 다음과 같다.

(

G

)

K Ga ⁴KaσT⁴ S

∇ Γ∇ − + = (9) 국부 복사강도를 얻기 위해 G 의 수송방정식을 풀고, 다음 식을 통해 복사열에 의한 에너지 방정 식의 생성항이 얻어진다.

4 4

r a a

q K G KσT

−∇ = − (10)

2.2 열부하 및 경계조건

정상운전 조건에서 총 열부하와 헬륨 질량유량은 각각 270~300 kW 와 0.1 kg/s 이다. 첫 번째 가열기 를 거친 헬륨 입구온도는 500^oC 이다. 운전 압 력 은 10 ~ 90 기압으로 설계되었으며, 가열기 외벽의 온도는 섭씨 수백 도가 넘으므로 복사열전달을 포 함하여 다음과 같은 경계조건을 갖는다.

( ) (

⁴ ⁴

)

w w w

q′′ =h T −T_∞ +Fεσ T −T_∞ (11)

(4)

Pressure 1 MPa or 9 MPa

Static Pressure =

0.0

0.101325 MPa

Temperature 500 ^oC

Open Temp. = 1000 ^oC

Tatm = 30

oC Heat Flux 0 0 Eq. (11) Turbulence 5%

Intensity

Zero Gradient

Not Applicable Mass Flow

Rate 0.1 kg/s Not

Applicable 0 kg/s Thermal

Radiation

No Radiation

Source

No Radiation

Source

Applied (Eq. (11))

여기서, 외벽 표면에서 대류 열전달 계수 h 는 수평/수 직 원통관으로부터의 자연대류 열전달을 가정하여 상 수 값인 10.0 W/m²-K 를 적용하였고, 시계 계수(view factor) F 는 1.0 이 된다. ε 는 방사율(emissivity)은 0.8 로 가정하였고, σ 는 Stefan-Boltzmann 상수로써 그 값이 5.6704E-8 W/m²-K⁴이다. 계산에서 압력용기 외벽의 에 너지 경계조건은 열유속으로 주어지는데, 이는 이전에 계산된 표면온도 T_w^old 를 식 (11)에 대입하여 얻어진

q′′w

− 이다. 정상상태 해석이 수렴된 후 얻어진 Tw는 반 복계산 결과가 된다. 이때, Tw는 압력용기 외부표면의 대표 값이 아니라 국부(local) 온도임을 유의해야 한다.

Table 1 은 이 해석의 경계조건을 정리한 것이다.

입구에서 난류강도(turbulence intensity)는 평균 유 속에 대한 난류 속도 변동의 비로 정의된다. 출구 에서 “Relative Static Pressure = 0”의 압력조건은 속 도 구배가 0 임을 의미하고, 난류조건 “Zero Gradient”는 완전발달 유동임을 의미한다.

2.3 물성치

헬륨의 압력, 점도, 열전도율, 그리고 비열 등의 물 성치는 온도와 압력에 따른 값을 표의 형태로 처리하 였다. 그 밖에도 가열기의 바깥쪽 용기를 구성하는 SUS304 steel 의 열전도율는 상온에서 19.0 W/m-K 이고, 전열막대의 재질인 C/C (Carbon Ceramic) Composite 의 열전도율는 26.0 W/m-K 의 상수 값을 사용하였다. 벽 면을 통한 열손실을 최소화하기 위해 외부 용기 안쪽 에는 세라믹 화이바 (KaowoolTM)로 만들어진 단열 파이프가 삽입되는데, 그 유효 열전도율는 실험으로 얻어지며 방향에 상관없이 온도의 함수로 다음과 같 이 처리하였다.⁽⁴⁾

(a) Cross sectional view

(b) Mesh

Fig. 3 Design I for the Helium heater

).

( 10 04 . 6 0201 .

0

⁴

T K

eff

×

−

+

λ =

[W/m-K] (12) 여기서, T 는 절대온도로 표시된 국부온도이다.

3. 초기 설계 해석

3.1 기하구조 및 해석 방법

헬륨 가열기의 초기 설계의 단면은 Fig. 3(a)와 같 다. 가열기는 Steel 재질의 268mm 지름의 압력관으 로 싸여 있고, 그 내부에는 38mm 두께의 Ceramic Fiber 단열재 관이 삽입된다. 단열재 관의 안 쪽이 헬륨이 흐르는 유로를 형성하며, 18 개의 C/C Composite 재질 전열막대(원통형)가 적당한 간격을 유지하며 설치되어 있다. 단면의 중심에는 전열막대 와 같은 굵기와 모양을 갖는 지지막대가 있고, 위/아 래 상대적으로 넓은 유로를 형성하는 위치에 5.0 mm 직경의 지지막대가 각각 4 개씩 설치된다. 이들 지지 막대는 C/C Composite 로 만들어졌다. 가열기의 전체 길이는 4.0 m 인데, 해석에서는 약 0.5 m 간격으로 설치된 지지판을 생략함으로써 축-방향으로 모든 위

C/C Heater Support

(5)

Table 2 Helium temperatures and velocity magnitudes for Design I

치에서 단면의 모양은 동일하다고 가정하였다. 입 구와 출구 복잡한 기하학적 구조물을 생략하여 계산 영역은 원통형 관 모양이 되었다.

전산유체역학 계산은 상용 코드인 ANSYS CFX release 11.0 을 사용하였다. Fig. 3(b)는 해석을 위한 격자 구조의 단면을 보여준다. 그림에서 보여지듯 정렬격자 를 사용하였는데, 유동 영역에서 벽 함수의 요구조건을 만족하기 위해 벽 근처에 보다 촘촘한 격자를 삽입하 였다. 축-방향으로는 균일한 간격으로 201 개의 node 가 존재하도록 함으로써, 총 node 수는 2,487,723 개이다.

3.2 해석 결과

운전시 최대압력인 90 기압과 최저압력인 10 기압의 두 조건에서, 270kW 과 300kW 의 총 열부하와 헬륨 유량 0.1kg/s 에 대하여 열유동 해석을 수행하였다. 총 열부하가 18 개의 전열막대에 고루 분포되었다고 가 정하였고, 입구의 유속은 균일하다고 가정하였다. 주 어진 유량에서 유동은 천이(Transition) 영역에 속하므 로, 난류 해석을 기본으로 수행하는 동시에 냉각의 측면에서 보수적인 해를 주는 층류 해석을 추가로 수 행하였다.

Fig. 4 는 90 기압과 270.0 kW 열부하 조건에서 난류 해석을 수행한 결과이다. 구조물의 최고 온 도는 출구의 전열막대 중심에서 1,112ôC 로 나타났 으며, 복사열전달에 의해 헬륨 유로 내벽과 지지 막대의 온도가 주위의 헬륨 온도보다 약간 높게 나타난다. 외부 압력용기 표면의 온도는 입구 표 면의 175ôC 에서 출구 표면에서 293ôC 까지 점차 증가한다. 축-방향 유속은 예상대로 넓은 공간이 있는 영역에서 크며, 그 최대 값은 약 3.4 m/s 이다.

Table 2 에서 설계 I 의 열유체 해석 결과로 얻어진 온도와 속도 값들을 정리하였다. 9 MPa 과 1 MPa 압력 에서의 해를 비교해보면 기압에 따라 헬륨의 밀도의 변화량이 크기 때문에 축-방향 유속도 약 10 배 정도

(a) Temp. at exit

(b) Temp. at y = 0 m (c) Temp. at outer surface Fig. 4 Results of Design I with 270kW heat load:

Turbulent flow at P = 9 MPa

까지 차이가 남에도 불구하고, 출구 온도는 거의 변 하지 않는다. 그 이유는 헬륨의 비열(specific heat)이 Head Load Pressure Flow Global

max. T [^oC]

Outlet average T

[^oC]

Outer surface min. T [^oC]

Outer surface max. T [^oC]

Max. axial velocity

[m/s]

270kW

9 MPa Turbulent 1111.05 948.96 175.50 293.54 3.37 Laminar 1193.30 946.83 175.00 319.90 5.13 1 MPa Turbulent 1109.59 946.74 158.67 288.85 30.37

Laminar 1192.05 944.32 158.41 316.76 46.18 300kW

Laminar 1260.35 996.82 161.34 335.74 47.86

(6)

(a) Cross sectional view

(b) Mesh

Fig. 5 Design II for the Helium heater

압력에 거의 영향을 받지 않기 때문이다. 예를 들어, 800^oC 헬륨의 밀도는 9MPa 에서 4.000 kg/s 이고 1MPa 에서 0.4482 kg/s 이다.

반면에 같은 온도에서 압력에 따른 비열의 변화는 5.1891 kJ/K-kg(9MPa)에서 5.1926 kJ/K-kg(1MPa)로 거의 변동이 없다. 여기서, 간단히 압력변화에 따른 압력용 기 외벽을 통한 열손실이 같다고 가정하면, 다음 식으 로 표현되는 헬륨에 의한 열제거율로부터 출구와 입구 의 헬륨 온도차 ∆T 또한 거의 변화가 없게 된다.

He He p

Q = m C & ∆ T

(13) 따라서, 각 경우에 9 MPa 과 1 MPa 압력에서의 출 구 온도 변화량은 1% (5ôC) 미만이 된다. 난류 해 석과 비교하여, 층류 해석의 경우 출구 헬륨 온도 는 약 2~3ôC 정도 감소하였고 최대 전열막대 온 도는 약 80ôC 가량 증가하였다. 이는 층류 해석이 난류에 의한 추가적인 대류 열전달을 고려하지 않 음으로 해서 전열막대로부터 헬륨으로의 열전달을 과소 평가하기 때문이다.

설계 I 의 전산유체역학 해석결과로부터, 헬륨 가열 기 운전조건인 10~90 기압 하에서 270~300kW 총부하

4. 최종 설계 해석

4.1 기하구조 및 해석 방법

초기 설계 I 에서 해석 결과는 온도 허용치를 만족 함에도 불구하고 두 가지 문제점이 대두되었다. 그 하나는 가열기의 길이가 4.0 m 로 시판되는 재질들을 여러 개 이어 붙여야 하는 등 제작 상의 어려움이고, 다른 하나는 공간상 제약으로 인해 수평으로 설치함 으로 야기되는 부력 효과 등 추가 불확실성 요인이다.

따라서 Fig. 5(a)에서와 같이 설계 변경이 이루어졌다.

우선 가열기 길이를 2.5 m 로 바꾸었고, 외부 압력용 기의 외경은 268 mm 로 같게 유지하였다. 유동 길이 가 줄어든 만큼 원하는 출구온도를 얻기 위해서는 열 밀도를 증가시켜야 하기 때문에, 전열막대의 개수는 24 개로 증가시키고 그에 따라 가운데의 지지막대를 전열막대로 대체하였다. 높아진 열밀도에 의한 벽면 으로의 열 방출을 줄이기 위해 단열재의 두께를 기존 의 38 mm 에서 42 mm 로 증가시켰다. 각 부품의 재질 은 설계 I 과 동일하다. 해석에서는 약 50cm 간격으로 설치된 지지판 역시 생략함으로써 축-방향으로 모든 위치에서 단면의 모양은 동일하다고 가정하였다. 입 구와 출구의 복잡한 기하학적 구조물을 생략하여 계 산 영역은 원통형 관 모양이 되었다.

Fig. 5(b)에 보여지듯 정렬격자를 사용하였는데, 유동 영역에서 벽 함수(처리)의 요구조건을 만족하기 위해 벽 근처에 보다 촘촘한 격자를 삽입하였다. 축-방향으 로는 균일한 간격으로 251 개의 node 가 존재하도록 함 으로써, 총 node 수는 4,056,918 개이다.

일반적으로 수치해석결과의 정확도를 평가하기 위 해 격자 민감도분석을 통한 차분화 오차 평가와 실험 자료에 대한 검증을 통한 모델링 오차 평가를 수행하 는데, 전산유체역학의 산업적 응용에서는 해석대상의 복잡성이나 자원의 한계로 인해 전통적 방식의 평가 가 어려운 경우가 많다. 이 연구에서도 병렬 컴퓨터 의 용량과 계산시간의 한계로 인해 격자 민감도 분석 은 수행하지 않고, 고온가스로 안전해석용 1 차원(3 차 원) 열수력 해석 코드인 GAMMA+의 해석결과와의 비교를 통해 코드간 검증을 수행한 바 있다.⁽⁷⁾ 여기서, 최대 히터 온도는 0.18% 오차, 그리고 압력용기 최대 외벽온도는 7.0% 오차로 일치하였다.

4.2 해석 결과

초기 해석과 마찬가지로 90 기압과 10 기압에서 270~300kW 의 총 열부하와 헬륨 유량 0.1kg/s 에 대하

(7)

Table 3 Helium temperatures and velocity magnitudes for Design II

여 열유동 해석을 수행하였다. 총 열부하가 24 개의 전열막대에 고루 분포되었다고 가정하였고, 입구의 유속은 균일하다고 가정하였다. 난류 해석과 층류 해 석을 모두 수행하였다.

Fig. 6 은 270kW 열부하가 걸릴 때 90 기압에서 난류 해석을 수행한 결과이다. 최고 온도는 출구 의 전열막대에서 1,171ôC 로 나타났으며, 외부 압 력용기 표면의 온도는 입구 표면의 159ôC 에서 출 구 표면에서 288ôC 까지 점차 증가한다. 유로가 좁 아졌기 때문에, 축-방향 최대 유속은 약 4.4m/s 으 로 설계 I 의 약 3.4 m/s 에 비해 증가하였다.

Table 3 은 설계 II 의 계산 결과로 얻어진 온도 와 속도 값들을 보여준다. 난류 해석과 비교하여, 층류 해석의 경우 출구 헬륨 온도는 약 1^oC 정도 감소하였고 최대 전열막대 온도는 약 145^oC 가량 증가하였다. 설계 I 의 경우와 비교하여 유로는 줄 어든 반면 유량은 0.1kg/s 으로 동일하므로 유속이 증가하여 열전달에서 난류 효과도 증가하였다. 따 라서, 설계 II 에서 층류해석과 난류해석 사이의 최대온도 차이가 증가한 것으로 생각된다.

설계 II 의 전산유체역학 해석결과로부터, 헬륨 가 열기 운전조건인 10~90 기압 하에서 270~300kW 총부하일 때 헬륨 출구 온도는 목표 값인 약 950

oC 이상이고 가열기 최대온도는 최대 허용 온도인 1600 ^oC 를 넘지 않는 것이 확인되었다.

지금까지의 결과는 모두 복사열전달을 고려한 최종 결과인데, 그럼 과연 복사열전달이 결과 값 에 어느 정도나 영향을 미쳤는지 확인하기 위해 복사열전달이 포함되지 않은 결과와 비교했을 때 온도 변수의 변화를 Fig. 7 와 Table 4 에 도시하였 다. Fig. 7(a)의 복사열전달 모델이 전혀 적용되지 않은 경우에는 가열막대로부터 열전달이 과소평가 되어 가열막대의 최고온도는 1671.18 ^oC 까지 상승 하고 헬륨 유로 안쪽 벽면의 최고온도는 851.29 ^oC 에 불과하다. Fig. 7(b)는 헬륨 유로에서만 복사열전

(a) Temp. at exit

(b) Temp. at y = 0 m (c) Temp. at outer surface Fig. 6 Results of Design II with 270kW heat load:

Turbulent flow at P = 9 MPa

달을 고려한 결과로서 최고온도가 1177.09 ^oC 로 낮아지고 복사 가열에 의해 단열재 안쪽 벽면의 온도가 1086.15 ^oC 로 주변보다 상승하는 것을 보 Head Load Pressure Flow Global

max. T [^oC]

Outlet average T

[^oC]

Outer surface min. T [^oC]

Outer surface max. T [^oC]

Max. axial velocity

[m/s]

270kW

Laminar 1312.98 959.77 160.61 334.42 57.47 300kW

Laminar 1391.78 1010.52 165.22 354.11 59.56

(8)

(a) No radiation (b) Radiation only for the (c) Radiation for all fluid domain inner He flow

Fig. 7 Radiation effects for Design II: 270 kW, Turbulent flow, 9 MPa 여준다. Fig. 7(c)는 압력용기 외부의 복사열전달까

지 고려함으로써 최 외벽 표면온도가 300^oC 이하 로 유지되고 단열재 안쪽 벽면의 온도가 1074.75

oC 로 (b)의 경우보다 낮아짐을 알 수 있다. 이로 써, 복사열전달이 해석결과에 상당한 영향을 미치 는 것을 확인하였다.

5. 결 론

초고온가스로(VHTR)를 모사할 수 있는 중형 헬 륨 회로 설계를 위하여, 전산유체역학 해석을 통 한 회로 건전성 평가를 수행하였다. 이 해석 대상 은 헬륨 가열기 내부의 복사와 대류 열전달, 단열 재와 압력 용기에서의 열전도, 그리고 외벽으로부 터 대기로의 복사와 대류 열전달을 모두 포함하는 복합 열전달 현상이다. 간단한 기본 계산을 통해 두 가지 후보 설계를 도출하였고, 각 후보 설계에 대해 운전조건의 양끝 단에 해당하는 1 MPa 과 9 MPa 압력의 헬륨을 270kW 와 300kW 열부하에서 각각 해석을 수행하였다. 해석 결과, 주어진 기하 구조 하에서 열유동 특성은 설계요건을 만족함을 확인하였다. 추가로, 복사열전달을 고려하지 않은 해석결과와 비교하여 복사열전달의 고려여부가 각

부위의 최대 온도 값뿐만 아니라 온도분포에도 영 향을 미침을 확인하였다.

후 기

이 논문은 교육과학기술부의 재원으로 시행하는 한국과학재단의 원자력기술개발사업으로 지원받았 습니다. (Grant code: 2009-006258)

참고문헌

(1) Chang, J. H., Kim, Y. W., Lee, K. Y., Lee, Y. W., Lee, W. J., Noh, J. M., Kim, M. h., Lim, H. S., Shin, Y.

J., Bae, K. K. and Jung, K. D., 2007, “A Study of a Nuclear Hydrogen Production Demonstration Plant,”

Nuclear Engineering and Technology, Vol. 39, No. 2, p 111~122.

(2) Bischoff, B. L., Trowbridge, L. D., Mansur, L. K. and Forsberg, C. W., 2004, “Production of Hydrogen Using Nuclear Energy and Inorganic Membranes,”

Proc. of ICAPP’04, Pittsburg, USA, pp. 2137~2145.

(3) Hong, S. D., Oh, D. S., Kim, J. H., Kim, Y. W., Lee, W. J. and Chang, J. H., 2006, “Design of a Small Scale High Temperature Gas Loop for Developing a Process Heat Exchanger of Nuclear Hydrogen

Global max. T [^oC] 1671.18 1177.09 1170.98

Inner surface max. T

[^oC] 851.29 1086.15 1074.75

Outer surface max. T

[^oC] 387.04 625.28 287.92

(9)

Production Module,” KSME Spring Meeting, ROK, pp. 2067~2072.

(4) Hong, S. D., Kim, J. H., Kim, C. S., Kim, Y. W. and Chang, J. H., 2008, “Development of a Compact Nuclear Hydrogen Coupled Components Test Loop,”

KSME Autumn Meeting, ROK, pp. 2850~2855.

(5) Kim, Y.W., Kim, C. S., Hong, S. D., Lee, W. J. and Chang, J. H., 2009, “A High Temperature Gas Loop to Simulate VHTR and Nuclear Hydrogen Production

System,” 20th Int. Conference on Structural Mechanics in Reactor Technology (SMiRT 20), Finland, Paper 1870.

(6) CFX-11.0: Solver Theory, 2008, ANSYS Canada Ltd., Canada. (Web form)

(7) Hong, S. D., Yoon, C., Lim, H. S., Kim, Y. W. and Chang, J. H., 2009, "The Design and Analytical Validation of a C/C Composite Helium Heater for a VHTR Simulated Experimental Loop," KNS Autumn Meeting, Gyeongju, ROK, pp. 103~104.