Water Reactor Fuel
Wang Kee In*†, Chang Hwan Shin*, Chi Young Lee**, Chan Lee*, Tae Hyun Chun* and Dong Seok Oh*
* Dept. of LWR Fuel Technology Development, Korea Atomic Energy Research Institute,
** Dept. of Fire Protection Engineering, Pukyong Nat’l Univ.
(Received July 19, 2016 ; Revised September 29, 2016 ; Accepted October 5, 2016)
1. 서 론
원자로의 유형은 가압경수로(PWR)와 비등수로
(BWR, Boiling Water Reactor), 중수로(PHWR, Pressurized Heavy Water Reactor) 및 액체금속고속로 (LMFBR, Liquid Metal Fast Breeder Reactor)로 나누어 진다. 2016년 현재 약 400여 개의 원자로가 가동중 이며 국내에서는 24개의 원자로가 상업 운전중이다.
국내에서 가동중인 원자로는 가압경수로(PWR)와 중수로(PHWR)이다. 가압경수로는 원자로 냉각수 Key Words: Fuel Assembly(핵연료집합체), Rod Bundle(봉 다발), Pressure Drop(압력강하), Turbulent Mixing(난
류혼합), Critical Heat Flux(임계열속), Quenching(급랭)
초록: 가압경수로에 장전되는 핵연료집합체는 연료 봉 다발과 지지격자 및 상하단 고정체로 구성되어 있다.
고온 고압의 냉각수는 원자로 하부로 유입되어 연료 봉 사이로 형성된 부수로를 따라 노심 상부로 흐른다.
경수로핵연료의 주요 열수력 성능인자는 정상운전시 압력강하 및 임계열속이며 사고시에는 급랭 시간이다.
한국원자력연구원에서는 경수로핵연료의 성능을 향상시키고 국산화를 위해 고성능 경수로핵연료, 이중냉각 핵연료 및 사고저항성 핵연료를 개발하였다. 경수로핵연료의 열수력 핵심기술을 개발하기 위해 압력강하 실험, 난류 유동혼합/열전달 실험, 임계열속 및 급랭 시험을 수행하였으며 전산유체역학 방법도 활용하였다.
더불어 사용후핵연료의 임시저장을 위한 건식저장 용기의 열유동에 대한 전산유체해석을 수행하였다. 한편, 경수로핵연료의 열수력 기반기술을 개발하고 실용화를 위해 대학 및 산업체와 협력연구도 진행하였다.
Abstract: The fuel assembly for pressurized water reactor (PWR) consists of fuel rod bundle, spacer grid and bottom/top end fittings. The cooling water in high pressure and temperature is introduced in lower plenum of reactor core and directed to upper plenum through the subchannel which is formed between the fuel rods. The main thermal- hydraulic performance parameters for the PWR fuel are pressure drop and critical heat flux in normal operating condition, and quenching time in accident condition. The Korea Atomic Energy Research Institute (KAERI) has been developing an advanced PWR fuel, dual-cooled annular fuel and accident tolerant fuel for the enhancement of fuel performance and the localization. For the key thermal-hydraulic technology development of PWR fuel, the KAERI LWR fuel team has conducted the experiments for pressure drop, turbulent flow mixing and heat transfer, critical heat flux(CHF) and quenching. The computational fluid dynamics (CFD) analysis was also performed to predict flow and heat transfer in fuel assembly including the spent fuel assembly in dry cask for interim repository. In addition, the research cooperation with university and nuclear fuel company was also carried out to develop a basic thermal- hydraulic technology and the commercialization.
§ 이 논문은 2016년도 대한기계학회 유체공학부문 춘계 강연회(2016.5.19.-20., 연세대학교)발표논문임.
† Corresponding Author, [email protected]
Ⓒ 2016 The Korean Society of Mechanical Engineers
계통인 1차계통과 증기발생기 계통인 2차계통으로 분리되어 있다. 가압경수로의 핵연료는 3% - 5%의 농축 우라늄을 사용한다. 원자로에서 발생한 핵분 열 반응에 의해 가열된 고온 고압의 1차계통 냉각 수는 증기발생기에서 2차계통 냉각수를 가열시켜 증기를 발생시킨다. 2차계통의 증기는 터빈을 구동 시켜 발전기에 의해 전기를 생산한다. 1차계통의 압력은 약 155 기압이며 원자로 입구와 출구의 냉 각수 온도는 각각 약 295 oC와 327 oC이다.
가압경수로에 장전되는 핵연료집합체(Fig. 1)는 정방형 봉 다발(14x14, 15x15, 16x16, 17x17) 구조이 다. 경수로 핵연료집합체는 소결체와 피복관의 연 료 봉, 지지격자 및 상하단 고정체로 구성되어 있 다. 소결체의 직경과 길이는 각각 약 1 cm이며 연 료 봉의 길이는 약 4 m이다. 연료 봉의 지지를 위 해 약 10개의 중간 지지격자를 사용한다. 냉각수 의 유동혼합을 증가시켜 열수력 성능을 향상시키 기 위해 중간지지격자에 유동 혼합날개를 부착하 기도 한다.
한국원자력연구원에서는 경수로핵연료의 국산화 와 성능개선을 위한 연구개발을 수행하고 있다.
1997년부터 2006년까지 큰결정립 소결체, 부식저 항성 피복관 및 유동혼합 지지격자 등의 고성능 경수로핵연료 기술개발을 완료하였다. 2007년부터 2014년까지는 원자로의 대규모 출력증강을 위해 이중냉각 환형 핵연료를 개발하였다.
이중냉각 핵연료는 환형 소결체와 이중 피복관 을 이용하여 열전달 면적을 증가시키므로써 핵연 료 온도를 낮추고 열적여유도를 증가시켜 출력증
강이 가능하다. 한편, 후쿠시마 원자로 사고 이후 인 2012년부터 현재까지는 사고시 안전성을 향상 시킨 사고저항성 핵연료를 개발중이다. 사고저항 성 핵연료는 원자로 사고시 핵분열 방출물의 포획 능력을 높이고 피복관의 산화반응에 의한 수소발 생을 줄이는 것을 목표로 하고 있다.
본 논문에서는 고성능 경수로핵연료의 유동혼합 지지격자, 이중냉각핵연료 및 사고저항성 핵연료 의 열수력 연구결과를 요약하였다. 즉, 핵연료집합 체 모의 봉 다발을 이용한 유동혼합 및 열전달 실 험과 전산유체해석, 핵연료 피복관(소재)의 수조비 등 임계열속 및 급랭 실험 결과를 기술하였다. 아 울러 대학 및 산업체와의 경수로핵연료 연구협력 내용도 소개하였다.
2. 핵연료 봉 다발 열수력 실험
2.1 단상유동 실험
이중냉각핵연료의 열수력 현안인 내측수로 막힘 문제를 해결하기 위해 연료봉의 하단 봉단마개를 새롭게 고안하였다. 즉, 이중냉각 연료봉의 하단 봉단마개(Fig. 2)는 측면에 4개의 오리피스 유로를 만들어 원형 내측수로의 입구가 막히는 경우에도 냉각수가 내측수로로 유입되도록 설계한 것이다.
이러한 하단 봉단마개의 내측수로 유량 공급 성 Fig. 1 Typical fuel assembly for PWR
Fig. 2 Lower end plug for dual-cooled annular fuel
Fig. 3 Experimental apparatus for bypass flow through side orifices in lower end plug
능을 검증하기 위해 실험을 수행하였다(Fig. 3). 실 험결과 내측수로 입구가 완전히 막히는 경우에도 봉단마개의 측면 오리피스를 통해 충분한 냉각수 의 유입이 가능한 것을 확인하였다.(1)
고성능 경수로핵연료의 유동혼합 날개 지지격자 의 압력강하를 평가하기 위한 실험을 수행하였다.(2) 부분 핵연료집합체 유동시험 루프(OFEL)와 4x4 봉 다발 시험대를 이용하였다. OFEL(Omni Flow Experimental Loop)은 봉 다발의 유동 및 열전달 특성을 측정하기 위한 시험장치로 시험대, 원심펌 프, 유량계 및 수조로 구성되어 있다(Fig. 4). 시험 대는 정방형 4x4봉 다발(Fig. 5)이며 봉 외경(D)은 9.5 mm, 길이는 2 m이고 봉 간격(P)은 12.8 mm이 다. 본 실험에 사용한 지지격자는 단순 지지격자 와 혼합날개 지지격자이다(Fig. 6). 단순지지격자는 혼합날개가 없으며 분리형 혼합날개 지지격자
(split-vane grid)는 두 개의 혼합날개가 각각의 지지 격자 교차점에서 반대방향으로 구부러진 형태이다.
하이브리드 지지격자(hybrid-vane grid)는 4개의 혼 합날개가 각각의 지지격자 교차점에 바람개비 모 양을 한 것이다.
지지격자의 형상에 따른 압력강하를 측정하여 각각의 경우에 대한 손실계수(KSG)를 평가하였다.
지지격자의 손실계수는 레이놀즈 수(Re)의 증가에 따라 감소하는 것을 확인할 수 있다(Fig. 7). 혼합 날개가 없는 단순지지 격자에 비해 혼합날개 지지 격자의 손실계수가 약 10% 증가하였다.
지지격자의 손실계수는 다음과 같이 정의된다.
2/ 2
SG SG
K P rV
= D (1)
여기서 DPSG는 지지격자 전후의 압력강하이며 r 와 V는 유체밀도와 평균유속을 의미한다.
이중냉각핵연료 집합체의 압력강하를 평가하기 위해 집합체 수력시험시설인 PLUTO (Fig. 8)를 이 용하여 압력강하 실험을 수행하였다. 집합체의 압 력강하 실험을 통해 측정한 이중냉각핵연료의 지 지격자 손실계수(Fig. 9)는 레이놀즈 수의 증가에 따라 기하급수적으로 감소하는 것을 알 수 있다.
본 손실계수의 측정 오차는 약 5% 인 것으로 평 Fig. 4 Schematic of omni flow experimental loop
(OFEL) for flow and heat transfer test in rod bundle
Fig. 5 Test rod bundle for pressure drop experiment
Fig. 7 Loss coefficient of spacer grids in 4x4 rod bundle
가되었다.
전산유체역학(CFD) 방법으로 예측한 결과(3)는 실험결과와 5% 이내에서 일치하는 것으로 나타났 다. 본 실험을 통해 원자로 정상운전 조건(Re=
400000)에서의 이중냉각핵연료 지지격자의 손실계 수는 1.56인 것으로 확인하였다.
핵연료 봉 다발에서의 냉각수 난류혼합을 평가하 기 위해 시간 분해능 입자영상속도계(Particle Image Velocimetry)를 이용한 실험을 수행하였다.(4) 봉 다 발 내부 수로의 순간 속도장을 촬영하기 위하여 작동유체(물)와 굴절률이 동일한 FEP(Fluorinated Ethylene-Propylene) 튜브를 이용하였다(Fig. 10). 본 실험에 사용한 시험대는 3x3 봉 다발(Fig. 11)이며 두 개의 FEP 튜브를 이용하여 내부 수로의 유동 장을 측정하였다.
봉 간극(gap)에서 측정한 횡류 속도를 FFT (Fast Fourier Transform) 처리하여 주파수에 따른 에너지 밀도(Spectral power density)를 평가하였다(Fig. 12).
봉 간격이 넓은(P/D=1.35) 원통형 연료(Cylindrical solid fuel)의 경우 특이한 에너지 밀도 분포를 보
이지 않는 반면에 봉 간격이 좁은(P/D=1.08) 이중 냉각 환형 연료(Dual-cooled annular fuel)의 에너지 밀도는 특정한 주파수(60 kHz)에서 첨두치를 보이 고 있다. 이것은 봉 간 격이 좁은 경우 봉 간극에 서 유동 맥동에 의한 난류혼합이 증진되는 것을 의미한다.
혼합날개 지지격자에 의한 연료 봉 다발 부수로 사이의 강제 유동혼합을 평가하기 위한 실험도 수 Fig. 8 Hydraulic test loop for LWR fuel assembly
(PLUTO)
0 10 20 30 40
1.2 1.4 1.6 1.8 2.0 2.2
Exp.(65/94/121oC) CFD(SST k-w)
CFD(Nonlinear quad. k-e)
Loss coefficient of spacer grid, KSG
Re X 104
Fig. 9 Loss coefficient of spacer grid for dual-cooled annular fuel
Fig. 10 Experimental setup with PIV system for turbulent mixing in rod bundle
Fig. 11 Test rod bundle for turbulent mixing experiment
Fig. 12 Spectral power density of crossflow velocity in the rod gap
행하였다.(5) PIV와 LDV (Laser Doppler Velocimetry) 를 이용하여 혼합날개 지지격자 하류에서의 속도 분포를 측정하였다(Fig. 13). 봉 간격이 다른 두 종 류(P/D=1.08, 1.35)의 4x4 시험 봉 다발과 엇갈림 전향날개 지지격자를 이용하였다(Fig. 14).
시험 봉 다발의 중앙 부수로에서 측정한 속도벡 터(Fig. 15)는 혼합날개에 의해 내부 회전유동과 부 수로 사이의 횡류가 생성되는 것을 보여준다. 봉 간격이 넓은 경우(P/D=1.35) 부수로 중앙에 큰 회 전유동이 발생하고 간극 근처에서 2차의 회전유동 이 관측되었다. 봉 간격이 좁은 경우(P/D=1.08)에 는 부수로 내부에 두 개의 타원형 회전유동이 발 생하는 것으로 나타났다.
Fig. 16 Test section for heat transfer experiment
-4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14
8 10 12 14 16 18 20
P/D=1.35
U=1.5 m/s, q"~104 kW/m2 Test 1 Test 2 Test 3 Test 4 Twall-Tin (deg.C)
z/D (-)
Strap Mixing vane
Spacer grid
Flow direction
Fig. 17 Wall temperature variation due to twist-vane grid in rod bundle (P/D=1.35)
핵연료 집합체의 열전달 특성을 파악하기 위해 4x4 봉 다발을 이용한 열전달 실험을 수행하였다.(6) 봉 간격이 다른 두 종류의 시험 봉 다발과 엇갈림 전향날개 지지격자를 이용하였다(Fig. 16). 봉 다발 내부의 단일 봉을 가열봉으로 제작하였으며 직접 가열 방식을 사용하였다. 가열봉 표면의 온도를 측정하기 위해 5개의 열전대를 원주방향으로 설치 하였다. 혼합날개 지지격자 상류와 하류에서의 온 도 변화를 측정하기 위해 가열 봉을 수직방향으로 움직일 수 있도록 설계하였다.
엇갈림 전향날개 지지격자 하류에서의 가열 봉 표면 온도 변화를 평가하기 위해 4회의 반복실험 을 수행하였다. Fig. 17은 간격이 넓은 봉 다발 (P/D=1.35)의 온도 변화를 나타낸 것으로 실험의 재현성이 잘 나타나는 것을 알 수 있다. 봉 표면 의 온도는 지지격자 하류에서 약 3.5 oC (20%) 낮 아지지만 10D 이상의 하류에서는 상류의 온도와 유사하다. 이는 혼합날개에 의한 강제 유동혼합이 지지격자 가까운 하류에서 크게 증가하지만 하류 로 갈수록 영향이 줄어드는 것을 의미한다.
Fig. 13 Experimental setup with PIV system to measure forced mixing in rod bundle
Fig. 14 Test bundles for the forced mixing experiment
x (mm)
y(mm)
-15 -10 -5 0 5 10 15
-15 -10 -5 0 5 10 15
Speed[m/s]
1.2 1 0.8 0.6 0.4 0.2 0 P/D=1.35, Z/D=1.4
x (mm)
y(mm)
-10 -5 0 5 10
-10 -5 0 5 10
Speed[m/s]
0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0 P/D=1.08, Z/D=1.4
Fig. 15 Velocity vector in the central subchannel in 4x4 rod bundle
Fig. 18 Pool boiling experiment and CHF depending on test specimen
Fig. 19 Pool quenching setup using rodlet
2.2 다상유동 실험
사고저항성 핵연료 피복관(소재)의 임계열속 (CHF) 성능과 냉각 성능을 평가하기 위해 액적 증발시험,(7) 수조 비등 실험과 급랭 실험(8)을 각각 수행하였다. 세 가지의 튜브형 시편(ATF, Zircaloy-4, Stainless steel)을 이용하여 수조비등 실험을 수행하 여 벽 온도와 열속의 변화를 측정하였다(Fig. 18).
사고저항성 핵연료 피복관 소재인 ATF의 임계열 속이 상용 피복관 소재인 Zircaloy-4 보다 높은 CHF 값을 나타냈다.
핵연료 피복관의 냉각성능을 평가하기 위해 급 랭 실험을 수행하였다. 봉형 시편을 이용한 수조 급랭실험(Fig. 19)에서는 소재와 표면의 산화막 효 과를 조사하였다. 고온으로 가열된 봉형 시편을 수조에서 급랭시키는 경우 Fig. 20에 도시한 바와 같이 초기에(a, b) 막 비등(film boiling)이 발생하고 중기에(c, d) 기포 막이 깨지고 후기에는(e) 단상 강제대류 열전달 모드로 천이되는 것을 알 수 있 다. 시편의 열용량이 감소하면 급랭시간이 단축되 었으며 2시간 산화 시편의 경우 큰 영향이 없는 것으로 나타났다.
Fig. 20 Flow visualization of rodlet quenching in pool
Fig. 21 Experimental apparatus for reflood quenching
한편, 원자로 대형냉각재상실사고시 핵연료의 비상냉각을 모의하기 의한 재관수(Reflood) 급랭실 험 장치도 제작하였다(Fig. 21). 튜브형 시편을 냉 각시키기 위한 급랭챔버와 유량계, 전원공급장치 및 제어패널로 구성되어 있다. 튜브형 시편의 가 열을 위해 텅스텐 코일 히터를 튜브 내부에 삽입 하였으며 튜브 온도를 측정하기 위해 열전대를 삽 입하였다.
사고저항성 피복관의 냉각성능을 평가하기 위해 시험 튜브의 온도를 1000 oC까지 상승시키고 공기 중 자연 냉각 이후 재가열하여 냉각수를 주입하였 다(Fig. 22). 튜브 시편이 고온에서 빨갛게 변하였 으며 냉각수의 주입에 따라 시편이 냉각되어 벽면 온도가 급격히 감소하는 것을 알 수 있다.
3. 핵연료 봉 다발 전산유체해석
3.1 봉 다발 2상유동 전산유체해석
핵연료 봉 다발의 2상유동을 분석하기 위해 전 산유체역학(CFD) 방법을 활용하였다. 여기서는 OECD 원자력기구(NEA)와 미국 원자력안전위원회 (US NRC)의 주관으로 수행된 국제벤치마크 시험 결과를 기술하였다. 일본의 원자력회사(NUPEC)에 서 비등수로 핵연료집합체의 2상유동 실험결과를 제공하고 각국의 참여자들은 각자의 전산코드를 이용하여 모의계산을 수행하였다.
Fig. 23 CFD model of the BWR 8x8 fuel bundle
Fig. 24 Comparison of void distribution in 8x8 rod bundle; (left) CFX code, (right) experiment 본 연구에서는 8x8 봉 다발의 기포율(void fraction) 분포 실험을 CFD 방법으로 모의 계산하 였다.(9) Fig. 23은 CFD 모델과 전산격자를 보여주 는 것으로 시험 집합체 형상의 대칭성과 시험조건 을 고려하여 1/2 집합체를 계산영역으로 설정하였 다. 연료 봉의 직경과 피치는 각각 12.3 mm와 16.2 mm이고 길이는 3708 mm이다. 육면체 격자를 사용하였으며 노드 개수는 약 470만개이다.
상용 CFD 코드인 CFX의 2유체 모델을 이용하 여 계산한 봉 다발 부수로에서의 기포율 분포를 실험결과와 비교하였다(Fig. 24). CFX 코드로 예측 한 기포율 분포는 실험결과와 동일하게 봉 다발 중앙영역에서 기포율이 낮고 외곽영역에서 높은 것을 알 수 있다. 그러나 실험결과는 부수로의 중 앙에서 기포율이 높은 반면에 CFX 해석결과는 연 료 봉 표면 근처에서 높은 기포율을 보이고 있다.
이는 기포의 크기에 따른 횡방향 이동모델의 CFX
코드 적용이 필요한 것을 의미한다. 즉, 기포가 크 면 기포가 부수로 중앙으로 이동하고 작으면 봉 표면으로 이동하는 횡방향 부양력(Lateral lift force) 모델의 적용이 중요하다.
8x8 시험 봉 다발의 부수로 평균 기포율의 측정 결과와 CFX 예측결과도 비교하였다(Fig. 25). 4개의 시험조건에서 계산한 CFX 코드의 부수로 기포율 은 실험결과와 약 20% 이내에서 일치하였다.
3.2 사용후핵연료 봉 다발 열유동 전산유체해석 사용후핵연료의 임시저장을 위한 건식저장 용기 (Dry cask)의 열유동을 CFD 방법을 이용하여 분석 하였다.(10) 국산화 개발중인 건식저장 용기(Fig. 26) 는 수직 원통형의 SUS 용기이며 직경과 높이는 각각 약 1.6 m와 4.6 m이다. 본 용기에 저장하는 사용후핵연료 집합체는 21 다발이다. 사용후핵연 료의 붕괴열을 외부로 방출하기 위해 열전도도가 높은 헬륨(He)을 냉각용 가스로 사용한다.
건식저장 용기내의 열유동을 CFD 방법으로 해 석하기 위해 용기모델과 단일 집합체 모델을 개발 하였다(Fig. 27). 즉, 용기모델은 용기 내부 전체의
0 20 40 60 80 100
Measured Void Fraction (%)
Fig. 25 Comparison of void fraction in the subchannels of 8x8 rod bundle
Fig. 26 Schematic of dry cask for spent nuclear fuel
헬륨 유동을 해석하기 위해 핵연료 집합체를 다공 성 매질로 가정한 것이다. 반면에 핵연료 집합체 를 저장하는 사각덕트 모양의 바스켓(Basket)과 이 를 지지하는 벌집모양의 디스크를 상세히 모델링 하였다. 한편, 단일 집합체 모델은 바스켓 내부의 핵연료 집합체(16x16 봉 다발)를 상세히 모델링 하였다.
Fig. 28은 용기모델과 집합체 모델의 전산격자를 보여준다. 용기모델의 경우 육면체 격자와 사변형 격자를 혼합하여 약 1800만개의 셀을 사용하였다.
집합체 모델은 Trimmed meshing 기법을 이용하여 약 2억 개 셀의 전산격자를 생성하였다.
Fig. 30 CFD prediction of helium temperature for spent fuel assembly in central basket
Fig. 31 CFD prediction of fuel rod temperature for spent fuel assembly in central basket
저장용기 내부의 헬륨가스는 사용후핵연료의 붕 괴열(약 800 W)에 의해 자연대류가 발생한다. 즉, 용기 하부의 헬륨가스는 상부로 상승하며 수직방 향 속도가 증가한다(Fig. 29). 바스켓 내부에서 상 승한 가스는 용기 위쪽의 바스켓 출구로 나온 뒤 바스켓 사이와 용기 외곽 영역에서 다시 하강하는 것을 알 수 있다. 바스켓 출구의 헬륨 평균속도는 약 0.3 m/s이며 중앙과 외곽 바스켓의 유량비율은 약 7/1이다.
바스켓 내부의 단일 집합체 모델을 이용하여 헬 륨가스와 연료 봉 표면의 온도를 계산하였다. 중 앙 바스켓에 장입한 사용후핵연료 집합체의 10번 째 지지격자 하류에서의 헬륨의 온도분포(Fig. 30) 는 집합체 중앙영역의 온도가 외곽영역보다 현저 히 높은 것으로 나타났다. 연료 봉 표면의 온도분 포(Fig. 31)는 중앙 안내관 주변의 연료 봉 온도가 최고 346 oC로 예측되었다. 연료 봉 표면과 헬륨가 스의 온도 차이는 붕괴열속이 작아서 1 oC 이하로 나타났다.
4. 경수로핵연료 연산학 협력
경수로 핵연료 기술의 상용화와 기반기술의 개 발을 위해 산업체 및 대학교와의 협력연구도 활발
Fig. 27 CFD models for dry cask and fuel assembly
Fig. 28 CFD meshes for dry cask and fuel assembly
Fig. 29 Velocity contour in dry cask by the CFD method
히 진행되었다.
핵연료집합체 모의 봉 다발의 봉 표면 온도를 비접촉식 방법으로 측정하기 위해 감온성 액정 (Thermal Liquid Crystal)을 이용한 온도 측정법을 군산대와 공동으로 개발하였다. TLC기법은 온도에 따라 색깔이 변하는 원리를 이용한 기술이며 3x3 시험 봉 다발을 사용하여 검증하였다(Fig. 32). 본 시험에 사용한 작동유체는 상온의 공기이다.
유동 혼합날개의 유무에 따른 봉 다발 지지격자 하류에서의 원주방향의 봉 표면 온도분포는 Fig.
33과 같다. 혼합날개가 있는 경우 원주방향의 온 도변화가 혼합날개가 없는 경우에 비해 작아지는 것을 알 수 있다. 본 실험은 공기를 사용하였으므 로 작동유체가 물인 경우에 대한 TLC 적용성 검 증이 추가로 필요하다.
봉 다발 부수로에서의 난류유동을 수치해석 방 법으로 분석하기 위해 경북대와 공동으로 큰 에디
모사(Large eddy simulation) 기법을 이용한 전산유 체해석 기술을 개발하였다(Fig. 34). 단일 부수로 모델을 개발하여 측면 경계에서는 주기조건을 사 용하였다. 부수로에서 횡방향의 2차유동이 발생하 는 것을 확인하였으며 봉 근처에서의 와(Vortex) 구조도 예측하였다(Fig. 35).
핵연료집합체 수력시험 시설인 PLUTO를 이용 하여 원자력연료주식회사가 개발한 5종의 핵연료 집합체의 노외 성능시험을 수행하였다. 핵연료의 상용화를 위한 필수 성능시험인 압력강하 시험, 유체유발 진동시험, 부양력 시험 및 내구성 시험 을 수행하였다.
경수로핵연료 소재 연구분야인 고성능 우라늄 소결체와 금속 피복재의 산업체 기술이전도 완료 하였다. 한국원자력연구원에서 개발한 큰 결정립 소결체는 기존의 소결체 결정의 크기를 두 배 이 상으로 증가시켜 소결체 성능을 개량한 것이다.
고성능 핵연료 소결체의 노내 성능 자료는 미국 전력사업자협회(EPRI)에 수출하였다. 한편, 부식 성능이 우수한 HANA 피복관 기술도 국내 원자력 연료주식회사에 이전하였다. 노르웨이 할덴 연구 Fig. 32 Experimental apparatus and test bundle to
measure rod-wall temperature using thermal liquid crystal
Fig. 33 Temperature distribution in rod wall downstream of spacer grid without mixing vane and with mixing vane
Fig. 34 Numerical model for large eddy simulation of turbulent flow in the subchannel of rod bundle
Fig. 35 Vortical structure and instantaneous streamline in the subchannel of rod bundle by LES
5. 결 론
한국원자력연구원에서는 경수로 핵연료의 국산 화를 위해 고성능 핵연료와 이중냉각 핵연료의 핵 심기술을 개발하였다. 사고시 원자로의 안전성을 향상시키기 위해 사고저항성 핵연료의 연구개발도 활발히 진행중이다. 경수로 핵연료의 열수력 성능 과 안전성을 증진시키기 위한 핵연료집합체 모의 봉 다발을 이용한 열수력 실험과 전산유체해석을 수행하였다. 한편, 경수로핵연료 기반기술의 개발 과 고유 핵심기술의 상용화를 위해 대학교 및 산 업체와의 협력연구도 수행하였다. 향후에는 원자 로 사고시 핵연료의 비등 및 급랭 열전달 성능을 검증하고 향상시키기 위한 연구개발이 필요하다.
후 기
이 논문은 2016년도 정부(미래부)의 재원으로 한국연구재단(NRF)의 지원을 받아 수행된 연구임 (원자력연구개발사업, NRF- 2012M2A8A5025824)
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