kalimer-600 소듐-물 반응사고 특성평가

KAERI/TR‐3165/2006

KALIMER-600 소듐-물 반응사고 특성평가

Evaluation of System Dynamic Responses during a SWR Event in KALIMER-600

2006. 03.

한 국 원 자 력 연 구 소

- i -

제 출 문

한국원자력연구소장 귀하

본 보고서를 2006년도 “액체금속로 설계기술개발” 과제의 기술보고서로 제출합니다.

2006. 03.

과 제 명 : 액체금속로 설계기술개발

주 저 자 : 어 재 혁

공 저 자 : 김 세 윤

김 성 오

- ii -

요 약 문

소듐을 냉각재로 사용하는 액체금속로 증기발생기의 안전성 확보를 위해 KALIMER-600

증기발생기 및 중간열전달계통의 소듐-물 반응사고 발생시 계통 내의 압력거동을 분석하

고, 이를 토대로 중간계통 설계압력 및 파열판 (rupture disk) 설정압력의 적절성을 평가

하였다. SWR의 해석은 기 수행 연구를 통해 개발된 SWR 초기 압력파 해석용 SPIKE

코드 및 반응 중․후기 계통 질량유입단계 해석용 SELPSTA 코드를 활용하였다. 본 보고

서에서는 각 코드의 주요 특징 및 해석모형을 간략히 기술하고 KALIMER-600 설계인자

를 토대로 소듐-물 반응 현상을 상세히 분석하였다. 소듐-물 반응 초기의 압력 거동을

해석하기 위한 SPIKE의 입력자료 설정 및 정상상태 계산을 통해 과도기 압력파 전파 특

성을 분석하였으며, 소듐-물 반응의 중․후기 계통 압력변화 분석을 위해서 계통 설계인자

특성을 반영한 SELPSTA의 입력자료를 설정하여 과도 압력의 장기거동을 평가하였다.

KALIMER-600의 SWR 특성분석 결과, 반응 초기에는 계통 설계인자 변화에 의해 계통

의 과도 특성이 크게 영향 받지 않았으나 장기거동으로 진행할수록 증기발생기 상부의

cover gas 체적 및 파열판 개방압력 등의 설계인자 변화에 의해 전반적인 계통의 압력

크기나 변동양상에 많은 영향이 나타남을 확인하였다. 또한, 파열판 개방압력 또는

cover gas 체적 등의 대부분의 KALIMER-600 계통 설계인자가 SWR 발생시 계통 기기

의 건전성을 유지할 수 있도록 적절히 설정되어 있음을 정량적으로 확인하였다. 상대적으

로 많은 불확실성을 포함하고 있는 설계기준 누출량의 변화는 질량 및 에너지 전달 현상이

지배적으로 나타나는 시간대에서 적지 않은 특성 차이를 나타냈으나 계통 파열판 파열 이후

에는 SWRPRS의 특성이 지배적으로 나타나면서 초기 가정에 따른 불확실성을 상당부분 보상

해주는 측면이 있음을 확인하였다.

본 연구에서 수행한 KALIMER-600의 SWR 종합적 특성평가 결과는 파열판 개방압력

설정 및 증기발생기 크기 결정 등을 포함하는 소듐-물 반응사고 방지 및 완화계통 설계

기준을 설정하는데 기본 자료로 활용될 수 있다. 특히, 향후 계통 기기의 구조적 건전성

확보를 위해 보다 다양한 경우를 분석함으로써 IHTS 및 SGS 등의 구체적인 계통 설계

작업에 효과적으로 활용될 수 있을 것으로 기대된다.

- iii -

SUMMARY

(영문요약문)

A sodium-water reaction (SWR) has been considered as one of the most important safety issues to be resolved for designing the steam generator and the related systems of a sodium-cooled fast reactor (SFR). Since the system dynamic responses during a SWR event obviously show different characteristics between the initial wave propagation stage and the long-term period of a bulk motion, its analysis should also be performed for both major events in general. Based on the considerations of fundamental features of SWR phenomena, the whole stage of a SWR event in KALIMER-600 including the initial wave propagation and the long-term mass & energy transfer was evaluated by using the SPIKE and the SELPSTA code, which are developed for solving initial wave propagation phenomena and for considering long-term mass & energy transfer phenomena, respectively. In this study, to simulate the SWR event of KALIMER-600, the procedures of the input parameter preparation for both codes such as geometry data, water/steam leak rate, and hydrogen generation data, etc. are provided, and the pressure transient analyses were made on the basis of organized code systems.

From the evaluation results of the system behavior during the whole period of SWR event, it was found that the system design data such as rupture disk(R/D) break pressure, cover gas volume, and other geometric features does not affect the pressure wave propagation during the initial stage of SWR event up to few milli seconds. However, the effects of design parameters becomes large as time goes by. This is because the mass & energy transfer becomes dominant in the long-term period of SWR event. Based on the sensitivity studies for the system design parameters, it was concluded that the current system design of KALIMER-600 such as the R/D break pressure and the cover gas volume was very feasible for maintaining the integrity of the system components. Although the postulated number of design basis tube rupture in KALIMER-600 includes much uncertainty, the uncertainty can be covered since the varied range of time when a pressure peak value firstly appears is so narrow and the characteristics of SWRPRS is dominant in the long-term period of the event. To this end, the uncertainty caused by the initial assumption of the number of tube rupture is sufficiently covered in the SWR analysis for KALIMER-600.

By using the evaluation results preformed in this study, the guidelines for an appropriate pressure relief system design including R/D break pressure, SG sizing, etc. are also proposed with sufficient considerations of the system design features. It is expected that the results of this study will contribute to the design improvement of SG and IHTS and design optimization of the SWR mitigation system in KALIMER-600 in the future.

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목 차

1. 서 론 ················································································································································· 1

2. 소듐-물 반응사고시의 계통 압력과도 특성 ············································································ 1

3. KALIMER-600 SWR 해석 코드 ······························································································· 2

3.1 SPIKE 코드 ·································································································································· 2

3.2 SELPSTA 코드 ··························································································································· 3

3.3 KALIMER-600 SWR 해석코드 주요 해석모형 ··································································· 4

3.3.1 소듐-물 반응시 전열관 누출모형 ························································································ 4

3.3.2 SWR 수소생성 모형 ············································································································· 10

4. KALIMER-600 SWR 해석 ······································································································· 12

4.1 SWR 초기 압력전파단계 해석 ······························································································· 12

4.1.1SPIKE 코드 입력자료 설정 ·································································································· 13

4.1.2 SPIKE 코드 정상상태 계산 ································································································ 16

4.1.3 SWR 반응 초기 과도 압력특성 분석 ··············································································· 17

4.1.3.1파열판 개방압력 미설정시의 SWR 특성 분석 ······························································ 17

4.1.3.2파열판 개방압력 설정시의 SWR 특성 분석 ·································································· 18

4.1.3.3 Cover gas 체적 변화시의 SWR 특성 분석 ································································ 20

4.1.4KALIMER-150과의 SWR 초기 압력거동 비교 ······························································· 24

4.1.5SWR 압력파 전파현상 해석코드의 적용성 한계 ····························································· 25

4.2 SWR 중․후기 질량유입 및 전달단계 해석 ·········································································· 28

4.2.1 SWRPRS 해석모형 및 입력자료 설정 ············································································· 28

4.2.2 KALIMER-600 SWR 장기거동 분석 ··············································································· 31

4.3 KALIMER-600 설계기준 누출량 민감도 분석 ································································· 36

5. 중간계통 설계압력 설정을 위한 제언 ···················································································· 39

6. 결 론 ·············································································································································· 41

7. 참고문헌 ········································································································································ 42

[부록 I] SPIKE 코드 입력인자 설정 ························································································ 43

I-1 SPIKE 코드 주요 입력변수 정의 (Nomenclature)

I-2 SPIKE 코드 사용자 입력 변수명 및 전산입력 형식

I-3 Calculation Sheet for Branch Data [KALIMER-600 IHTS]

I-4 Structural Data of IHTS Network

I-5 Special Data for Branches and Junctions

I-6 Special Data for System Pressure Transient & Chemical Reaction

I-7 KALIMER-600 SWR 해석용 SPIKE 사용자 입력 (Nominal Case)

- v -

Fig I-1 KALIMER-600 IHX 모델링 수치

Fig I-2. KALIMER-600 중간계통 EMP 모델링 및 설계인자

Fig I-3. KALIMER-600 Steam Generator 모델링 및 수치

[부록 II] SPIKE 코드의 전열관 물/증기 누출 입력모형 ······················································· 82

[부록 III] SPIKE 코드 사용자 입력작성 과정 및 출력문 안내 ············································ 86

[부록 IV] KALIMER-600 소듐-물 반응사고 SPIKE 코드 계산 결과 ······························ 92

[부록 V] SELPSTA 코드 입력인자 ························································································· 101

- vi -

표 목 차

표 1. KALIMER-600 전열관 누출모형 설정을 위한 설계인자 ············································· 8

표 2. SWR 압력전파 특성 분석을 위한 입력자료 (KALIMER-150 & -600) ··············· 24

표 3. SWR 중후반기 분석용 SELPSTA 코드 입력인자 ······················································· 32

그 림 목 차

그림 1. 소듐-물 반응사고 발생시의 전열관 누출모형 ···························································· 4

그림 2. KALIMER-600 SWR 전열관 물/증기 누출 모형 ······················································ 6

그림 3. KALIMER-600 증기발생계통 개략도 ··········································································· 7

그림 4. SWR시의 전열관 물/증기 누출 입력모형 비교 ·························································· 9

그림 5. KALIMER-600 계통 개념도 ························································································ 14

그림 6. KALIMER-600 IHTS 배관 수직 배치도 ·································································· 15

그림 7. KALIMER-600 중간열전달계통의 Branch-Boundary model ···························· 15

그림 8. SPIKE 코드 정상상태 계산 결과 ················································································ 16

그림 9. KALIMER-600 SWR 사고 초기 압력거동 (0~3sec) ············································ 17

그림 10. KALIMER-600 SWR 사고 초기 압력거동 (0～100msec) ································ 18

그림 11. KALIMER-600 SWR 사고 초기 압력거동 (파열판 설치시) ······························ 19

그림 12. Cover gas 체적 변화시의 압력거동 (INX 전열관 ; Branch 27) ···················· 21

그림 13. Cover gas 부피 변화시의 압력거동 (파열판 설치 배관 ; Branch 13) ········· 21

그림 14. Cover gas 부피 변화시의 압력거동 (Cover gas 영역 ; Branch 6) ·············· 22

그림 15. cover gas 체적비에 따른 첨두압력치 변화 ··························································· 23

그림 16. cover gas 체적비에 따른 계통 압력거동 비교 ····················································· 23

그림 17. KALIMER-150 및 KALIMER-600 SWR 압력파 전파현상 비교 ···················· 25

그림 18. SWR시의 부피등가 수소기포 반경 변화 ································································· 26

그림 19. 수소기포 성장에 따른 압력전파 모형 ······································································ 27

그림 20. KALIMER-600 SDT 기하형상 및 크기자료 ························································· 28

그림 21. 소듐배출탱크(SDT) 압력 조절 계통도 ····································································· 31

그림 22. KALIMER-600 SWR 전열관 물/증기 누출량 입력 ············································· 32

그림 23. Cover gas 체적 변화시의 압력거동 ········································································ 33

그림 24. KALIMER-600 SWR 장기거동 - 계통 및 SDT 압력변화 ································ 34

그림 25. KALIMER-600 SWR 장기거동 - 계통 및 SDT 온도변화 ································ 35

그림 26. KALIMER-600 SWR 장기거동 - 소듐 및 기체공간 체적 변화 ······················ 35

그림 27. 양단파단 전열관 개수별 전열관 물/증기 누출량 비교 ········································· 36

그림 28. 설계기준 누출량별 파열판 설치배관 압력요동 비교 ············································ 37

그림 29. 설계기준 누출량별 IHX 전열관 압력요동 비교 ····················································· 37

그림 30. 설계기준 누출량별 cover gas 영역 장기 압력거동 비교 ··································· 38

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1. 서 론

소듐을 냉각재로 사용하는 한국형 액체금속로인 KALIMER[1]의 증기발생계통은 경수로와

유사한 물/증기 사이클을 사용하며, 1차 및 중간열전달계통(IHTS, intermediate heat

transport system)의 전열 매질로 액체 소듐을 사용한다. 일반적으로 소듐은 물이나 공기 등

과는 매우 활발한 반응성을 가지며 폭발성이 있는 수소기체 등을 발생시키기 때문에 소듐 냉

각 액체금속로 설계에서는 증기발생기 내부에서 발생할 수 있는 소듐-물 반응 현상을 방지하

기 위한 다양한 설계상의 고려가 필수적이다. 증기발생기 전열관 누설이 발생하면 고온/고압

의 전열관측 물/증기가 증기발생기 shell 측의 소듐과 급격한 반응을 일으키며, 그 결과로 계

통 내에 압력파 전파현상이 발생하고 계속되는 물/증기 누출로 인한 지속적인 소듐-물 반응

현상에 의해 계통의 압력이 급격하게 증가한다.

이와 같은 소듐-물 반응 현상의 지속적 발생은 부식성이 강한 반응 생성물의 생성 및 이들

반응 생성물이 중간열전달계통 배관을 통하여 압력경계를 이루는 기기나 부품에 유입되어 그

본연의 기능에 문제를 일으킬 소지가 있으므로 이에 대한 대처설비가 필요하다. 소듐-물 반

응 압력방출계통(SWRPRS, SWR pressure relief system)은 이와 같은 소듐-물 반응사고의

영향을 최소화하고 궁극적으로 소듐-물 반응사고를 종결시키는 기능을 수행하는 계통이므로

액체금속로의 안전성 확보 및 대처 설비의 최적 설계를 통한 경제성 확보 차원에서 소듐-물

반응현상의 적절한 평가와 평가 결과를 활용한 소듐-물 반응사고 대처설비에 대한 설계 개념

이 요구된다.

따라서 본 연구에서는 KALIMER-600 증기발생기 및 중간열전달계통(IHTS)에서 발생

할 수 있는 소듐-물 반응사고의 초기 압력파 전파단계 및 장기 압력과도 현상을 평가하

고, 평가 결과를 토대로 중간계통 설계압력 및 파열판 개방압력 설정을 위한 제안사항을

도출하였다. 이를 위해 본 보고서에서는 소듐-물 반응사고 해석 코드인 SPIKE 및

SELPSTA 코드의 해석모형 및 수치적 해석방법을 간략히 소개하고, SWR 해석코드를 활용

한 KALIMER-600 소듐-물 반응사고의 종합적 특성 평가를 수행하였다. 특히

KALIMER-600 증기발생기 상단의 cover gas 체적 및 파열판 개방압력 특성 평가와 설계기

준 누출량 민감도 분석 및 불확실성 특성 평가 등을 연계하므로써 IHTS 설계압력 설정 작업

과 같은 설계 단계에 직접 활용될 수 있도록 하였다.

2. 소듐-물 반응사고시의 계통 압력과도 특성

고온의 액체소듐을 전열매체로 하여 2차측의 급수를 가열하는 KALIMER 증기발생기는 고

온/고압의 급수측 물/증기가 전열관을 사이로 두고 상대적으로 저압인 shell측 액체소듐과 열

교환을 하고 있으므로, 전열관(tube)의 결함이 발생하면 소듐과 물의 직접 접촉에 의한 발열

반응으로 인해 많은 양의 수소가 생성되어 계통의 압력을 급격히 상승시키게 된다. 소듐-물

반응사고는 초기에 급격한 압력파 발생 및 전달 현상인 압력전파단계(wave propagation

- 2 -

phase)에서 중/후반기에는 반응 생성물 및 반응열의 계통 내부로의 유입량 증가로 인한 압력

증가 현상인 질량전달 단계(mass transfer phase)로 전환된다. 특히, 반응 중/후기에는 압력

전파(wave propagation)를 포함하는 초기(수 msec) 급격한 계통과도 현상보다는 파열판

(Rupture Disk) 파열 이후의 소듐-물 반응 압력방출계통(SWRPRS) 및 관련 배관계통 전체에

대한 상대적으로 긴 시간동안(～수 sec)의 계통 압력거동을 중점적으로 다루게 된다.

따라서 KALIMER-600 중간열전달계통의 소듐-물 반응사고 해석을 위해서는 초기 압력전

파 단계와 중․후반기 질량전달 단계를 모두 해석하게 되며, 이들 구분되는 SWR 반응사고 진

행 단계에 대한 해석은 기 수행 연구를 통해 개발된 SWR의 초반기 압력파 해석용 SPIKE 코

드[2] 및 중․후반기 계통 질량유입단계 해석용 SELPSTA 코드[3]를 활용한다. 특히

SELPSTA 코드의 해석시에는 반응 초기에 대한 SPIKE 코드 해석 결과를 초기조건으로 활용

하도록 하여 초기 압력파 전파단계 및 중․후반기 질량유입단계에 대한 해석상의 일관성을 기

할 수 있도록 하고 있다.

3. KALIMER-600 SWR 해석 코드

3.1 SPIKE 코드

SPIKE 코드는 IHTS 및 증기발생기에서 발생하는 소듐-물 반응사고시의 압력파 전달을 분

석하는 도구이다. SPIKE 코드는 계통을 적절한 부분체(branch)들로 나누고 각각의 부분체들

을 연결체(junction)로 연결하여 전체적인 계통을 구성할 수 있도록 개발되었으며 각 부분체

는 다시 작은 노드(node)들로 차분화되어 계산을 수행하게 된다. 연결체는 부분체들 간의 형

상 변화 즉, 급작확대 및 축소 (sudden contraction/expansion)와 같은 경계를 정의하거나

또는 긴 배관의 경우 몇 개의 부분체를 단순 연결하는 기능(dummy connection)을 제공한다.

연결체의 종류는 IHTS 배관계통과 주요 기기나 부품을 모델링할 수 있도록 다음과 같이 크

게 piping fittings과 equipment로 구분할 수 있다.

○ pipe fittings

- dummy connection

- elbow

- closed end

- sudden expansion and contraction

- tee

○ equipment

- far end

- rupture disk

- surge tank

- expansion tank

IHTS 및 증기발생기에 대한 압력파 해석모형에 있어서 사용된 주요 가정은 다음과 같다.

- 3 -

i) 중간열전달계통의 배관은 Hook의 법칙이 따르는 탄성체이다.

ii) 소듐은 단일상으로만 존재한다.

iii) 소듐 유동은 Newtonian fluid 이다.

iv) cavitation은 무시한다.

SPIKE 코드는 시간 및 거리에 대한 특성화 방법을 통해 편미분 방정식을 상미분 방정식화

하여 계산 하며 이와 같은 방법을 사용한 fully explicit 법에 의하여 문제를 풀게 되며 전체

계산 영역에서 수치적 안정성을 위하여 시간간격 Δt와 공간차분 Δx를 조정하면서 계산을 수

행한다[2]. SPIKE 코드에 대한 검증 계산은 일본 PNC의 SWR 축소모형 실험결과[4]와

SPIKE의 계산 결과와의 비교[2]를 통해 수행되었으며, 비교계산 결과 SPIKE 코드는 축소

실험결과를 비교적 타당하게 예측하고 있음이 확인된 바 있다.

3.2 SELPSTA 코드

KALIMER 증기발생기 및 중간열전달계통의 소듐-물 반응사고 중/후반기 해석용으로 개발된

SELPSTA(Sodium-water reaction Event Later Phase System Transient Analyzer) 코드[3]

는 복잡한 소듐-물 반응 현상을 단순화하기 위해서 증기발생기 내부의 전열관 다발에서 누출되는

물과 shell측 소듐과의 반응에 의해 생성되는 수소가 모두 증기발생기 상부의 cover gas 영역으

로 유입되는 것으로 가정하여 반응에 의한 계통의 압력 증가를 cover gas의 압력 증가로 계산할

수 있도록 개발되었다. 이와 같이 해석모형의 단순화를 위하여 증기발생기 shell 측 소듐에 대하

여 비압축성(incompressible), 1차원 비정상 점성유동(one-dimensional unsteady viscous

flow)으로 가정하고, 증기발생기 상부에 위치한 cover gas와 소듐-배출 탱크의 비활성 기체는 이

상기체(ideal gas)로 가정하여 이상기체 방정식을 적용하였다. 또한, 소듐-물 반응사고 중/후반기

특성을 반영하여 파열판(Rupture disk) 개방 이후의 소듐 배출현상 및 물/증기 측과 shell측 소듐

이 격리되어 반응이 종료되는 사고 종료시점 계산 기능을 포함하도록 개발되었다[3].

증기발생기 내부에서의 전열관(tube) 파손으로 인해 고온/고압의 물/증기가 상대적으로 저압인

고온의 액체 소듐으로 유입되면 소듐과 물의 급격한 발열반응으로 인해 많은 양의 수소기체와 에

너지가 생성된다. 이러한 반응은 물리적/화학적으로 매우 복잡한 양상을 나타내므로 반응으로 인

한 영향을 평가하기 위해서는 반응 모형에 대한 적절한 가정이 필요하다. 이를 위해 소듐 상으로

유입되는 물은 모두가 소듐과 반응하여 수소 및 반응 생성물을 형성하므로 수소기포 내부에 수분

은 없는 것으로 가정하였다. 이 때 생성되는 수소의 양은 물에서 수소로의 전환비(Conversion

Ratio)에 의해 결정되며 소듐-물 반응 사고시 계통의 압력 과도는 반응에 의해 생성되는 수소기

포에 의해 가장 지배적인 영향을 받게 된다. 이와 같은 수소 기포의 생성률은 파손된 전열관을 통

한 물/증기의 누출률과 소듐과 반응하는 면적의 함수로 나타낼 수 있으며, SELPSTA 코드의

reaction 영역 해석모형에 의해 정량적으로 계산된다. 이러한 해석모형은 다음과 같은 가정 하에

개발되었다.

i) 소듐과 물은 동일 공간에 존재하기만 하면 그 반응이 순간적으로 일어나며 (Instantaneous

Reaction Model), 소듐상으로 유입된 물은 모두 소듐과 반응한다.

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ii) 미반응의 물/증기는 반응 공간내에 존재하지 않으며, 따라서 수소 기포 내부에 수분은 존재

하지 않는다.

iii) 반응시 생성되는 수소의 양은 물에서 수소로의 전환비(Conversion ratio)의 함수이다.

iv) 반응이 일어나는 동안, 즉 반응에 의해 수소기포가 생성되는 기간(수 msec)동안의 소듐의

유동은 없다. (Stagnant Sodium Flow Model)

SELPSTA 코드는 과도항을 포함하는 cover gas 영역에서의 압력 및 온도에 관한 지배방

정식을 유한 차분법을 사용한 fully implicit 법에 의하여 풀게 되며, 반응 초기 압력전파단계

와 달리 급격한 압력변화가 없는 영역을 다루는 코드이므로 이전 계산 시간대와의 압력차 변

화를 계산하여 계산 시간간격이 자동으로 조절되도록 개발되었다. 이와 같이 단순 해석모형의

적용을 통해 개발된 SELPSTA 코드에 대한 검증 계산은 기 수행 된 바 있는 SWR 물모의 실험

결과[5]와의 비교[6]를 통해 수행되었으며, 비교계산 결과 SELPSTA 코드의 해석모형이 물

모의 실험결과를 적절히 예측하고 있음을 확인하였다.

3.3 KALIMER-600 SWR 해석코드 주요 해석모형

KIALIMER-600에 대한 SWR 해석은 초기 압력파 전파단계 해석용 SPIKE 코드와 반응 중

/후기 준정상상태(quasi-steady state) 해석용 SELPSTA 코드를 사용하여 수행되며, 각 코드

는 상호 보완적인 관계를 갖는다. 따라서, 각 코드의 반응 source 항을 계산하는 해석 모형은

서로 일관성을 가져야 하므로, SWR 압력과도를 결정짓는 대표적인 예인 전열관 물/증기 누출

모형 및 수소 생성모형을 본 절에서 소개하기로 한다.

3.3.1 소듐-물 반응시 전열관 누출모형

SPIKE 코드 및 SELPSTA 코드 계산을 위해 증기발생기 전열관 누출에 대한 기준으로

서 증기발생기 전열관 (내경 1.6cm) 1개가 매우 짧은 시간(1ms)에 양단파단(DEGB,

double-ended guillotine break)되며 1초 후에 부근의 튜브 2개가 추가로 양단파단 되

는 것으로 가정하였다. 이와 같은 가정은 증기발생기 내부의 전열관 1차 누출로 인해 발

생하는 wastage 현상으로 인해 인접 전열관의 2차 손상이 발생한다는 PRISM PSID [8]

의 소듐-물 반응 압력완화계통(SWRPRS)의 설계기준에 근거하였다. 또한 전열관으로부

터의 물/증기 누출 동안 SG 전열관측은 계속하여 정상운전중인 것으로 가정하고 해당 조

건하에서의 물/증기 누출이 발생하는 것으로 가정하여 해석에 보수성을 부여하였다.

time

ConservativeModelLe

ak R

ate

time

InertiaControlled

Model

Leak

Rat

e

(a) (b) (c)

time

Shuttering FlowModel

Leak

Rat

e

그림 1. 소듐-물 반응사고 발생시의 전열관 누출모형

- 5 -

소듐-물 반응사고 발생시 생성되는 수소량은 전적으로 증기발생기 내부 전열관으로부터 shell

측 소듐으로의 물/증기 누출량에 의존한다. 소듐-물 반응에 의한 계통과도 현상은 전열관 파손에

의해 물/증기가 증기발생기 shell측 소듐으로 유입되어 소듐측 계통과도를 유발시키는 현상으로

파손 부위를 통해 누출되는 물/증기는 포화상태의 이상유동으로 존재하며, 일반적으로 시간에 따

른 누출유량 모사를 위해 그림 1과 같은 세가지 물/증기 누출모형이 사용된다[9]. 그림 1(a)의 보

수적 모형(Conservative model)은 파손 부위를 통해 소듐으로 유입되는 물/증기의 양이 파손과

동시에 순간적으로 Choked flow가 된다는 가정 하에 실제보다 많은 물/증기 누출을 예상하는 매

우 보수적인 모델이다. 그림 1(b)의 Shuttering Model은 전열관 파손과 동시에 일정한 속도로 물

이 누출되고 반응에 의한 압력 확장파가 반사되어 단계적으로 증가하는 모델이다. 그림 1(c)의

Inertia controlled model은 전열관의 미세누출로부터 양단파단(double ended guillotine break)

에 의한 대규모 누출로 발전하는 현상을 모사하는 것으로, 파손 부위를 통한 물누출율이 계속 증

가하다가 임계속도에 도달하면 일정한 양의 물/증기 누출이 유지되는 모델이다. KALIMER-600

SWR 해석코드에서는 이와 같은 일반적인 전열관 누출모형을 토대로 KALIMER 증기발생계통의

특성에 맞는 전열관 누출모형을 설정한다.

소듐-물 반응시 전열관으로부터 shell측 소듐으로의 물/증기 누출은 고압의 전열관측 증기와 상

대적으로 저압으로 유지되는 증기발생기 shell측 소듐 간의 큰 압력차로 인해 임계유량으로 가정

할 수 있다. 일반적으로 누출이 발생하는 두 부분의 압력비가 다음 식 (1)과 같은 임계압력비

(critical pressure ratio) 이상이 되면 임계유량으로 취급한다[10].

1

1

2

12 −

+

=

γγ

γcriticalPP

(1)

식에서, P1과 P2는 각각 고압의 전열관측과 상대적으로 저압인 증기발생기 shell측을 의미하며,

γ는 과열증기(superheated steam)의 경우에는 1.3, 포화증기(saturated steam)인 경우에는

1.135의 값을 갖는다[10]. 따라서, 과열증기 싸이클(superheated steam cycle)을 사용하는

KALIMER 증기발생계통의 경우에는 γ가 1.3이 되므로, 임계압력비(critical pressure ratio)는

약 0.546이 된다. 즉, 전열관측 압력이 증기발생기 shell측 압력의 약 2배 이상이 되는 경우에는

임계유량(critical flow)이 발생한다고 볼 수 있으며, 기 수행연구[3] 결과를 참조하면 전열관측

압력과 증기발생기 shell측 압력은 최소한 10배 이상으로 유지되므로, 소듐-물 반응사고 발생시

의 누출되는 증기의 양은 식 (2)와 같은 증기의 임계유량 상관식(critical flow correlation)을 통

해 계산할 수 있다[11].

)195.430(62708.1253.0−××⋅×

=g

tubetubeleak h

APm&

(2)

식에서, Ptube 및 Atube는 각각 전열관측 증기의 포화 압력과 전열관의 파단 단면적을 의미하며,

hg는 해당 조건에서의 증기의 엔탈피(enthalpy)이다. SPIKE 코드에서는 그림 1(a)의 보수적 모

- 6 -

형(conservative model)을 적용한 물/증기 누출모형을 사용하고 있다. 반응 초기의 물/증기 누출

은 반응과 거의 동시인 1msec에 1개의 전열관이 순간적으로 양단파단(double ended guillotine

break)되는 것으로 설정되었으며, 이는 소듐-물 반응사고 계통 해석에서 사용되는 대규모 물누출

을 모사하기 위한 일반적인 접근방법이므로 충분한 타당성을 지닌다. KALIMER 증기발생기 전열

관측 운전조건은 증기온도 503.1oC, 압력 16.5MPa이며[1] 이 조건에서 choking flow가 발생하

므로, 이를 식 (2)에 대입하면 1개의 전열관 양단파단(double ended guillotine break) 경우의 물

/증기의 임계유량은 7.53kg/sec 가 된다. 즉, 그림 2와 같이 초기 "0"누출상태에서 반응 시작과

동시에 1msec에 누출량이 7.53 kg/sec가 되고, KALIMER 소듐-물 반응사고의 설계기준 사고로

설정되어 있는 전열관 3개 동시 양단파열(3-double ended guillotine break ; 3DEGB) 모사를

위해 반응 후 1초부터는 22.60kg/sec의 누출량으로 확장되는 비례 개념의 누출량 변화가 되도록

입력수치를 설정하였다. 이는 KALIMER-600 증기발생기 설계자료 변경과 함께 reaction

bubble 모형이 가진 한계성을 극복하기 위하여 최대 누출량 도달 시점을 좀 더 현실적인

시간대로 조정한 결과이다[12].

1ms 1s

22.60

7.53

Tube leak rate

(kg/s

ec)

time

그림 2. KALIMER-600 SWR 전열관 물/증기 누출 모형

한편, 소듐-물 반응사고 초기 압력전파단계(wave propagation stage) 해석용 SPIKE 코드

와 병행하여 사용할 수 있도록 개발된 중/후반기 계통 해석용 SELPSTA 코드는 전열관 누출

량이 설계기준사고(Design Base Event)에 도달하는 반응 시작후 1초 경과시점부터 계산을

시작한다. 따라서, SELPSTA 코드 계산의 초기조건은 SPIKE 코드에서 사용되는 반응시작

후 1초 경과시점에서의 전열관측 물/증기 누출량 및 계통의 압력이며, 이를 토대로 전열관측

급수격리(feed water isolation) 및 질소기체 주입에 의한 전열관측 반응요인 격리를 고려하

여 계산을 수행한다.

급수측 반응요인 격리는 그림 3의 증기발생계통 개략도를 통해 알 수 있다. 즉, 전열관 누출

에 의한 소듐-물 반응이 감지되면 급수 차단밸브(feed water isolation valve)가 닫혀 전열

관으로의 급수공급을 차단시키고 급수 방출밸브(water dump valve)를 개방하여 전열관 내

부의 물/증기를 급수배출탱크(water dump tank)로 방출하며, 증기 출구측에 위치한 질소저

장탱크(nitrogen storage tank)로부터 전열관 내부로 질소기체를 주입하여 전열관 내부의

수분을 모두 제거함으로써 전열관측 반응요인을 완전히 제거하도록 설계되어 있다[1].

- 7 -

N2Storage

Tank

NitrogenSupply Valve

SteamIsolation Valve

Turbine

WaterDump Valve

SteamStop Valve

SGAuxiliaryWaterTank

AWTStop Valve

to IHX

from IHX

SWRPRSWater Dump

Tank

그림 3. KALIMER-600 증기발생계통 개략도

급수측 격리시간(isolation time)은 반응 감지 후 30초이며, 급수격리 밸브 차단 이후 약 60

초 경과 후에 질소기체의 주입에 의해 전열관 내부가 완전히 건조되도록 설계되어 있다[1].

따라서, 소듐-물 반응사고 중/후기 전열관 누출 시나리오는 반응 시작후 1초 경과 시점부터

3-DEGB에 해당하는 22.60kg/sec로 유지되는 초기 누출량이 30초경과 시점부터는 급수측

격리에 의해 서서히 감소하기 시작하고, 이 후 전열관 내부로의 질소기체 주입에 의해 급수

측 반응요인이 완전히 제거되는 약 90초 경부터는 더 이상의 물/증기 누출이 발생하지 않는

것으로 설정하였다. 본 분석에서는 이와 같은 급수측 격리 시나리오에 근거하여 전열관 누출

모형을 시간의 함수로 설정하였다. 즉, 식 (2)에서와 같이 전열관의 물/증기 누출은 전열관

내부압력의 함수로 주어지므로, 급수밸브 차단 이후의 전열관측 압력은 정상운전중의

16.5MPa에서 전열관 내부의 질소기체 주입시의 압력인 2MPa까지 시간에 대하여 선형적으

로 감소하는 것으로 가정하였다. 실제로 급수측의 격리 밸브가 닫히는 시간 동안은 전열관

내부의 증기 온도와 압력이 변할 것으로 예상되지만, 해석의 단순화 및 보수성을 위해 전열

관측 증기의 온도는 정상운전중의 온도와 압력으로 일정한 것으로 설정하고, 급수측 격리밸

브 차단 시점 이후부터는 전열관 내부에 존재하는 물/증기가 증기발생기 shell측으로 방출되

면서 전열관 내부의 압력만이 선형적으로 감소하는 것으로 가정하였다. 따라서 전열관측 압

력의 시간에 대한 변화는 식 (3)과 같이 나타낼 수 있으며, 이와 같이 설정된 압력 변화를 식

(1)에 대입하면, 물/증기 누출량 변화는 식 (4)와 같이 설정할 수 있다.

- 8 -

][)()(

)( 212 MPatt

ttPP

PP dryisolationdry

tube −⋅−−

−=(3)

−⋅−−

−⋅−⋅

⋅= )()(

)()()2( 21

232

11dry

isolationdryg

tubeDEGBleak tt

ttPP

PCh

ACC

m&(4)

식 (3)에서, Ptube는 전열관측 압력이며, P1과 P2는 각각 정상운전중의 전열관측 증기압력

과 질소기체 주입시의 전열관측 질소기체 압력을 의미한다. 또한, t isolation과 t dry는 각각 급수

측 격리밸브 차단 시간과 질소기체 주입으로 인해 전열관측 반응요인이 완전히 제거되는 시

간이다. 식 (4)에서, mleak1DEGB는 1개의 전열관이 양단 파단되는 경우의 물/증기 누출량이며, 상

수 C1, C2 및 C3는 식 (2)의 값과 동일하다. 또한, 전열관 내부의 수분이 모두 제거되는 시간

인, t dry 이후부터는 물/증기의 누출이 0이 된다. 따라서, 소듐-물 반응사고 발생시의 초기 압

력전파단계(wave propagation stage) 이후, 중/후반기 전열관 누출량 변화는 식 (5)와 같이

나타낼 수 있다.

≥

<≤×=

)(,0

)(,1

dry

dryoDEGB

leakDEGB

leak

ttfor

tttformNm

&&

(5)

식에서, NDEGB는 KALIMER 설계기준사고(Design Basis Event)인 3개의 전열관이 양단

파단되는 경우를 고려하기 위한 것으로 N DEGB=3이며, KALIMER-600 증기발생기 전열관

의 물/증기 누출과 관련된 설계인자를 표 1에 정리하여 제시하였다.

표 1. KALIMER-600 전열관 누출모형 설정을 위한 설계인자

Parameter Unit Value Description1P MPa 16.5 Steam-side nominal pressure2P MPa 2.0 Tube-side pressure after water/steam clearing

isolationt sec 30 Feed water isolation timedryt sec 90 Water/steam dumping time in tube-side

DEGBN - 3 Number of tube failure (guillotine break)DEGBA m2 2.011E-

4 Leak area of tube ( tubeA×2 )watersteamm /& kg/sec 22.60 Total leak rate of water/steam

이와 같은 관계를 통해 소듐-물 반응사고 발생시의 과도기 전열관측 압력변화 및 이에 따

른 전열관 물/증기 누출률을 시간에 대하여 도시하면 그림 4와 같다. 그림4(a)의 실선은 전열

관측 압력변화를 도시한 그림으로서 계산시작 시간( t o) 이전에는 전열관측 압력이 정상운전

- 9 -

중 압력인 16.5MPa로 일정하며, 시간 t o와 급수측 차단밸브가 완전히 닫히는 시간( t isolation)

까지도 전열관측 증기 압력이 16.5MPa로 일정하게 유지됨을 볼 수 있다. 실제로 급수측 차

단 밸브가 닫히기 시작하면 밸브의 개도에 따라 그림 4(a)의 점선과 같이 증기압력의 변화가

나타날 것으로 예상되지만, 앞서 기술한 바와 같이 계산의 단순화 및 보수성을 위해서 그림

4(a)의 실선과 같이 t isolation까지는 압력이 일정한 것으로 설정하였다. 또한, t isolation부터 t dry

까지는 정상운전 압력인 16.5MPa에서 전열관측 반응요인 제거를 위해 주입하는 질소기체

압력인 2.0 MPa[1]까지 선형적으로 감소하는 구간을 모사하고, 이후부터는 주입된 질소기

체 압력으로 일정하게 유지되도록 설정하였다. 전열관측 증기 압력변화에 의해 계산되는 과

도기 물/증기 누출률 변화는 그림 4(c)의 반응요인 차단모형(reactant isolation model)과 같

으며, 기존의 대략적인 물/증기 누출모형과의 비교를 위해 동일 시간대에 대한 보수적 모형

(conservative model)을 그림 4(b)에 비교하여 도시하였다. 그림 4(b)의 보수적 모형은

급수측 반응요인 격리와 상관없이 증기발생기 shell측 소듐의 방출로 인한 소듐측 반응요인

격리시점( t leak,end)까지 전열관의 물/증기 누출이 계속되는 것으로 설정하는 반면, 반응요인

차단모형은 그림에서 4(c)와 같이 초기 3DEGB에 해당하는 물/증기 누출률이 급수가 완전히

차단되는 시간( t isolation)까지 지속되고, 이후부터는 전열관측 압력감소에 비례하여 전열관 내

부에 남아 있는 물/증기의 누출량이 선형적으로 감소하는 경향을 보인다. 전열관 누출량의

선형감소는 전열관 내부로 질소기체를 주입하여 전열관측 반응요인을 완전 차단하는 시간

( t dry)까지 계속되고, t dry 이후부터는 반응요인이 완전히 제거되어 누출량은 0이 된다.

(a) water/steam side Pressure Variation

(b) Conservative water/steam Leak model

(c) Reactant isolation model

1 msec to tisolation tdry tleak,end

P1

P2

Pres

sure

(MPa)


m'1

m'o

mas

s flo

w r

ate

(kg/sec)


m'1

m'o

m'2

(kg/sec)

mas

s flo

w r

ate

그림 4. SWR시의 전열관 물/증기 누출 입력모형 비교

- 10 -

이와 같이 소듐-물 반응시의 반응요인 중 하나인 전열관측 급수차단 시나리오를 고려하여

설정한 전열관 누출모형은 그림 4(b)와 같은 기존의 보수적 모형과 비교하여 수소 발생량을

상당히 현실화할 수 있을 것으로 예상되며, 그림 4(b)의 보수적 모형(conservative model)

은 급수차단 실패 등과 같은 계통 오작동시 지속적인 반응이 일어나는 경우에 적용될 수 있

을 것으로 예상된다. KALIMER-600 SWR 전 기간 해석에서는 그림 4(c)의 실제 전열관 물/

증기 누출모형을 적용하여 분석을 수행하였다.

3.3.2 SWR 수소생성 모형

소듐과 물의 화학반응은 매우 복잡한 물리적 현상으로 여러가지 반응의 형태로 나타나며,

반응 생성물 역시 기체, 액체 및 고체의 다양한 형태로 존재한다. 이들 반응생성물 중 기체생

성물의 대부분을 차지하는 수소는 소듐-물 반응사고 발생시 계통 열수력 거동에 가장 지배

적인 영향을 나타낼 것으로 예상되므로, 소듐-물 반응 해석시에는 복잡한 물리적/화학적 현

상으로부터 반응에 의해 생성되는 수소의 양을 계산하기 위한 적절한 수소생성모형의 설정

이 필요하다. 현실적으로, 소듐과 물의 화학반응에 의해 생성되는 수소의 양을 정확히 계산

하기는 매우 어렵다. 따라서 대부분의 소듐-물 반응사고 해석코드의 수소생성모형은 전열관

의 물/증기 누출량을 기준으로 물/증기에서 수소기체로의 전환비(conversion ratio)를 사용

하여 수소의 양을 계산하는 개념이 일반적으로 사용되며, 이러한 전환비는 소듐-물 화학반

응의 반응계수 계산을 통해 설정된다[13]. SPIKE 코드나 SELPSTA 코드의 수소생성모형과

관련된 화학반응 계수로는 물에서 수소기체로의 몰단위 전환비(steam to hydrogen molar

conversion ratio) 및 질량변환계수(mass conversion factor) 등이 있으며, 특히 반응에 의

해 생성되는 수소기체의 질량 계산에 직접적으로 사용되는 질량변환계수는 다양한 소듐-물

화학 반응식에 근거하여 계산되는 반응빈도상수 (reaction frequency constant)에 의해 결

정된다.

증기발생기 전열관측 물/증기의 누출에 의해 발생하는 소듐과 물의 반응현상은 다양한 화

학반응 형태를 나타낸다. 이들 화학반응 중에서 가장 주된 반응은 식 (6)의 형태로 나타나며,

식 (6)의 화학반응 이후에도 식 (7) 및 (8)의 형태로 전열관 물/증기 누출에 의한 지속적인 화

학반응이 일어난다[13].

22 21 HNaOHOHNa +→+

(6)

NaHHNa →+ 221

(7)

22 21 HONaNaOHNa +→+

(8)

이들 화학반응 중, 반응에 참여하는 여분의 소듐이 충분히 존재하고 소듐의 온도가 320oC

이상으로 유지되는 경우에는 식 (6)과 식 (8)의 화학반응을 합성하여, 식 (9)와 같이 나타낼

수 있다[14].

- 11 -

2222 HONaOHNa +→+ (9)

실제로 증기발생기 내부에서의 소듐-물 반응은 물리적/화학적으로 매우 복잡한 현상이며,

반응부위 및 반응과정에서 외부적인 요인에 의해 많은 영향을 받게 되므로 위의 다양한 화학

반응 중에서 어떤 반응이 일어날지는 정확히 예측할 수 없으나, 다양한 연구를 통해 주로 식

(6) 및 식 (9)와 같은 2가지 형태의 화학반응이 경쟁적으로 일어난다고 알려져 있으므로

[13][14], 소듐-물 반응사고 해석은 주로 식 (10)과 같은 형태의 반응에 대해 이루어지고

있다.

ββ−+→+

+→+121

2

22

222

HNaOHOHNaHONaOHNa ( 10 ≤≤ β ) (10a)

222 )1(21)1()1( HNaOHONaOHNa ββββ ++−+→++ (10b)

여기서, β는 반응빈도상수(reaction frequency constant)로 0에서 1 사이의 값을 갖는다.

즉, 식 (10a)의 두가지 반응을 통해 생성되는 수소의 양이 서로 다르므로 이 두가지 반응에

대하여 수소 생성량을 적절히 계산하기 위하여 반응빈도상수를 도입하였다. 식 (10a)의 두

가지 반응을 반응빈도상수, β를 이용하여 단일 반응식으로 나타내면 식 (10b)와 같이 표현되

며, 이 반응식에서 알 수 있듯이 물 1 mole을 기준으로 반응에 참여하는 각각의 반응물과 생

성물을 mole 단위로 비교하여 나타내면 다음과 같다.

+−

+⋅

)1(:)1(:

:)1(21:

2

2

ββ

ββ

NaNaOH

ONaH

(11)

여기서, NaOH, Na 2O, Na 등의 고체 및 액체 생성물은 H2와 같은 기체 생성물에 비해 상대

적으로 반응시의 계통 열수력 거동에 큰 영향을 미치지 않을 것으로 예상된다. 따라서, 계통

압력거동에 주된 영향을 미치는 수소기체의 생성량에 대한 화학양론적 반응상수

(stoichiometric reaction constant), α를 이용하면 식 (11)의 반응빈도상수( β)는 식 (12)와

같이 계산된다.

12 −= αβ (12)

여기서, α는 소듐과 물의 화학반응시 생성되는 수소의 양을 계산하기 위한 일종의 mole 단

위 전환상수(molar conversion factor)로 현재까지 실험을 통해 국외에서 수행된 문헌 [13]

을 참조하면 물 1mole당 0.7mole의 수소가 생성하는 것으로 보고되고 있으므로, 반응빈도

상수(reaction frequency constant), β는 식 (12)에 의해 0.4가 된다.

소듐-물 반응시 생성되는 수소기체의 질량은 전열관의 물/증기 누출유량을 토대로 계산되

며, 물/증기에서 수소기체로의 질량변환계수는 앞서 계산된 반응빈도상수를 이용하여 계산

- 12 -

된다. 즉, 식 (11)의 관계를 이용하여 반응에 참여하는 각 반응원소와 생성원소의 양을 질량

기준으로 나타내면, 물에서 수소로의 질량단위 전환계수 (steam to hydrogen mass

conversion factor)는 식 (13)과 같이 표현된다. 식에서 M은 각각의 반응물 및 생성물의 분

자량을 의미한다.

⋅=⋅+=

⋅−⋅=⋅−=

⋅−=⋅=

⋅=⋅+⋅=

OH

Na

OH

NaNamass

OH

NaOH

OH

NaOHNaOHmass

OH

ONa

OH

ONaONamass

OH

H

OH

HHmass

MM

MM

C

MM

MM

C

MM

MM

C

MM

MM

C

22

22

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2

2)1(

)1(2)1(

)12(

)1(21

,

,

,

,

αβ

αβ

αβ

αβ

(13)

식 (12)에 의해 계산된 반응빈도상수( β)를 식 (13)에 대입하면 물/증기에서 수소기체로의

질량변환계수( C mass,H 2)는 약 0.08이 된다. 즉, 소듐과 물의 화학반응에 참여하는 반응물을 질

량 단위로 계산하면, 물 1g은 약 1.79g의 소듐과 반응하여 약 0.08g의 수소를 발생시키는 것

으로 계산된다. 따라서, 반응에 의해 생성되는 수소기체의 질량은 물/증기에서 수소기체로의

질량변환계수( C mass,H 2)를 이용하여 식 (14)와 같이 계산되며, 질량 변환계수는 물/증기에서

수소기체로의 몰단위 전환비(molar conversion ratio), α의 함수로 입력되도록 모형화 하였

다. 식에서, mPRH와 mleak은 각각 반응에 의해 단위 시간당 생성되는 수소질량과 전열관으로

부터 누출되는 물/증기의 누출유량 (leak rate)을 의미한다.

leakOH

HleakHmassPRH m

MM

mCm &&& ⋅⋅=⋅=2

2

2, α(14)

이 값을 SPIKE 및 SELPSTA 코드 입력으로 적용하여 소듐-물 반응 초기 압력파 전파단계

및 중․후기 준 정상상태 계통 안력거동 특성을 평가하므로써 서로 다른 두가지 코드를 이용한

KALIMER-600 SWR 전 기간 분석에 있어서 해석의 일관성을 부여할 수 있도록 하였다.

4. KALIMER-600 SWR 해석

앞서 기술한 KALIMER-600 SWR 해석코드의 소듐-물 반응영역의 구체적인 해석모형을

토대로 SWR 초기 압력파 전파현상 및 준정상상태 압력거동에 대한 특성 평가를 수행하고 그

결과를 기술하였다.

4.1 SWR 초기 압력전파단계 해석

KALIMER-600 IHTS 및 SG에서의 소듐-물 반응으로 인한 IHX 전열관 압력 및 계통

내부 각 배관에 가해지는 첨두압력을 계산하기 위해 KALIMER-150 소듐-물 반응 현상

을 해석한 기 수행 연구의 방법론[7]을 통해 2004년도에 새롭게 설계된 KALIMER-600

- 13 -

IHTS 및 SG 설계자료를 활용하여 소듐-물 반응사고 초기의 압력파 전파단계 해석용

SPIKE 코드 입력자료를 생산하고 SWR 특성을 평가하였다.

4.1.1 SPIKE 코드 입력자료 설정

KALIMER-600은 그림 5와 같이 풀형 1차계통과 서로 독립적인 2개의 중간열전달계

통으로 구성된 발전소로써 각 루프는 중간열교환기 2대와 전자펌프 1대, 증기발생기 1

대, 소듐배출 탱크, 그리고 연결배관 등으로 이루어져 있다.

KALIMER-600에 대한 SPIKE 코드의 입력자료 계산을 위해서 IHTS 계통을 모두 44

개의 branch와 43개의 junction으로 나누고 이에 연결된 기기(component) 성분으로서

cover gas를 나타내는 expansion tank와 증기발생기 하단의 파열판(rupture disk)을 각

각 정의하고 파열판에 연결된 소듐배출탱크(SDT)는 cover gas 영역과 동일 압력으로 유

지되는 surge tank로 모형화 하였다. SPIKE 코드 입력계산을 위한 KALIMER-600

IHTS 배관의 배치개념은 그림 6과 같으며, 그림 7에 도시한 전체적인

Branch-Boundary 모형을 토대로 계통을 Branch & Junction 개념으로 모델링하였다.

이를 통해 계산한 IHTS 및 증기발생기 shell측에 대한 SPIKE 입력 계산서 및 각각의

Branch와 Junction에 관한 입력수치 및 형태(Type)를 [부록 I]에 상세히 정리하였다. 특

히, 앞서 SWR 해석모형 부분에서 기술한 바 있는 SWR 반응빈도 상수 및 전열관 물/증

기 누출 입력모형에 사용되는 입력 등을 [부록 I]의 I.6에 제시하여 SWR 중․후기 계통

해석용 SELPSTA 코드의 입력자료 작성시 활용함으로서 SWR 전기간 해석에 일관성을

유지하도록 하였다.

- 14 -

그림 5. KALIMER-600 계통 개념도

- 15 -

IHX

IHX

SG

XY

Z

IHTSPump

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

23

24

25

26 27

28

29

3036

37

42

41

40

38 39

32

3334

35

43

31

Branch-boundary model for KALIMER-600

1

2

3

45

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

222324

25

26

27

28

29

30

31

32

33

34

35

36

37

38

39

40

41

42

43

44

그림 6. KALIMER-600 IHTS 배관 수직 배치도

1 42

2 3

45

32

33 34

35

6 7

8

9

10

11

12

13

141517

18

19

2021

2223

242530

26

27

29

28

3742

38

39

41

40

3643

31

1

23

4

5

6

7

8

9

10

11

1213

1415

17

18

19

20

21

22

23

24

25

26

27

28

29

30

30

3233

3435

43

36

37

38

39

40

41

42

43

31

4344

31

1616

30

Branch-boundary model for KALIMER-600

그림 7. KALIMER-600 중간열전달계통의 Branch-Boundary model

- 16 -

4.1.2 SPIKE 코드 정상상태 계산

SPIKE 코드를 사용하여 소듐-물 반응 현상을 계산하기 위해서는 모델링된 중간열전달

계통에 대한 정상상태 (Steady State) 해를 먼저 계산할 필요가 있다. 이 과정은 초기에

사용자 입력으로 주어진 계통 내 각 부분에서의 압력에 대한 불확실성을 최소화하기 위

한 것으로, 정상상태 계산을 통해 전열관 누출이 없는 상태에서 전체적인 IHTS 및 SG

각 부분에서의 압력균형 (pressure balance)을 맞추기 위한 과정이다. 이와 같은 정상상

태 계산에 영향을 미치는 인자로는 각 배관에서의 마찰계수, 초기 유속, 그리고 중력에

의한 영향 등을 꼽을 수 있으며, 특히 SWR 피동 방어개념의 도입에 따른 IHTS 배관의

수직적 위치차가 크기 때문에 KALIMER-600 IHTS의 정상상태 계산에서는 중력의 영향

이 매우 크게 나타나므로[7], 중력 등에 의한 초기 압력분포를 평형상태에 가까운 값으

로 만들기 위해 정상상태 계산을 별도로 수행하는 것이다. 정상상태 계산은 증기발생기

의 전열관으로부터의 물/증기 누출이 없는 것으로 가정한 “0”누출 상태에 대하여 적절한

시간 동안의 과도계산을 수행함으로써 얻을 수 있으며, KALIMER-600에 대한 계산에서

는 대략 50초 정도의 과도계산으로 정상상태 해를 얻을 수 있었다. 이와 같이 얻어진 정

상상태 계산 결과는 restart file을 통해 SWR 과도계산의 초기 조건으로 사용된다. 그림

8은 KALIMER-600 IHTS 및 SG 설계자료를 토대로 계산된 SPIKE 입력자료를 적용하

여 50초까지의 계통 각 부분 압력거동을 도시한 그림이며, 그림에서 표시한 각 Branch

에 대한 설명은 [부록 I]에 상세히 제시되어 있다.

0 10 20 30 40 50-2.0

-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

Steady State for SPIKE calculation

Branch 23 Branch 24 Branch 27 Branch 30 Branch 31 Reaction Bubble

Branch 6 Branch 13 Branch 17 Branch 19 Branch 22

Pres

sure

(M

Pa)

time (sec)

그림 8. SPIKE 코드 정상상태 계산 결과

그림에서와 같이 비평형 초기 상태에서는 수직 위치 차이로 인한 압력 요동이 매우 심

각하므로, 소듐-물 반응 해석을 시작하기 전에 계통 내에 이와 같은 초기 비평형에 의한

교란을 제거할 필요가 있음을 초기 정상상태 해석에서 알 수 있다. 본 해석에서는 초기

50초간의 계산을 통하여 매우 안정한 정상상태의 조건을 얻을 수 있었으며, 이를 활용하

여 과도계산을 수행하였다.

- 17 -

4.1.3 SWR 반응 초기 과도 압력특성 분석

KALIMER-600의 SWR 분석을 위해서는 우선 파열판 개방압력이 설정되지 않은 경우

에 대한 분석이 요구된다. 이는 파열판이 개방되지 않는 경우의 IHTS 압력거동이 실질

적인 IHX 전열관 및 IHTS 배관 각 부분에서 SWR로 인해 겪게 되는 극단적인 하중에

해당하기 때문이다. 또한 파열판 개방이 없는 경우에 대한 정량적 평가를 통해 계통 전

체의 압력변화 경향을 관찰하여 파열판의 개방압력 설정의 기준을 제공할 수 있다. 따라

서 본 분석에서는 파열판이 작동하지 않는 경우와 파열판 개방압력을 적용한 경우에 대

해서 분석을 수행하고 SWR 특성을 평가하였다.

4.1.3.1 파열판 개방압력 미설정시의 SWR 특성 분석

소듐-물 반응으로 인한 계통의 압력거동을 평가함에 있어서 가장 극단적인 경우라고

판단되는 것으로서 파열판이 작동하지 않는 계통을 생각해 볼 수 있다. 이 경우의 계통

압력 거동은 초기에는 매우 급격한 변화를 거쳐 지속적으로 증가하는 형태를 가질 것임

을 예상할 수 있다.

그림 9는 SWR 시작후 3초까지의 과도압력 계산 결과로, 압력파의 전달 특성으로 인해

각 branch 별로 다소의 압력진동(oscillation)이 있긴 하지만 IHTS 모든 branch 들에서

전체적으로 유사한 경향의 압력증가가 나타남을 알 수 있다. 특히, 반응영역의 압력이 초

기 첨두압력을 형성하면서 상대적으로 큰 주기로 압력이 상승하고 있으며, 파열판 설치

배관은 초기 첨두압력 이후 매우 짧은 주기로 압력이 진동하면서 점차적으로 반응영역의

압력 경향을 따르며 증가함을 알 수 있다.

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5without Rupture Disk

Reaction Bubble

Branch 6 Branch 13 Branch 17 Branch 19 Branch 22 Branch 23 Branch 24 Branch 27 Branch 30 Branch 31 Reaction Bubble

Pres

sure

(M

Pa)

time (sec)

그림 9. KALIMER-600 SWR 사고 초기 압력거동 (0~3sec)

그림 10은 이와 같은 압력 경향을 초기 100msec까지만 확대하여 도시한 그림으로 압

- 18 -

력변화 분석시 가장 중요한 영역 중의 하나인 IHX 전열관 (Branch 27)에서의 압력 역시

초기에 진동하며 점차 증가하긴 하지만 초기 첨두압력에 의해 계통 기기의 구조적 건전

성 확보를 위해 설치하는 파열판의 개방 압력인 1.5MPa에는 미치지 않음을 볼 수 있다.

이는 SWR에 의한 초기 첨두압력의 영향이 IHX 전열관 건전성에는 큰 영향이 미치지 않

음을 의미한다. 또한 각 branch에서의 압력변화 경향을 관찰한 결과, IHTS 배관 중 저

온 소듐의 유동으로 인해 상대적으로 큰 밀도를 가지고 있는 저온관 (cold-leg)에서 비

교적 큰 압력진동을 보이고 있으며 IHX의 lower plenum을 지난 IHX 전열관이나 고온관

(hot leg)에서는 상대적으로 작은 크기의 압력진동을 나타내지만 그 차이는 크지 않고,

전반적으로 유사한 경향을 보이고 있음을 알 수 있다.

0 20 40 60 80 100-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5without Rupture Disk

Reaction Bubble

Branch 6 Branch 13 Branch 17 Branch 19 Branch 22 Branch 23 Branch 24 Branch 27 Branch 30 Branch 31 Reaction Bubble

Pres

sure

(M

Pa)

time (msec)

그림 10. KALIMER-600 SWR 사고 초기 압력거동 (0～100msec)

이와 같은 분석은 모두 파열판 개방압력을 설정하지 않은 경우에 대한 평가 결과로서

계통 내부 기기의 극단적 하중을 알아보기 위한 평가이며, 따라서 물리적 현상과는 차이

가 날 수 있다. 또한 초기 첨두압력 발생 직후 계통 내의 일부 branch에서 음의 압력이

계산되는 것은 SPIKE 코드가 wave에 대한 세 가지 특성곡선[2] 중 material 곡선을 계

산하지 않고 단지 일정한 밀도를 유지한다는 가정에 의해 계산을 수행하기 때문인 것으

로 판단되며, 초기 압력파 전파현상이 전반적인 압력 변화 및 첨두압력치에 관심을 두는

것이므로 물리적 의미를 크게 부여할 필요는 없을 것으로 보인다.

4.1.3.2 파열판 개방압력 설정시의 SWR 특성 분석

KALIMER-600 IHTS에는 SWR 사고시 발생하는 첨두압력으로부터 계통 내부기기 건

전성 손상 방지를 위해 증기발생기 하단에 파열판(rupture disk)를 설치한다. 이와 같은

파열판 개방압력은 앞서 기술한 파열판 미설치시의 압력거동 평가 결과로부터 설정할 수

있다. KALIMER-600 SWR시의 초기 과도압력 분포를 도시한 그림 9와 같이 초기 첨두

압력에 의한 계통 과압은 파열판이 개방될 것으로 예상되는 SWR 발생후 2초 이내에서

- 19 -

파열판 설치 배관 (Branch 13 ; 파열판 설치 전단)을 포함하여 대부분 1.5MPa 이하로

분석되었다. 또한, 반응영역에서 생성되는 수소기포의 압력은 순간적으로 약 2.5MPa까지

증가하지만 파열판이 설치된 배관(branch 13)의 압력은 1.2MPa 이하로 유지되어 초기

첨두압력에 의해서는 파열판이 개방되지 않는 것을 볼 수 있다. 따라서 미세한 전열관

누출에 의해 정상운전 중 의도하지 않게 파열판이 개방되는 것을 방지하기 위하여 계통

의 파열판 개방압력을 1.5MPa로 설정할 수 있다. 이 값은 추후 IHTS 기기 건전성 평가

결과로부터 수정될 수 있는 값이지만 일단 KALIMER-600 SWR 전 기간 분석을 위한

파열판 설정 압력으로 적용하여 분석을 수행하기로 한다. 그림 11은 파열판 개방압력을

1.5 MPa로 설정한 경우에 대한 KALIMER-600 SWR 초기 계통 압력 거동을 도시한 그

림으로, 파열판이 개방되는 시점 (P=1.5MPa)에서 대부분의 branch에서의 압력이 주기성

을 유지하면서 급격히 감소함을 볼 수 있다.

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8R/D set pressure = 1.5 MPa

Rumture disk break pressure (1.5MPa)

Cover Gas (Branch 6) R/D pipe line (Branch 13) IHX tube bundle (Branch 27)

Pres

sure

(M

Pa)

time (sec)

그림 11. KALIMER-600 SWR 사고 초기 압력거동 (파열판 설치시)

그림에서와 같이 반응 초기 계통 압력 진동은 파열판 개방 전까지 지속적으로 증가하

는 추세이며, 파열판 개방과 동시에 급격히 감소하는 경향을 나타낸다. 특히, 파열판 설

치배관 (branch 13)에서의 압력은 파열판 개방과 동시에 급격히 감소하지만, cover gas

영역과 IHX 전열관 영역에서의 압력 거동은 감소 시점이 약 100msec 정도 지연되어 나

타남을 볼 수 있다. 이는 파열판 파열 지점과 cover gas 또는 IHX 전열관 부분이 거리

상 떨어져 있어 압력파의 전달 시간에 약간의 차이가 있기 때문이며 물리적으로는 적절

한 것으로 판단된다. 또한, 파열판 파열 직전에 IHX 전열관 부분의 압력이 파열판 개방

압력 이상으로 증가하는 경향을 보이긴 하지만 이는 압력진동 과정에서 일시적으로 나타

난 현상으로 그 에너지가 그리 크지 않으므로 기기 건전성 측면에서 큰 문제는 없지만,

이러한 점을 고려하여 계통의 파열판 개방압력은 IHX 전열관의 건전성 유지를 위한 설

계압력 이하로 설정하는 것이 적절할 것으로 판단된다. 이와 유사한 경우로서 파열판 개

방 압력을 두배 높은 3.0 MPa로 설정하는 경우에도 그림 11의 결과가 동일하게 적용되

- 20 -

는 것으로 조사되었다. 즉, 파열판 개방 설정압력의 차이로 인한 파열판 개방시간 차이로

인해 계통이 겪는 압력변화는 매우 다르지만 일단 계통 압력이 파열판 설치 배관을 통해

개방되면 전반적인 계통거동은 거의 유사한 양상으로 변화함을 확인할 수 있었다.

이는 SWR시의 계통 압력 거동이 전적으로 파열판 개방압력에 의해 결정됨을 의미하는

것으로, 파열판 개방압력의 설정에 의해 IHTS 배관 및 기기의 건전성이 직접적으로 영

향을 받게 됨을 의미한다. 즉, 본 분석 결과에서 알 수 있듯이 파열판 개방압력이 1.5

MPa 이하인 1.0 MPa 내외인 경우에는 반응 직후의 초기 압력진동에 의해 파열판이 개

방될 수 있음을 의미한다. 다시 말해서 파열판 개방 압력이 높다는 것은 그 만큼 정상운

전시 압력 변화에 대한 과도 허용폭이 증가하여 운전성에 대한 여유가 늘어나고 또한 불

필요한 압력 개방과 같은 사고를 방지할 수 있다는 점에서 유리한 측면을 가질 수 있다.

하지만, 상대적으로 작은 누출에 대한 계통의 사고에의 노출시간이 길어져서 반응생성물

이 순환펌프나 중간열교환기로 유입되어 요구되는 기기의 성능을 저해할 수 있다는 단점

을 동시에 가질 수도 있다. 따라서 파열판의 설정압력은 이러한 측면들을 고려하여 결정

할 필요가 있다.

4.1.3.3 Cover gas 체적 변화시의 SWR 특성 분석

KALIMER-600 IHTS에는 계통의 소듐 온도변화에 따른 체적변화 수용을 위하여 증기

발생기 상부에 cover gas 영역이 존재하여 압력변화에 대한 완충 작용을 하도록 설계되

어 있으며, SPIKE 계산 모델에서는 이 부분을 별도의 expansion tank로 모사한다. 이와

같은 cover gas 영역의 체적 변화가 SWR 발생시의 계통 압력 거동에 미치는 영향을 평

가하기 위하여 KALIMER-600 증기발생기 설계자료를 토대로 기준이 되는 cover gas

체적(25.76 m3)을 설정하고 기준 값의 ±30% 부피를 적용한 후 SPIKE 코드 분석을 수

행하였다. 그림 12는 SWR시 IHX 전열관에서의 압력 거동을 도시한 그림으로, cover

gas 영역의 체적변화는 IHX 전열관의 반응 직후의 첨두압력 크기에 별다른 영향을 미치

지 않고 있음을 볼 수 있다.

즉, cover gas 체적이 30% 증감하는 경우에도 초기 400 msec까지의 첨두압력 거동

은 거의 유사하게 계산되었으며 이는 압력파의 전달특성으로 인해 반응 초기에는 cover

gas 체적변화와 같은 질량전달효과 (mass transfer effect)의 영향이 반영되지 않기 때

문인 것으로 판단된다. 그림 13은 증기발생기 하부에 연결된 파열판 설치 배관의 파열판

전단에서의 압력 변화를 도시한 그림으로, IHX 전열관 부분의 압력거동과 동일하게 반응

초기의 압력파 전달 현상이 감쇄된 이후부터 cover gas 체적변화의 영향이 점차 나타나

기 시작함을 볼 수 있다. 이 역시 반응이 계속 진행됨에 따라 압력파 전달 특성 보다는

반응영역으로부터 계통 전체로의 질량전달 효과가 서서히 나타나기 때문인 것으로 판단

된다. 하지만, IHX 전열관에서의 다소 지연된(둔감한) 압력변화 경향과 달리 파열판 개방

압력 (본 분석에서 1.5MPa) 도달 시점에서 해당 부분의 압력이 급격히 감소함을 볼 수

있으며, 이는 파열판 개방압력 도달시 이 부분 전단 압력이 가장 먼저 영향을 받아 급격

- 21 -

히 감소하기 때문이다. 또한, cover gas 체적이 감소할수록 mass transfer 영향으로 인

해 가파른 압력 증가경향을 나타내므로 파열판 개방 시간이 앞당겨 지는 것으로 분석되

었다.

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

R/D break pressure ( = 1.5 MPa)

Pressure Variations of IHX tube bundle

Nominal Design Data Large CG volume [30% increase] Small CG volume [30% decrease]

Pres

sure

(M

Pa)

time (sec)

그림 12. Cover gas 체적 변화시의 압력거동 (INX 전열관 ; Branch 27)

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

Pressure Variations of R/D pipe line



Pre

ssur

e (M

Pa)

time (sec)

그림 13. Cover gas 부피 변화시의 압력거동 (파열판 설치 배관 ; Branch 13)

그림 14는 cover gas 체적변화시의 이 부분 압력거동 영향을 정량적으로 평가하여 도

시한 그림으로, 전반적인 압력거동에서 cover gas 체적 변화의 영향이 다른 영역들보다

증폭되어 민감하게 나타남을 볼 수 있다. 이는 반응영역으로부터 생성된 수소기체가 증

기발생기 상부로 모이면서 질량유입(전달)효과(mass transfer effect)가 가장 지배적으로

나타나는 부분이기 때문인 것으로 판단되며, 이러한 특징을 활용하며 앞서 소듐-물 반응

중후반기 해석모형 부분에서 설명한 것과 같이 SELPSTA 코드[3]를 개발한 바 있다.

- 22 -

이와 같이 cover gas 영역은 계통 설계인자의 영향을 상대적으로 많이 받게 되는 부

분이긴 하지만, 반응 시작 1초 경과시점까지도 각 경우 모두 cover gas 압력으로 대표되

는 계통의 최고 압력이 파열판 설치배관(Branch 13)에서의 압력 첨두치 이하로 유지 또

는 분포하고 있음을 쉽게 확인할 수 있다. 이는 충분한 용량을 가지고 있는

KALIMER-600 cover gas 체적이 초기 첨두압력 및 계속되는 반응에 의해 생성되는 과

도유발 압력 소스항을 충분히 수용하고 있기 때문이며, 설계 기준값의 30% 감소 경우라

도 계통 기기의 건전성을 손상시키지 않는 범위 내에서 초기 첨두압력 및 압력전파 현상

을 충분히 수용하고 있음을 보여주고 있다. 여기서 제시한 반응 시작 후 1초 경과 시점

은 전열관 물/증기 누출 입력모형에서 3-DEGB에 해당하는 증기 누출량에 도달하여 누

출량이 일정하게 되는 시점으로서 KALIMER-600 SWR 분석에서 중요한 의미를 가지며

동시에 SWR 중후반기 계통 해석의 시발점이 되는 시간이기도 하다.

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0


Pressure Variations of Cover Gas Region


Pre

ssur

e (M

Pa)

time (sec)

그림 14. Cover gas 부피 변화시의 압력거동 (Cover gas 영역 ; Branch 6)

그림 15는 cover gas 체적비를 KALIMER-600 설계자료[1]를 기준으로 0.1～10배까

지 극단적으로 변화시킨 경우의 IHX 전열관 영역과 증기발생기 하부에서의 생성 첨두압

력치를 전량적으로 분석한 결과이다. 분석 결과, 각 부분별 첨두압력은 cover gas 체적

에 대하여 어떤 최적치가 존재하기 보다는 체적이 증가하면서 cover gas 영역의 초기압

력치(= 0.1 MPa)로 점근하는 경향을 보이고 있음을 볼 수 있으며, 이는 설계의 다른 측

면 즉, 계통의 설계압력 및 SG 크기 등을 고려하여 적절한 cover gas 체적을 선정할 필

요가 있음을 의미한다.

그림 16에는 그림 15의 분석 경우에 대한 증기발생기 하부와 IHX 전열관에서의 반응

시작 후 1초간의 압력거동을 비교하여 도시한 그림으로, 앞서 기술한 바와 같이 cover

gas 영역의 체적이 클수록 충분한 과도압력 수용능력으로 인해 계통 기기의 건전성 유지

- 23 -

가 훨씬 용이함을 알 수 있다.

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 8.0 9.0 10.0

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0


Peak Pressure Variations by CG volume change

IHX tube (Branch 27) SG bottom (Branch 13)

Pres

sure

(M

Pa)

CG volume ratio (VCG / VCG,nominal)

그림 15. cover gas 체적비에 따른 첨두압력치 변화

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0Pressure Variations for Extremly large & small CG volumes

<< Very Large CG volume >> CG space R/D line IHX tube

<< Very Small CG volume >> CG space R/D line IHX tube

Pres

sure

(M

Pa)

time (sec)

그림 16. cover gas 체적비에 따른 계통 압력거동 비교

특히, cover gas 영역의 압력거동의 경우에는 앞서 기술한 바와 같이 질량유입 효과가

가장 두드러지게 나타나는 영역으로서, 그림 16에서와 같이 cover gas 체적 변화에 대

하여 다른 부분 보다 매우 민감하게 반응함을 볼 수 있다. 즉, 설계 기준체적의 10%로

감소하는 경우에는 지나치게 작은 cover gas 체적으로 인해 파열판 개방 이후에도 매우

큰 압력 요동을 나타내는 것으로 분석되었으며 비록 주 관심 대상인 IHX 전열관 측의

압력이 설계치 (1.5 MPa ; 파열판 개방압력) 이내로 유지되고는 있으나 계통 전반적으로

매우 불안정한 압력거동을 보이고 있음을 알 수 있다. 이와는 반대로 설계 기준 값의 10

배 체적을 준 경우에는 cover gas 영역의 압력 변화가 파열판 설치배관이나 IHX 전열관

- 24 -

부분에서의 압력요동 및 전파 현상과 달리 거의 관찰되지 않았으며, 이 역시 질량유입효

과에 가장 민감하게 반응하는 cover gas 영역의 특성을 잘 보여주는 현상이라고 할 수

있다. 하지만 두 가지 극단적인 cover gas 체적의 영향에서 관심 대상인 IHX 전열관에

서의 압력파의 전파 현상은 예상보다 큰 영향을 받지 않고 있음을 알 수 있으며, 따라서

cover gas 체적과 같은 설계인자 영향 특성은 주로 반응 중․후반기 계통 거동에 영향을

미치는 것으로 결론지을 수 있다.

4.1.4 KALIMER-150과의 SWR 초기 압력거동 비교

KALIMER-600은 KALIMER-150과 비교하여 SWR에 대한 피동 방어개념은 유지하면

서도 배관 길이나 굴곡 등이 단순화되었고 IHTS의 전열 용량이 증가하여 배관을 흐르는

소듐 유량이 증가함에 따라 배관 직경 등이 증가한 특징을 가지고 있다 (보다 자세한 사

항은 IHTS 설계문서 참조). 특히, 증기발생기 용량 증가에 따른 크기 변화로 인해 cover

gas 영역의 체적 역시 급격히 증가하였으므로 SWR시의 계통 압력 거동에 있어서 많은

차이가 있을 것으로 예상된다. 이와 같은 이유로 본 절에서는 KALIMER-600 SWR 시의

계통 압력전파 특성을 KALIMER-150 경우와 비교하였다. KALIMER-150과 -600에 대

한 SWR 초기 압력파 전파특성 분석을 위한 설계 입력자료는 표 2에 제시하였다. (보다

자세한 사항은 [부록 I]에 상세히 기술되어 있다)

표 2. SWR 압력전파 특성 분석을 위한 입력자료 (KALIMER-150 & -600)

Parameter Unit KALIMER-150 KALIMER-600Cover Gas 체적 m3 9.23 25.76파열판(rupture disk) 개방압력 MPa 2.5 1.5파열판(rupture disk) 수 EA 1 1파열판(rupture disk) 위치 - SG 하단 SG 하단배관 branch 개수 (SPIKE 입력) EA 40 44배관 junction 개수 (SPIKE 입력) EA 39 43전열관 증기 누출양 (3-DEGB) kg/sec 21.57 22.60

그림 17은 표 2에 제시된 설계자료 및 SPIKE 코드 해석조건을 활용하여 분석한

KALIMER-150과 KALIMER-600의 SWR 초기 압력전파 특성을 비교하여 도시한 그림

으로, 반응 초기 약 500msec 까지는 KALIMER-150이나 -600의 특성 차이가 거의 나

타나지 않고 유사한 경향을 보이다가 초기 압력전파 현상이 감쇄되고 질량유입 효과가

나타나면서부터 발전소별 특성이 점차 뚜렷이 나타남을 볼 수 있다.

- 25 -

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0-1.5

-1.0

-0.5

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

<< KALIMER-600 >> CG space R/D line IHX tube

<< KALIMER-150 >> CG space R/D line IHX tube

Pres

sure

(M

Pa)

time (sec)

그림 17. KALIMER-150 및 KALIMER-600 SWR 압력파 전파현상 비교

또한 KALIMER-150은 cover gas 체적이 KALIMER-600에 비해 상대적으로 작기 때

문에 초기 압력전파기간 이후부터 심한 압력진동을 보이며 계통 압력이 급격히 증가하는

추세를 나타낸다. 이와 같은 이유로 주 관심 대상인 IHX 전열관에서의 첨두압력이 최고

3.2MPa 까지 증가하는 등 계통 기기의 건전성에 매우 심각한 결과를 초래할 수 있음을

확인할 수 있다. KALIMER-150에서는 이와 같은 기기 건전성 손상 방지를 위해 계통

파열판 개방압력을 2.5 MPa로 설정하여 IHX 전열관에서의 급격한 첨두압력 발생을 방

지하도록 설계되어 있으나 증기발생기 상단의 상대적으로 작은 cover gas 체적으로 인

해 파열판 개방 이후에도 매우 심한 압력 진동을 보이고 있음을 볼 수 있다. 이와는 반

대로 KALIMER-600의 경우에는 상대적으로 큰 cover gas 체적으로 인해 계통의 전반

적인 압력진동 폭과 첨두압력 분포가 상당부분 완화된 것으로 분석되었으며, 주 관심 대

상인 IHX 전열관 부분의 첨두압력도 cover gas 영역이나 파열판 설치 배관 등과 유사하

게 낮은 분포를 나타내고 있음을 볼 수 있다. 이와 같은 주기적인 압력 진동은 반응 시

작 후 약 2.7초 경의 파열판 개방과 함께 급격히 감소하는 경향을 나타내는 것으로 관찰

되었다. 이와 같이 KALIMER-600의 SWR시 압력 거동이 -150 설계와 비교하여 매우

완화된 경향을 나타내는 것은 일단 cover gas 체적의 증가로 인해 질량유입 효과가 상

당부분 충분히 수용되었기 때문이며, 이와 함께 KALIMER-600 IHTS 배관의 직경 증가

와 배치 단순화가 압력파 전파 현상을 완화시키는데 적지 않은 역할을 한 것으로 판단된

다.

4.1.5 SWR 압력파 전파현상 해석코드의 적용성 한계

앞서 기술한 바와 같이 KALIMER-600 SWR의 분석은 초기 압력파 전파단계 및 압력

파 전파현상의 감쇄 이후에 대한 질량유입 단계의 두 가지 서로 배치되는 단계로 구분하

여 수행한다. 이는 반응 초기 압력파 전파단계의 해석용으로 개발된 SPIKE 코드가 특성

- 26 -

곡선 해법 (MOC ; Method of Charactristic) [2]에 근거하여 계산을 수행하기 때문이

다. 즉, 반응 초기의 압력전파는 SWR시 생성되는 무수히 많은 수소기포의 총 부피에 등

가하는 단일 기포의 성장 및 팽창에 의해 계통 압력파가 생성되고 이 압력파가 음향파의

전파 특성에 의거하여 계통 각 부분에 전파되는 것으로 고려하여 계산을 수행하기 때문

에 부피 등가 단일기포 (Volume-equivalent Single bubble)의 크기가 지속적으로 증가

하는 경우에는 압력파 전파단계 이후의 질량유입 효과에 대한 실제 물리적 의미와 차이

를 나타낼 수 있다. 이와 같은 현상은 그림 18에 제시한 SWR시의 단일기포 크기 변화

경향을 통해 확실히 이해될 수 있다.

그림과 같이 생성되는 총 수소기포에 상응하는 등가의 단일 기포는 반응이 지속됨에

따라 초기에는 구형 기포로 성장하다가 가상의 단일 기포 크기가 증기발생기 shell 측의

등가 유동면적을 초과하게 되면, 이 단일기포는 역시 등가 부피의 원주형 기포로 전환되

어 길이 방향으로만 팽창하고 파열판 개방시점에서 계통과 소듐배출탱크 (SDT) 간의 압

력수지 불균형으로 인해 그 부피가 증가하는 경향을 나타낸다. 즉, 반응부위에서 생성된

반경 "a"의 가상의 단일 수소기포가 반경 "R"을 가진 증기발생기 내부에서 성장하는 것을 모

사한 그림 19와 같이 가상의 구형 단일 수소기포(a)가 성장하여 그 크기가 증기발생기shell

측의 등가 직경에 근접하면서 구형(spherical shape) 기포에서 환상판형(Pan cake shape)

기포로 전환되고(b), 환상판형(Pan cake shape)으로 전환된 수소기포의 층(Layer)이 증기

발생기 shell측 소듐의 유동방향인 상류 (upstream)와 역방향인 하류(down stream)를 통해

축방향으로 성장하면서 계통 내부를 과압시키게 된다.

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

4.0

4.5

Type BType A

Rupture disk open

Equivalent or Hydraulic Radiusof SG shell-side

Hydrogen bubble size * Type A : Spherical type Bubble * Type B : Pan Cake type Bubble

Equi

vale

nt B

ubbl

e Rad

ius

or L

engt

h (m

)

time (sec)

그림 18. SWR시의 부피등가 수소기포 반경 변화

따라서 SPIKE 코드의 수소기포 성장 모형은 지속적인 등가 단일 기포의 성장에 의해 결

국은 기포 크기가 증기발생기 shell측의 기포 성장 가능 공간을 초과하게 되고 길이 방향

의 팽창시에도 파열판 개방 이후에는 급격한 크기 증가를 나타내는 특성을 갖는 것으로

- 27 -

나타났다. 이는 반응 중․후기로 가면서 반응 부위가 실제 생성된 수소 기포에 의해 완전

히 둘러싸여 더 이상의 반응이 일어날 수 없게 되는 등의 물리적으로 적절치 못한 단점

을 가지는 것을 의미한다. 이와 같은 단점은 반응 초기에는 wave transfer와 mass

transfer가 연결되어 일어나므로 초기 압력파 전파단계 해석에서는 전혀 문제가 되지 않

지만, 이에 반해 mass transfer가 중점적으로 일어나는 중․후반기(1초 이후)에서는 질량

유입효과가 주로 나타나기 시작하면서 SPIKE 코드 계산에서의 특성 방정식 적용이 물리

적으로 비현실적인 결과를 초래하기 때문인 것으로 판단된다.

H2 Bubble

SodiumSodium

SG Shell

Leak point

Ruptured tube

x

a

R(a)

(b)

(c)

H2 Pan cakeSodium

Sodium

SG Shell

Leak point

Ruptured tube

x

R

DownstreamInterface

UpstreamInterface

H2 Pan cakeSodium

Sodium

SG Shell

Leak point

Ruptured tube

x

R

DownstreamInterface

UpstreamInterface

그림 19. 수소기포 성장에 따른 압력전파 모형

이와 같은 이유로 반응 중․후기 질량전달 단계의 적절한 해석을 위해서는 SPIKE 코드

를 반응 초기 압력파 전파 해석을 위해서만 사용하되 중․후반기 해석 도구인 SELPSTA

코드[3]의 초기 및 경계 조건을 제공하는 기능을 수행하도록 하는 것이 타당할 것으로

판단된다. 이 때 중요한 것이 어느 시점부터를 중․후기 질량유입 및 전달 단계로 보느냐

하는 것이며, 이는 그림 18의 결과를 활용하여 반응 후 300 msec 시점, 즉 구형 기포의

성장이 종료되고 원주형 기포의 길이방향 팽창이 시작되는 시점과 반응영역의 전열관 물

/증기 누출 모형의 3-DEGB에 해당하는 정상 (steady-state) 누출량에 도달하여 일정한

누출양이 유지되기 시작되는 시점인 반응 후 1초 경과시점 사이 구간에서 결정이 가능하

다는 결론을 얻을 수 있다. 다시 말해서, 압력파 전파해석 보다는 계통 질량유입 및 전달

효과를 주로 분석하는 SELPSTA 코드의 적용 시점을 반응 시작 후 300 msec ～ 1초

경과 시점 사이에서 설정할 수 있으며 본 분석에서는 계통 해석상의 보수성 제고 및 안

정적인 전열관 물/증기 누출양 도달 시점을 함께 고려하여 반응 후 1초경으로 선정하고,

이 시점부터 SWR 장기거동에 대한 분석을 수행하였다. 이와 같은 분석 결과를 토대로,

이 시점 이후로는 압력파 전달특성을 위주로 계산을 수행하는 SPIKE 코드의 계산 모형

보다는 장기 거동 분석용으로 개발된 mass transfer 해석용 SELPSTA 코드의 적용이

- 28 -

더 적절할 것으로 판단되므로 다음 절에 SWR 중․후기 해석 결과를 기술하였다.

4.2 SWR 중․후기 질량유입 및 전달단계 해석

앞서 기술한 SPIKE 코드의 적용 한계성을 고려할 때 본 해석에 사용된 SPIKE 코드는

SWR 초기의 압력 요동 해석용이므로 초기 1초 이내의 압력거동에 대해서만 의미있는

값으로 취급하고 그 이후의 값은 SWR 중․후반기 준정상상태 해석코드인 SELPSTA 코드

로 평가를 수행하는 것이 타당하다. 따라서 본 절에서는 SPIKE 코드를 이용한 SWR 반

응 초기 압력전파 단계 해석 결과를 초기조건으로 사용하여 반응 중․후반기에 대한

SELPSTA 코드 분석을 수행하고 그 결과를 기술하였다.

4.2.1 SWRPRS 해석모형 및 입력자료 설정

SELPSTA 코드는 소듐-물 반응 초기 압력파의 음향파 전달 특성이 감소한 이후의 준

정상상태 (quasi-steady state)에서의 질량유입 및 전달특성을 고려한 장기간 거동을 해

석할 목적으로 개발된 코드로서 파열판 (rupture disk) 개방 및 개방 이후의 증기발생기

shell측 소듐 방출현상, 소듐배출탱크 (SDT)의 과압 현상 및 계통의 전반적인 감압 특성

을 종합적으로 분석할 수 있는 기능을 갖추고 있다. 따라서 SWR 완화계통 (SWRPRS)에

대한 해석모형이 필수적이므로 본 절에서는 SELPSTA 코드에 모형화되어 있는 SDT 모

형에 대하여 간략히 기술하고 SELPSTA 코드 계산을 위한 입력자료를 계산하여 그 결과

를 기술하였다.

SDT는 계통 파열판(rupture disk) 파열 이후 증기발생기 shell측으로 부터의 급격한 고온

소듐 유입시 열충격을 받을 수 있으며, 이를 완화시키기 위해 SDT 하부에는 0.5m 깊이로

200oC의 저온 소듐이 채워져 있다. 또한, 이 저온 소듐으로 인해 탱크 내부의 소듐 및 기체

온도가 영향을 받을 수 있으므로, 탱크 내부 저온 풀 소듐의 체적 및 질량 등을 계산하여 계

산에 반영시키도록 모형화 되어 있다. KALIMER-600에 대한 SDT 내부의 저온 소듐 체적은

그림 20과 같이 수평 원통형 구조의 하부에 형성되며, 구체적인 크기자료는 참고문헌[1]을

참조하여 그림 20(a)에 도시하였다.

0.5 m

ID = 5.79 m

Length = 9.5 m

upper Argon GasSpace

Lower Sodium Space(TNa = 200 oC)

Total SDT Volume = 250 m3

Ra R - a = 0.5

a

R

x

y22 xRy −+=

22 xRy −−=

o

S1

S2

21 SSS +=

(a) (b)

그림 20. KALIMER-600 SDT 기하형상 및 크기자료

- 29 -

그림 20(a)와 같이 탱크 하부에는 0.5m 깊이로 저온 소듐이 채워져 있으며, 하부 소듐 풀의

체적은 그림 20(b)와 같이 반경 R의 원 방정식으로 표시되는 함수의 면적 적분을 이용하여

계산될 수 있다. 즉, 하부 소듐 풀의 수직 단면적은 식 (15) 및 (16)과 같이 표현된다.

∫∫ ⋅−+=⋅=R

a

R

adxxRdxyS 22

1 (15)

∫∫ ⋅−−=⋅−=R

a

R

adxxRdxyS 22

2 (16)

식에서 a 및 R은 각각 초기 저온 소듐 풀 액위 및 탱크의 수직 반경이며, L은 탱크의 수평

길이를 의미한다. 식에서, S1과 S2는 소듐배출탱크가 수평으로 설치되어 있는 경우에 동일한

값을 가지며, 식 (15)와 식 (16)의 적분 결과 및 초기 저온 소듐 풀 체적은 각각 식 (17) 및 식

(18)과 같이 표현된다.

−

−=+= −−

Ra

Ra

RaRSSS o

SDTNa112

21, sincossin2π

(17)

SDTSDT

oSDTNa

oSDTNa L

Ra

Ra

RaRLSV ⋅

−

−=⋅= −− 112

,, sincossin2π

(18)

식 (18)을 이용하여 계산된 SDT 내부 초기 소듐 체적은 200oC를 기준으로 약 15.3m3으로

전체 탱크 체적의 약 6%에 해당한다. 따라서, SDT 내부 소듐의 과도 온도변화는 증기발생기

shell측으로부터 유입된 고온 소듐과 탱크 내부의 저온 소듐이 혼합된 탱크 내부 소듐의 평

균 밀도를 이용하여 식 (19)와 같이 계산이 가능하다.

)(

)()(

)(,

,,

,,,

, tV

Tdtt

tVVV

t totSDTNa

SGNaNaSGNao

SGNao

SDTNao

SDTNa

SDTNa

ρρρ

⋅

∂

∂++⋅

=∫

(19)

)( ,, SDTNaSDTNa fT ρ= (20)

식에서, )(, tV totSDTNa 는 SDT 내부의 과도기 소듐 체적으로서, 기 존재하는 200oC 저온소듐의

초기체적과 증기발생기 shell측으로부터 유입된 고온 소듐 누적 체적의 합을 의미하며, SDT

내부의 과도기 소듐 온도는 식 (19)의 계산 결과를 토대로 식 (20)과 같이 역으로 계산된다.

물론 탱크 내부의 소듐 온도는 증기발생기 shell 측으로부터 유입되는 고온 소듐에 의해 탱

크내부에서 국부적인 온도구배를 가질 수 있으나, SELPSTA 코드에서 사용하는 SDT 해석

모형의 단순화를 위해 다음과 같은 가정을 설정하였다.

- 가정 : 증기발생기로부터 유입되는 고온의 소듐은 SDT 내부에 존재하는 소듐과 순간적

으로 완전히 혼합되어 에너지 교환을 통해 체적평균 온도를 나타내는 혼합 소듐을

현성한다.

- 30 -

따라서, 식 (19) 및 식 (20)은 상기 가정에 의해 타당성을 지니며, 이를 토대로 SDT 내부의

과도 압력계산에 직접적인 영향을 미치는 탱크 내부의 기체 체적은 식 (21) 및 식 (22)와 같

이 계산이 가능하다.

)()( ,,, tVVtV NaSDTo

gSDTgSDT ∆−= (21)

∫ ⋅+=∆t

t

exSGNa

oNaSDTNaSDT dttVVtV

1

)()( ,,, (22)

대부분의 경우, 파열판(rupture disk) 파열 이후 증기발생기 shell측으로부터 유입되는 소

듐 체적의 누적량에 의해 식 (22)는 양의 값을 가지므로, 식 (21)은 탱크 내부의 초기 cover

gas 공간 체적과 식(22)의 탱크 내부 소듐의 누적 증가 체적간의 차이로 과도기 탱크 내부

기체공간 체적을 표시할 수 있다. 또한, SDT 내부의 소듐 온도와 탱크 내부 기체공간의

cover gas 온도가 순간적으로 동일해진다는 가정을 사용하여 해석모형을 단순화하였으며,

탱크 상부의 argon cover gas 영역은 이상기체로 가정하여 이상기체 방정식에 의한 온도 및

압력거동 변화를 나타내는 것으로 가정하였다. 따라서, SDT 상부의 cover gas 공간 온도 및

압력 거동은 식 (23) 및 식 (24)와 같이 표현할 수 있다.

))(()( ,, tftT SDTNaSDTg ρ= (23)

))(),(()( ,,, tTtVftP SDTNagSDTSDTg = (24)

상기 과정을 통해 기존 SELPSTA 코드[3]의 SDT 해석모형에서 SDT 내부 cover gas의

온도 및 압력거동은 식 (25)와 같이 정리되며, 탱크 내부의 온도 변화를 나타내는 우변 마지

막 항은 기존의 해석모형에서는 증기발생기 shell측 온도 변화 항을 의미하는 것에서 탱크

하부 저온 소듐 풀 영향을 고려한 실질적인 SDT 내부의 기체공간 온도 변화 항으로 적용되

어, 실제 현상을 보다 적절히 모사하도록 개발되었다.

)(1 ,1

,,,

,

,

,1

,,

1,

jSDTg

jSDTgj

SDTgo

SDTg

oSDTg

jSDTg

jSDTg

jSDTgj

SDTgjSDTg TT

VR

Mm

VVV

PP −⋅⋅+

−−= +

++

(25)

KALIMER-600 SDT 설계시에는 수소기체를 포함하는 반응 생성물 유입시 SDT에서의 국

부적인 수소 농도 증가로 인한 폭발 가능성이 존재하므로 그림 21과 같이 SDT 내부기체의

방출배관에 저압 파열판(low-pressure rupture disk)을 추가로 설치하여 탱크 내부 압력 증

가시 이를 파열시켜 탱크 내부를 감압시키는 설계가 요구된다. 프랑스의 SPX 및 EFR 또는

미국 GE의 PRISM 설계[15]의 경우, 탱크 내부 감압시에는 SDT에 chimney를 설치하고

chimney 상단에 저압파열판(low-pressure rupture disk)를 설치하여 2.5bar (0.25MPa)에

서 파열판이 개방되도록 설정하고 있으며, 수소 점화기(Hydrogen igniter) 등의 추가 장비는

고려하지 않고 있다[16]. 따라서, 본 분석에서는 SDT와 연결된 수직 배관에 설치하는 저압

파열판의 파열 설정압력을 참고문헌 [16]을 참조하여 0.25MPa로 설정하고 분석을 수행하

- 31 -

였다. 저압 파열판의 파열 설정압력은 증기발생기와 SDT를 연결하는 배관에 설치되어 증기

발생기 및 중간열전달계통 (IHTS)의 압력 완화를 담당하는 계통의 파열판 설정압력인

1.5MPa과 비교하여 상당히 낮은 압력이지만, 정상운전 중의 SDT 압력인 0.1MPa와 비교할

때 증기발생기 shell측의 고온 소듐 유입에 의한 탱크 내부의 압력 증가 현상을 고려하여

PRISM 또는 EFR 등에서 사용하는 적절한 수치이므로 KALIMER-600 설계에 그대로 적용

하였다.

SDT

Pres

sure

Rel

iefS

tackSG

Sodium Dum pTank

Cove r Gas

Low-pressurerupture d isk

Systemrupture d isk

그림 21. 소듐배출탱크(SDT) 압력 조절 계통도

이와 같은 설계 개념은 SELPSTA 코드 SDT 해석모형에 식 (26)과 같이 모형화되어 있으

며, 이 식에서 P env 및 P LPRD는 각각 대기압과 SDT의 저압 파열판 파열 설정압력을 의미하

고 SELPSTA 코드의 사용자 입력을 통해 SDT 저압 파열판 설치 여부를 선택적으로 결정할

수 있도록 option 입력 처리되어 있다.

>

<=

LPRDSDTgenv

LPRDSDTgSDTg

SDTg

PPforP

PPfortPtP

,

,,

,

)()(

(26)

4.2.2 KALIMER-600 SWR 장기거동 분석

SELPSTA 코드는 앞서 기술한 SWRPRS 계통 설계인자를 입력으로 사용하여 소듐-물

반응 중․후기 계통 해석을 주로 해석하는 코드로서, 반응 초기의 SPIKE 코드 계산 결과

를 초기조건으로 사용하여 SWR 전 기간 해석에 일관성을 부여할 수 있도록 하고 있다.

특히, 반응 소스항인 SWR 과도기 전열관 누출양은 그림 22와 같이 설정하여 반응 초기

SPIKE 코드 해석과 중․후기 SELPSTA 해석의 반응 소스항에 대한 일관성을 강조하여

분석을 수행하였다.

- 32 -

1E-3 0.01 0.1 1 10 100 1000

0

5

10

15

20

25

30

Leak Inertia

Water/steam dumping at 90 sec(SGS)

FW isolation at 30 sec(SGS)

25.76 kg/sec at 1 sec(3-DEGB)

7.53 kg/sec at 1 msec(1-DEGB)

0

Steam Leak rate from SG tube(s)

Stea

m le

ak r

ate

(kg/

sec)

time (sec)

그림 22. KALIMER-600 SWR 전열관 물/증기 누출량 입력

이와 같은 분석을 위해 표 3에 반응 초기 SPIKE 코드 계산 결과에 기초한 중후반기

해석 초기조건과 SWRPRS의 주요 설계인자를 정리하였으며, 보다 자세한 SELPSTA 코

드 사용자 입력은 [부록 V]의 Table V.1에 상세히 기술하였다.

표 3. SWR 중후반기 분석용 SELPSTA 코드 입력인자

Parameters Unit Value RemarksSystem Pressure at normal operationInitial Cover Gas VolumeInitial Sodium Temp. (SG shell-side)Cover Gas Pressure (at 1sec)Water/Steam leak RateHydrogen Gas TemperatureSDT VolumeInitial SDT Gas TemperatureR/D Break Pressure

MPam3

oCMPa

kg/secKm3

oCMPa

0.125.76423.00.422622.6013002502001.5

Nominal ValueAverage TemperatureResult of SPIKE calculationDBL for KALIMER-600Constant value

Steady-state design data

표 3에 제시한 해석 조건을 활용하여 SWR 중․후반기 준정상상태(quasi-steady state)를

해석한 결과는 그림 23～그림 26과 같다. 그림 23은 초기 SPIKE 해석 결과 및 중․후기

SELPSTA 코드를 활용한 SWR 전 기간 동안의 cover gas 압력거동을 도시한 그림으로,

cover gas 체적 변화의 영향을 보기 위해 설계 기준 값(25.76m3)을 기준으로 30% 증감 경

우에 대한 SPIKE 코드 및 SELPSTA 코드 분석을 수행한 결과를 보여주고 있다. 그림에서와

같이 반응 초기 압력 진동 경향은 각 cover gas 체적 경우에 대하여 준 정상상태

(quasi-steady state)에서 점차 사라지고 지속적인 반응에 의한 cover gas 영역의 압력 증가

로 인해 반응 후 수초 경과 시점에서 계통 파열판이 개방되는 것으로 분석되었다.

- 33 -

0.01 0.1 1 10 100 1000

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

log scale

Pressure variations of Cover Gas region

R/D break pressure Static Pressure Difference

Nominal Design Data Large CG volume

[30% increase] Small CG volume

[30% decrease]

Pres

sure

(M

Pa)

time (sec)

그림 23. Cover gas 체적 변화시의 압력거동

정량적으로는 설계 기준 값의 경우 반응 후 6.4초에 파열판이 개방되었고 cover gas 체적

이 30% 증/감한 경우에는 각각 7.97초와 3.3초에 파열판이 개방되는 것으로 분석되었다. 따

라서 cover gas 체적의 영향은 계통 중․후반기에 뚜렷이 나타나고 있음을 확인할 수 있으나

KALIMER-600 cover gas 체적이 기존의 KALIMER-150에 비해 많이 증가하였으므로

cover gas 체적의 변화시에도 계통 내부 압력 거동은 허용 압력 내에서 적절히 유지되고 있

음을 확인하였다.

또한 각각의 파열판 개방시간은 앞서 초기 SPIKE 코드를 사용한 경우의 파열판 개방시점

보다는 다소 늦은 시간이지만, SPIKE 코드의 사용 범위가 반응 시작 후 최대 1초 이내인 점

을 고려할 때 SG 전열관측 반응요인 격리와 SWRPRS 특성 등을 종합적으로 고려하여 반응

중․후기 해석용으로 개발된 SELPSTA 코드의 해석 결과가 물리적으로 더 타당하므로 이 값을

KALIMER-600 SWR시의 계통 파열판 개방시점으로 설정하는 것이 적절한 것으로 판단된다.

그림에서 파열판 개방 압력이 1.5MPa임에도 불구하고 cover gas 영역의 압력이 1.5MPa 미

만에서 급격 감소하는 것은 증기발생기 하단에 위치한 파열판과 상단의 cover gas 영역 사이

에 소듐의 정압 (static pressure)이 작용하고 있기 때문이며, 파열판 개방시점에서 파열판 전

단에서의 압력은 1.5MPa이므로 물리적으로 타당한 결과라고 할 수 있다.

그림 24는 SWR 장기거동에서의 cover gas 영역 압력과 이에 상응하는 SDT 과도 압력변

화를 비교하여 도시한 그림으로, 지속적인 반응으로 인해 상승하던 cover gas 영역의 압력이

파열판 파열 이후 급격히 감소하며 이 시점부터 증기발생기 shell측의 소듐 방출에 의해 SDT

내부의 압력이 서서히 증가하기 시작함을 볼 수 있다. SDT 내부에는 정상운전시 탱크 하부에

0.5m깊이로 200oC의 저온 소듐이 채워져 있어 급작스런 고온 소듐 유입에 의한 열충격 완화

역할을 하고 있으므로 SG shell측의 고온 소듐이 기 존재하는 저온 소듐과 혼합되면서 SDT

- 34 -

내부 기체공간의 압력은 증기발생기 shell측의 압력거동 보다는 다소 완화된 경향을 나타내게

된다. 이와 같은 이유로 파열판 개방 이후 SDT 내부 기체공간의 온도가 점차 증가하고 이내

저압 파열판 (low-pressure rupture disk) 개방압력 (0.25MPa)에 도달 후, 대기압으로 떨어

지는 것을 볼 수 있다. 이 경우에도 cover gas 영역의 압력은 파열판 개방 압력(1.5MPa)과

증기발생기 shell측 소듐의 정압(static pressure) 만큼의 차이가 나타남을 확인할 수 있다.

특히, SDT 저압 파열판이 개방되는 시점 (134초) 직후에 SDT 내부의 압력은 대기압으로 일

정하게 유지되는 반면, cover gas 영역의 압력은 200초 이상 더 높은 값으로 유지되는 것을

볼 수 있으며, 이는 증기발생기 shell측의 소듐이 미처 다 배출되지 못함에 따라 SG shell 측

에 남아 있는 잔존 소듐 높이만큼의 정압이 계속해서 작용하고 있기 때문이다. 따라서 SG

shell측의 소듐이 SDT로 모두 방출되는 404초 경에는 SDT 압력과 계통압력(cover gas 압

력)이 동일해 지는 것을 볼 수 있다.

1 10 100 1000

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

log scale

Pressure variations of CG & SDT (Nominal design data)

Low Pressure R/D break( = 0.25 MPa)

R/D break pressure ( = 1.5 MPa)Static Pressure Difference

Cover Gas SDT

Pres

sure

(M

Pa)

time (sec)

그림 24. KALIMER-600 SWR 장기거동 - 계통 및 SDT 압력변화

그림 25는 KALIMER-600 SWR 장기 온도변화를 도시한 그림으로, 초기에는 반응에 의해

cover gas 영역의 기체 온도가 급격히 증가하다가 일정한 양의 수소기체 및 반응열 생성(전

열관 누출모형 참조)에 의해 생성되는 수소기체와 SG shell측 소듐과의 전열과정에 의해 일

시적으로 열적 평형에 도달하면서 파열판 개방 시점 이전까지 전반적인 증가세가 초기보다

상대적으로 둔화되는 것을 볼 수 있다. 이후 파열판이 개방되는 시점부터는 shell측 소듐 방

출로 인해 cover gas 영역의 체적이 증가하면서 반응 영역으로부터 cover gas 영역으로 유

입되는 에너지에 의한 온도 증가항과 cover gas 체적팽창에 의한 온도 감소항(외부로의 일 ;

W)이 상쇄되어 cover gas 영역의 미세한 온도 증가만이 나타남을 볼 수 있다. 반면에 shell

측 소듐의 경우에는 파열판 개방에 의해 소듐 방출량이 증가함에 따라 SG shell측 소듐 잔존

량 감소에 의한 급격한 온도 증가가 나타남을 볼 수 있다. 아울러 SG shell측 소듐이 모두 방

출되는 시점인 404초 경부터는 cover gas 영역과의 온도 차이가 거의 나지 않는 것으로 분

석되었으나 이는 SG shell측의 잔존 소듐 양 부족에 기인하는 계산 결과이므로 물리적 의미

- 35 -

는 크지 않다고 볼 수 있다. 즉, SWR 중․후기 질량유입 효과분석 단계에서의 SG shell측 소

듐 온도는 shell측 소듐 방출 완료시점 이전까지만 물리적으로 유효하다고 볼 수 있다.

1 10 100 10000

100

200

300

400

500

600

700

log scale

Temperature variations for nominal design data

Cover Gas region SG shell-side Sodium SDT SodiumTe

mpe

ratu

re (

o C)

time (sec)

그림 25. KALIMER-600 SWR 장기거동 - 계통 및 SDT 온도변화

또한, SDT 내부의 소듐 온도는 정상운전 중, 즉 파열판 개방 이전에는 200oC (SDT 정격

조건)로 일정하게 유지되다가 증기발생기 shell측으로부터 고온 소듐이 유입되면서 탱크 내부

에 기 존재하던 200oC의 저온 소듐과 혼합되어 탱크 내부의 소듐 온도가 증가하게 되고 이로

인해 탱크 상부의 기체공간 온도 역시 증가하는 경향을 나타낸다. 이와 같은 SDT 내부 소듐

온도 증가는 증기발생기 shell측으로부터 유입되는 고온 소듐의 양이 감소하면서 점차 그 증

가추세가 둔화되다가 SG shell측 소듐 방출이 완료되는 404초경 부터는 일정하게 유지되는

것으로 분석되었으며, 이 때의 SDT 내부 소듐 최고 온도는 약 566.5oC로 계산되었다.

1 10 100 1000

0

50

100

150

200

250

300

log scale

Volume variations for nominal design data

Dumped sodium from SG SG shell-side sodium SDT lower cell sodium SDT gas space

Volu

me

(m3 )

time (sec)

그림 26. KALIMER-600 SWR 장기거동 - 소듐 및 기체공간 체적 변화

- 36 -

그림 26은 계통 파열판 파열 시점 이후의 소듐배출탱크(SDT)로 방출되는 증기발생기 shell

측 소듐 체적 및 증기발생기 내부에 잔존하는 소듐 체적, 그리고 소듐배출탱크(SDT) 내부에

존재하는 소듐체적 증가 및 이로 인한 탱크 기체공간 감소 경향을 나타낸 그림으로, 증기발생

기 shell측으로부터 방출되는 소듐으로 인해 SDT 내부의 소듐 체적이 증가하면서 이에 상응

하여 탱크 내부의 기체공간 체적이 급격히 감소하고 있음을 볼 수 있다. 이 때, 기체공간의

체적 감소는 탱크 내부의 소듐 온도증가에 기인하는 argon cover gas 공간 온도 증가와 함

께 소듐배출탱크(SDT) 내부의 과도 압력변화 경향에 지배적인 영향을 미치게 되므로, 이와

같은 과도기 온도분포 및 탱크 내부 기체공간 체적 변화 경향 등을 향후 SWRPRS 설계시 탱

크 재질 또는 두께 등의 결정에 유용하게 활용할 수 있을 것으로 예상된다.

4.3 KALIMER-600 설계기준 누출량 민감도 분석

KALIMER-600 중간계통의 소듐-물 반응사고 분석은 설계기준 전열관 물/증기 누출량

인 3-DEGB[1]를 기준으로 수행하였다. 하지만, 분석에 사용된 3개의 전열관 양단파단

조건은 불확실성이 매우 큰 가정이므로, 설계기준 누출량에 대한 추가적인 민감도 분석

이 요구된다. 따라서 본 절에서는 KALIMER-600 설계기준 누출량의 설계기준인

3-DEGB를 기준 값으로 하여 10개의 전열관이 동시에 양단 파단되는 것을 가정한

10-DEGB에 대한 분석을 수행하고 그 결과를 상호 비교하여 설계기준 누출량의 변화가

계통 압력거동에 미치는 영향을 정량화하였다.

그림 27. 양단파단 전열관 개수별 전열관 물/증기 누출량 비교

증기발생기 내에서 10개의 전열관이 동시 파단되는 경우의 전열관 물/증기 누출량 변

화는 그림 27과 같이 기준경우(nominal case)에 대하여 비교하여 도시할 수 있다. 즉,

기존의 3-DEGB 기준경우를 토대로 1msec에 한 개의 전열관이 양단파단되고, 이어 나

머지 9개의 전열관이 점진적으로 양단 파단되어 1초 경과시점에서는 총 10개의 전열관

- 37 -

양단파단에 해당하는 누출량에 도달한다는 가정을 사용하였다. 앞서 정량적으로 기술한

바와 같이 KALIMER-600 설계에서 초기 1개의 전열관이 양단 파단되는 경우의 누출량

은 7.53 kg/sec이며, 이 값에 대하여 전열관 결함 발생 후 1초경과 시점에서는 각각

22.60kg/sec (3-DEGB) 및 75.30kg/sec (10-DEGB)에 도달하는 것으로 가정하였다. 본

분석에서는 이와 같은 두 가지 경우의 설계기준 누출량을 사용자 입력으로 하여 반응 초

기 압력전파 단계 해석을 위한 SPIKE 코드 분석을 수행하였다.

1 10 100

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0Pressure Variations at R/D pipe line


log scale

3-DEGB (Nominal case) 10-DEGB

Pres

sure

(M

Pa)

time (msec)

그림 28. 설계기준 누출량별 파열판 설치배관 압력요동 비교

1 10 100-0.1

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

log scale

Pressure Variations at IHX tube bundle


Pres

sure

(M

Pa)

time (msec)

그림 29. 설계기준 누출량별 IHX 전열관 압력요동 비교

그림 28 및 그림 29는 반응 시작 후 500msec까지의 초기 압력파 전파단계 해석 결과를

도시한 그림으로서 각각 파열판 설치 배관 및 IHX 전열관 번들 영역에서의 압력 요동을 보여

주고 있다. 그림에서와 같이 반응 초기 압력파 전파현상은 전열관 물/증기 누출량의 변화에

거의 영향을 받지 않고 있음을 볼 수 있으며, 이 기간 동안의 첨두 압력 역시 허용 압력 기준

- 38 -

인 파열판 개방압력 보다 매우 낮은 영역에서 변화하고 있음을 볼 수 있다. 이는 앞서 기술한

바와 같이 초기 압력파 전파 단계에서는 질량 및 에너지 전달보다는 압력 전파 현상이 지배

적으로 나타나기 때문이다. 따라서 초기 가정에서 불확실성이 큰 설계기준 누출량이 초기 압

력전파 단계의 첨두압력 및 압력요동 경향에는 큰 영향을 미치지 않고 있음을 확인할 수 있

다. 하지만, 두 영역에서의 압력변화 경향 모두 시간이 경과함에 따라 질량 및 에너지 전달

특성이 지배적으로 나타나기 시작하면서 설계기준 누출량 변화에 의한 영향이 점차 증가하고

있음을 볼 수 있다. 따라서 두 가지 설계기준 사고 경우에 대하여 초기 압력전파 단계의 해석

결과를 초기조건으로 사용하는 SWR 장기거동 분석을 수행하여 질량 및 에너지 전달 단계에

서의 설계기준 누출량 영향을 정량적으로 검토하였다.

1E-3 0.01 0.1 1 10 100 1000

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8


Static Pressure Difference


Pres

sure

(M

Pa)

time (sec)

그림 30. 설계기준 누출량별 cover gas 영역 장기 압력거동 비교

그림 30은 SPIKE 코드와 SELPSTA 코드를 사용하여 두 가지 설계기준 누출량 경우에 대

한 KALIMER-600 소듐-물 반응현상을 분석하고 cover gas 영역의 장기 압력거동을 비교하

여 도시한 그림이다. 그림에서와 같이 10-DEGB에 해당하는 설계기준 누출량을 적용하는 경

우에는 기준 경우(3-DEGB)와 비교하여 초기 압력전파 단계에서는 뚜렷한 영향이 나타나지

않음을 확인할 수 있었으나, 반응 중․후기 질량 및 에너지 전달의 영향이 지배적으로 나타나

는 시간대 (1초 전후) 부터는 설계기준 누출량의 영향이 매우 뚜렷하게 나타나고 있음을 볼

수 있다. 이는 기준 경우와 비교하여 3배 이상의 전열관측 물/증기가 증기발생기 shell 측으

로 유입되면서 질량 및 에너지의 다량 유입에 의해 계통이 급격하게 과압되기 때문인 것으로

판단된다. 정량적으로는 기준경우(3-DEGB)의 파열판 개방시간이 6.4초인데 반하여

10-DEGB의 경우에는 1.001초로 반응 시작 후 매우 빠른 시간 내에 차열판이 개방되는 것으

로 분석되었다. 따라서 KALIMER-600 소듐-물 반응사고 분석을 위한 초기 설계기준 누출량

가정은 반응 초기 압력전파 단계 해석에서 보다는 소듐-물 반응 압력방출계통의 거동을 포함

하는 장기 거동 분석에 많은 영향을 미치는 것을 확인할 수 있으므로 장기 거동 분석시에는

초기 물/증기 누출량의 가정에 대한 보다 세밀한 주의가 필요한 것으로 판단된다. 하지만,

- 39 -

10-DEGB의 누출량 가정시에도 계통 파열판 개방 이후에는 거의 유사한 압력거동을 나타내

고 있음을 볼 수 있다. 이는 질량 및 에너지 전갈에 의해 계통이 급격히 과압된다 하더라도

파열판 파열 시점의 차이 (1초와 6.4초)만 존재할 뿐, 파열판 파열 이후에는 SWRPRS의 특성

이 지배적으로 나타나면서 초기 가정에 대한 불확실성이 크게 작용하지 않고 있음을 의미하

는 것이다. 따라서 SWRPRS의 특성을 고려한다면 설계기준 누출량의 초기 가정에 따른 불확

실성을 어느 정도 보상해주는 측면으로 이해할 수 있다. 하지만, 보다 신뢰성 있는 분석을 위

해서는 이와 같은 설계기준 누출량의 적절한 가정을 위해서 전열관 자체의 결함 및 결함전파

및 확대 현상에 대한 추가적인 분석이 요구되며, 이를 결정하기 위해 2-D 또는 3-D의 다차

원 소듐-물 반응 현상 해석과 관련된 연구가 다각도로 진행 중이다.

5. 중간계통 설계압력 설정을 위한 제언

앞서 기술한 바와 같이 SWR과 관련한 중간계통의 설계압력 설정을 위한 주요 인자로

는 파열판(rupture disk) 개방압력 및 SG 상단 cover gas 체적, 그리고 IHX 전열관의

건전성 유지를 위한 재질적 특성 등을 들 수 있다.

KALIMER-600 SWR 분석에서 가장 중요한 관심 대상 중의 하나가 바로 IHX 전열관

의 건전성 유지 여부이며, SWR시의 계통 압력 거동이 전적으로 파열판 개방압력에 의해

결정되므로 파열판 개방압력의 설정에 의해 IHTS 배관 및 기기의 건전성이 직접적으로

영향을 받게 된다. 일반적으로 파열판 개방 압력이 높다는 것은 그 만큼 정상운전시 압

력 변화에 대한 과도 허용폭이 증가하여 운전성에 대한 여유가 늘어나고 또한 불필요한

압력 개방과 같은 사고를 방지할 수 있다는 점에서 유리한 측면을 가질 수 있지만, 상대

적으로 작은 누출에 대한 계통의 사고에 대한 노출시간이 길어져서 반응생성물이 순환펌

프나 중간열교환기로 유입되어 요구되는 기기의 성능을 저해할 수 있다는 단점을 동시에

가질 수도 있다.

즉, 파열판의 개방압력이 초기 첨두압력 보다 높은 경우에는 수초 단위인 파열판 개방

시점까지 반응생성물이 펌프나 IHX 로 유입될 가능성이 매우 크며 이로 인하여 부품의

건전성이나 일차계통의 압력경계에 영향을 줄 수 있기 때문에 극단적인 SWR 사고시 문

제가 될 소지가 많다. 대략적인 계산에 의하면 수 초 동안 반응생성물이 이동한 거리는

중간계통 순환펌프 부근까지인 것으로 나타났으며 이로 인해 우선적으로 순환펌프의 운

전특성이나 건전성에의 영향을 먼저 고려하여 IHX 전열관까지 반응 생성물이 도달하기

전에 적절한 시간에서 파열판을 개방할 수 있도록 개방압력을 설정할 필요가 있다. 따라

서 파열판의 설정압력은 이러한 측면들을 고려하여 결정되어야 한다.

특히, IHX 전열관의 구조적 건전성과 관련하여 IHX와 파열판 설치배관 간의 상대위치

를 고려하는 경우, 파열판의 설정압력은 IHX 압력 설계 제한치보다 약 1～2기압 정도

낮은 값에서 결정되어야 하며, 이와 함께 반응생성물의 이동과 관련한 설계측면의 고려

- 40 -

를 포함하여 IHTS 설계가 보다 구체화되는 시점에서 본 분석 결과를 토대로 보다 상세

히 다루어져야 할 것으로 판단된다.

증기발생기 상단의 cover gas 체적은 파열판 개방압력의 설정 및 증기발생기 크기 결

정에 영향을 미칠 수 있는 인자로서, 본 분석을 통해 SWR과 관련한 cover gas 체적 변

화의 영향을 분석한 결과, 설계 기준 값의 ±30% 내외까지는 초기 첨두압력의 수용에 큰

영향이 없는 것으로 분석되었다. 따라서 증기발생기 설계시 cover gas의 체적은 본 분석

에서 제시한 변화가능 범위를 토대로 보다 유동적으로 대처할 수 있을 것으로 판단된다.

타 설계인자에 비해 상대적으로 많은 불확실성을 포함하고 있는 설계기준 누출량에 대한

민감도 분석 결과, 반응 초기의 압력파 전파단계에서는 그 영향이 거의 나타나지 않았고 질량

및 에너지 전달 현상이 지배적으로 나타나는 시간대에서 많은 영향이 나타났으나 계통 파열

판 파열 이후에는 SWRPRS의 특성이 지배적으로 나타나면서 초기 가정에 따른 불확실성을

상당부분 보상해주는 측면이 있음을 확인하였다. 하지만, 보다 신뢰성 있는 분석을 위해서는

이와 같은 설계기준 누출량의 적절한 가정을 위해서 전열관 자체의 결함 및 결함전파 및 확

대 현상에 대한 추가적인 분석이 필요할 것으로 판단된다.

이와 같은 KALIMER-600 소듐-물 반응사고 특성 분석 결과는 계통 파열판 개방압력

설정 및 SWRPRS 설계뿐만 아니라 IHX 전열관 자체의 구조적 건전성 유지를 위한

IHTS 설계압력 결정시에도 유용하게 활용될 수 있을 것으로 예상된다.

- 41 -

6. 결 론

KALIMER-600 중간열전달계통의 소듐-물 반응사고 발생시 계통의 과도 압력거동을

분석하고, 이를 토대로 중간계통 설계압력 및 파열판 (rupture disk) 설정압력의 적절성

을 평가하였다. SWR 전 기간 해석은 기 수행 연구를 통해 개발된 SWR의 초반기 압력

파 해석용 SPIKE 및 중․후반기 계통 질량유입단계 해석용 SELPSTA 코드를 활용하여 수

행되었으며, 각 코드의 주요 특징 및 해석모형을 간략히 기술하고 KALIMER-600 SWR

해석에 적합한 입력을 작성하여 SWR 초기 및 중․후반기 압력거동 해석을 수행하였다.

KALIMER-600에 대한 SWR 전 기간 특성분석 결과, 반응으로 인해 발생하는 초기 첨

두압력은 계통의 설계인자 변화 등의 설계특성에 영향을 받지 않고 동일한 경향을 나타

내는 것으로 분석되었으나 반응 중․후기의 질량유입단계 분석에서는 cover gas 체적 및

파열판 개방압력 등에 의해 전반적인 계통의 압력크기나 변동양상에 많은 영향이 나타남

을 정량적으로 확인하였다. 또한, KALIMER-150과 비교하여 크게 증가한 cover gas 체

적으로 인해 SWR시의 계통 과도압력 거동이 상당부분 완화된 것을 확인할 수 있었으며,

이로 인해 KALIMER-600의 반응 초기 첨두압력 증가치는 파열판 개방압력에 미치지 못

하는 것으로 분석되었다. 따라서 설계 목적상 초기에 파열판을 개방할 필요가 있다면 파

열판 개방압력을 현재의 1.5MPa에서 1.0 MPa로 하향 조정하는 것이 더 적절할 수 있으

며, 이 경우라도 정상운전 압력인 0.1 MPa 보다는 상당히 높은 압력이므로 정상운전 중

의 압력요동 등으로 인해 원치 않는 압력 개방 등은 발생하지 않을 것으로 판단된다. 또

한 cover gas 체적 변화에 대한 영향을 평가한 결과, 현재 설계 값을 기준으로 30% 정

도의 증감이 있다 하더라도 초기 첨두압력 및 IHX 전열관 영역에서의 압력하중은 계통

기기 건전성에 손상을 미치지 않는 범위 내에서 충분히 수용 가능할 것으로 분석되었다.

상대적으로 많은 불확실성을 포함하고 있는 설계기준 누출량의 변화는 질량 및 에너지 전

달 현상이 지배적으로 나타나는 시간대에서 많은 특성 차이를 나타냈으나 계통 파열판 파열

이후에는 SWRPRS의 특성이 지배적으로 나타나면서 초기 가정에 따른 불확실성을 상당부분

보상해주는 측면이 있음을 확인하였다.

이상과 같이 본 연구에서 수행한 KALIMER-600의 SWR 종합적 특성평가 결과는 파

열판 개방압력 설정 및 증기발생기 크기 결정 등과 관련하여 계통 설계요건 등 설계 작

업을 통해 IHTS 및 SGS 설계에 효과적으로 활용될 수 있을 것으로 기대되며, 향후 IHX

전열관의 구조적 건전성 확보를 위하여 보다 다양한 경우를 분석함으로써 이에 대한 구

체적인 설계치를 결정하는데 기여할 것으로 예상된다.

- 42 -

7. 참고문헌

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KALIMER 기술개발팀 내부문서, 한국원자력연구소, 2002

- 43 -

[부록 I]

SPIKE 코드 입력인자 설정

- 44 -

I-1. SPIKE 코드 주요 입력변수 정의 (Nomenclature)

amu ; viscosity of sodium, poisearea(m) ; net cross sectional area of mth branch pipe, cm2beta ; stoichiometry of sodium/water reaction, -cvel(m) ; sound velocity in sodium at mth branches, cm/secdeg(m) ; inclined degree of mth branch pipe, degreedia(m) ; diameter of mth branch pipe, cm dt ; time step for integration, secdz(m) ; length of distance increment at mth branch, cm es(m) ; Young's modulus of mth branch pipe, bar/cm2h(m) ; thickness of mth branch pipe, cmic ; an index for initial conditions for ic=0, same initial conditions of all branchesiex( ) ; junction number connected with expansion tankindexss : index for steady state and transient calculations 0 = for start transient w/o steady state calculation 1 = for steady state calculation only 2 = restart from ss or transient 3 = restart from ss or transient and save result for next calculation indica ; An indicator of bubble model if 0, spherical bubble model: if >1, pan cake modelindtr ; an indicator signaling how many branches are to be printed if indtr=0, results of all branches are printed if indtr=2, results of only two branches are printedint(nq) ; branch numbers to be printed, nq. le. indtriref ; branch number of reference velocityit( ) ; junction number connected with surge tank or RDitype ; indicator of water leak patternjg ; an index for gravitational effect calculation for jg=0, no gravitational effect considered jj ; branch number where water leaksjunclb1 : junction number connected with the first node of the leak branchjunclbn : junction number connected with the last node of the leak branchjunno ; no of junction jmax, jmin maximum and minimum of junnoks ; parameter indicating the details of print out within each branchlegno ; no of branches lmax, lmin maximum and minimum of legnolength(m) ; length of mth branch pipe, cmn(m) ; number of nods in mth branch

- 45 -

n1(m) ; junction number connected 1st nod of mth branchnbj ; allowable maximum numbers of branch and junction, respectivelync ; indicator for calculation stepnf(m) ; type of branch pipe for calculation of friction factornj(m) ; type of mth junctionnn(m) ; junction number connected last nod of mth branchnoet ; no of expansion tanknoprin ; iterative frequency of printout if noprin=2, print at every two-stepnord ; no of rupture disc, nntt= nost + nord should not exceed 10nost ; no of surge tanknp ; an index for friction factor calculation for np=0, no friction factor considerednumber ; number of unknown variables in reaction equationsp(m,l,i) ; pressure of sodium at lth node of mth branch, barpcr ; burst pressure of rupture disc, barpex2( ) ; pressure of expansion tank, barpmax(m) ; maximum pressure of mth branch, barpo(m) ; initial pressure of mth branch, barpr, ur ; initial pressure and velocity when all components in all branches are same ( nc is not '1')prei ; initial pressure of leaked branch, barpt( ) ; initial pressure of surge tank and rupture disc, barradi ; radius of steam generator, cmradt ; radius of heat transferring tube in steam generator, cmramda ; reaction constant of sodium/water reaction, cm/secrawt1 ; water leak rate at tawt1rawt2 ; water leak rate at tawt2rho ; density of sodium at temperature temi, g/cm3

rouf(m) ; roughness of mth branch pipe, cm svel ; general sound velocity in sodium at temperature, temitawt1 ; first break time of water leak pattern, msectawt2 ; second break time of water leak pattern, msectemi ; temperature of system (isothermal), ktemo ; reference temperature, 298 Ktf ; final time, sectfss : final time for steady state calculation, secti ; initial timetmax(m) ; time when the maximum pressure, pmax(m) is occured, sec tt ; time u(m,l,i) ; velocity of sodium at lth node of mth branch, cm/secuo(m) ; initial velocity of mth branch, cm/sec

- 46 -

uref ; reference velocity, cm/secvar1 : the values at time tt var1(n ; unknown variables around reactionvar2 : those at time tt+dtvar2(n) ; unknown variables around reactionvex( ) ; volume of expansion tank, cm3

- 47 -

I-2. SPIKE 코드 사용자 입력 변수명 및 전산입력 형식 (1/2)

no. variable format value name remark

1101legnojunnonotnottnoex

4x,5i104443011

no. of branchno. of junctionno. of surge tankno. of rupture diskno. of expansion tank

max. 50max. 50max. 5max. 5max. 5

1102jjindexssjunclb1junclbntfss

4x,i108189

5.d01

leak branch numberindex for ss or transientjunc. no. connctd w 1st node of jjjunc. no. connctd w nst node of jjfinal time for ss calculation

for no leak jj>legno

1103dtpcrtemitf

4x,4f10.42.0d-51.5d01696.153.0d0

time incrementrupture pressuresystem temperaturefinal time for transient calculation

secbarKsec

1104urprurefiref

4x,3f10.4,i10

600.1.0622.

5

initial velocityinitial pressureref. velocitybranch no. of uref

cm/secbarcm/sec-

1105npicjg

4x,3i10111

index for findex for init. conditionindex of gx

0: no friction0: same IC0: no gx

1106noprinksindtr 4x,3i10

504010

frequency of printdetail of printno. of branches to be printed

1107int(nq)

4x,5i106,13,17,19,22,23,24,27,3

0,31branch numbers to be printed nq=1,indtr

1201lll1n1(ll)nn(l1)nf(l1)

4x,4i101121

simple indexjunc. no. connctd w first nodejunc. no. connctd w last nodetype of branch

attached

1202

length(l1)area(l1)dia(l1)deg(l1)

4x,4f10.4 attached

length of l1 branchcross section areadiameterinclined degree

cmcm2, for simple case 1.0cmdegree

1203rouf(l1)h(l1)es(l1) 4x,3f10.4 attached

roughnessthicknessYoung's modulus

cm*1000cmbar/cm2*10-6

1204 po(l1)uo(l1) 4x,2f10.4 1.0

1.0initial pressureinitial velocity

bar-, as index

- 48 -

표 I-2. SPIKE 코드 사용자 입력 변수명 및 전산입력 형식 (2/2)

no. variable format value name remark

1205 dieq(1) 4x,f10.4 attached inner diameter of tube cm if nf(l12)=2

1206dieq(1)dieq(2) 4x,2f10.3 attached

equivalent diametercorrection factor

cm(N+1)/L i f nf(l12)=3

1207dieq(1)dieq(2)dieq(3) 4x,3f10.3 attached

equivalent diametercorrection factor 1correction factor 2

cmDV/STSL/ST i f nf(l12)=4

1301 nj(j1) 4x,10i5 attached index of junction type j1=1,junno

1401 pt(m1) 2x,5f10.4 pressure fo surge tank bar m1=1,not

1402 it(m1) 2x,5i10 junction no. (type=surge tank) m1=1,not

1403 pt(m2) 5f10.4 1.0 pressure behind rupture diskb a r m2=not+1,nntt

1404 it(m2) 4x,5i10 14 junction no. (type=rupture disk)m2=not+1,nnttnntt=not+nott

1405 vex(m3) 4x,5f10.4 2.576d07 volume of expansion tank c m 3m3=1,noex

1406 pex0(m3) 4x,5f10.4 1.0 initial pressure of expansion tank b a r

m3=1,noex1407 iex(m3) 4x,5i10 7 junction no. (type=expansion

tank) m3=1,noex

1501betaramdaradttemo

4x,4f10.40.4

120000.8

298.15

reaction stochiometryreaction ratetube radius (initial bubble radius)reference temperature

-cm/seccmK

1601

itypetawt1tawt2rawt1rawt2

4x,i10,4f10.4

41.0

1000.22600.7530.

leak patternt1t2w1w2

-msecmsecg/secg/sec

- 49 -

I-3 Calculation Sheet for Branch Data [KALIMER-600 IHTS]

Branch 1: hot leg2 (from horizontal-vertical elbow to vertical-horizontal elbow)input: 1 output: 2type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm

outer diameter= 61.905 cmthickness=0.9525 cm

area: flow area= π×60.0 2/4=2827.43 cm 2length: 330 cmother data

roughness: 4.5×10 -3cmYoung's modulus: 1.9305×10 6 bar/cm 2

degree: 90initial data

pressure= 1.0 barvelocity code= 1.0

Branch 2: hot leg2 (from vertical-horizontal elbow to horizontal-vertical elbow)input: 2 output: 3type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm












Branch 4: hot leg2 (from vertical-horizontal elbow to T-junction)

- 50 -

input: 4 output: 5type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm






Branch 5: hot leg (from T-junction to sodium distributor)input: 5 output: 6type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm






Branch 6: SG cover gas regioninput: 6 output: 7type: annulus pipe(2)shell: inner diameter= 400 cm outer diameter= 410 cm thickness= 5.0 cminner pipe

outer diameter= 61.905 cmhydraulic diameter

d h=4π(4002-61.905 2)/4/(400π+61.905π) = 338 cm

area: flow area= π(400 2-61.905 2)/4= 122653.9 cm 2total cross sectional area= π×400 2/4= 125663.7 cm 2length: 210 cm

other dataroughness: 4.5×10 -3cmYoung's modulus: 1.9305×10 6 bar/cm 2


pressure= 1.0 bar

- 51 -

velocity code= 0.0volume of cover gas

π×400 2/4×210 =2.5757 ×10 7cm 3

Branch 7: SG distributing regioninput: 6 output: 8type: annulus pipe(2)shell: inner diameter= 400 cm outer diameter= 410 cm thickness= 5.0 cminner pipe

outer diameter= 120 cmhydraulic diameter

d h=4π(4002-120 2)/4/(400π+120π) = 280 cm

area: flow area= π(400 2-120 2)/4= 114354.0 cm 2total cross sectional area= π×400 2/4= 125663.7 cm 2length: 350 cm




volume of SG upper plenumπ(400 2-120 2)/4×350=4.0024 ×10 7cm 3

Branch 8: SG bundle region (I)input: 8 output: 9type: reaction region (1)shell: inner diameter= 400 cm outer diameter= 410 cm thickness= 5.0 cmtube: inner diameter= 1.6 cm

outer diameter= 2.3 cmthickness= 0.35 cmnumber of tubes= 736number of tube arrays= 15pitch: sT= 5.5 cm; s L= 4.0 cm

fraction of free volume f vf v=

s Ts L-πd2/4

s Ts L=5.5×4.0-π×2.3 2/4

5.5×4.0= 0.8111

area: total shell area= π(400 2-120 2)/4= 114354.0 cm 2total cross sectional area= π×400 2/4= 125663.7 cm 2free cross sectional distance= (400-120) = 280.0 cmfree cross sectional distance of one side= (400-120)/2= 140.0 cmfraction of free cross section area=1-Array수*튜브외경/(쉘반경-Inner반경)

= 1-15*2.3/140.0= 0.7536flow area= 114354.0×0.7536= 86173.9 cm 2

equivalent diameter de

- 52 -

π(d2e-d

2o,inner-πpe)

4=f v×

π(d2SG,i-d

2o,inner-πpe)

4

∴d e= d 2SG,i-f v×4πA shell, tot= 400 2-0.8111×

4π×114354.0 = 364.0

length: 212.5 cmother data




Branch 9: SG bundle region (II)input: 9 output: 10type: helical tube bundle shell region (4)shell: inner diameter= 400 cm outer diameter= 410 cm thickness= 5.0 cmtube: inner diameter= 1.6 cm



s Ts L-πd2/4

s Ts L=5.5×4.0-π×2.3 2/4

5.5×4.0= 0.8111


= 1-15*2.3/140.0= 0.7536flow area= 114354.0×0.7536= 86173.9 cm 2

diameter d vd v=

4×net free areafriction surface

=4(s Ls T-πd

2/4)

πd

= 4(4.0*5.5-π2.32/4)

2.3π=9.879 cm

dieq1= 9.879 cmdieq2= d v/sT= 9.879/5.5= 1.796dieq3= s L/sT= 4.0/5.5= 0.727



degree: 270

- 53 -

initial datapressure= 1.0 barvelocity code= 1.0

Branch 10: SG bundle region (III)input: 10 output: 11type: helical tube bundle shell region (4)shell: inner diameter= 400 cm outer diameter= 410 cm thickness= 5.0 cmtube: inner diameter= 1.6 cm



s Ts L-πd2/4

s Ts L=5.5×4.0-π×2.3 2/4

5.5×4.0= 0.8111


= 1-15*2.3/140.0= 0.7536flow area= 114354.0×0.7536= 86173.9 cm 2

diameter d vd v=


=4(s Ls T-πd

2/4)

πd

= 4(4.0*5.5-π2.32/4)

2.3π=9.879 cm






Branch 11: SG bundle region (IV)input: 11 output: 12type: helical tube bundle shell region (4)shell: inner diameter= 400 cm outer diameter= 410 cm thickness= 5.0 cm

- 54 -

tube: inner diameter= 1.6 cmouter diameter= 2.3 cmthickness= 0.35 cmnumber of tubes= 736number of tube arrays= 15pitch: sT= 5.5 cm; s L= 4.0 cm


s Ts L-πd2/4

s Ts L=5.5×4.0-π×2.3 2/4

5.5×4.0= 0.8111


= 1-15*2.3/140.0= 0.7536flow area= 114354.0×0.7536= 86173.9 cm 2

diameter d vd v=


=4(s Ls T-πd

2/4)

πd

= 4(4.0*5.5-π2.32/4)

2.3π=9.879 cm






Branch 12: SG lower plenuminput: 12 output: 13type: simple pipe (1)shell: inner diameter= 400 cm outer diameter= 410 cm thickness= 5.0 cmarea: flow area= π×400 2/4= 125663.7 cm 2length: 350 cmother data




- 55 -

Branch 13: rupture disk pipeinput: 13 output: 14type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 82.0 cm


area: flow area= π×82.0 2/4=5281.02 cm 2length: 150cmother data




Branch 14: cold leg (from SG exit nozzle to vertical-horizontal elbow)input: 13 output: 15type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 82.0 cm






Branch 15: cold leg (from vertical-horizontal elbow to horizontal-horizontal elbow)input: 15 output: 16type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 82.0 cm






Branch 16: cold leg (from horizontal-horizontal elbow to horizontal-vertical elbow)input: 16 output: 17type: simple pipe (1)

- 56 -

pipe: inner diameter= 82.0 cmouter diameter= 84.54 cmthickness=1.27 cm





Branch 17: cold leg (from horizontal-vertical elbow to EMP nozzle)input: 17 output: 18type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 82.0 cm






Branch 18: EMPinput: 18 output: 19type: annulus pipe (2) in EMPouter pipe: inner diameter= 140.0 cm


inner pipe: outer diameter= 126.0 cmhydraulic diameter dh

d h=4π(140.02-126.0 2)/4/(140.0π+126.0π)=14.0 cm

area: flow area= π*(140.0 2-126.0 2)/4= 2924.82 cm 2total cross sectional area= π*140.0 2/4=15393.8 cm 2length: 241 cm




- 57 -

Branch 19: cold leg (from EMP outlet nozzle to vertical-horizontal elbow)input: 19 output: 20type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 82.0 cm






Branch 20: cold leg (from vertical-horizontal elbow to horizontal-vertical elbow)input: 20 output: 21type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 82.0 cm






Branch 21: cold leg (from horizontal-vertical elbow to vertical-horizontal elbow)input: 21 output: 22type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 82.0 cm






Branch 22: cold leg (from vertical-horizontal elbow to T-junction)input: 22 output: 23

- 58 -

type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 82.0 cm






Branch 23: cold leg1 (from T-junction to horizontal-horizontal elbow)input: 23 output: 24type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 58.0 cm






Branch 24: cold leg1 (from horizontal-horizontal elbow to horizontal-vertical elbow)input: 24 output: 25type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 58.0 cm






Branch 25: cold leg1 (from horizontal-vertical elbow to IHX1 lower plenum)input: 25 output: 26type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 59.24 cm

outer diameter= 61.24 cm

- 59 -

thickness= 1.0 cmarea: flow area= π×59.24 2/4=2756.3 cm 2length: 968 cmother data




Branch 26: IHX1 lower plenuminput: 26 output: 27type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 197.67 cm

outer diameter= 199.67 cmthickness= 1.0 cm

area: flow area= π×197.67 2/4= 30688.2 cm 2length: 109.5 cmother data




Branch 27: IHX1 tube bundleinput: 26 output: 28type: tube side of bundle (2)shell: inner diameter= 198.76 cm outer diameter= 203.76 cm

thickness= 2.5 cmtube: inner diameter= 1.27 cm

outer diameter= 1.43 cmthickness= 0.08 cmnumber= 6588pitch= 1.7 cm

area: flow area= π×1.27 2/4*6588 = 8345.5 cm 2total cross sectional area= π×198.76 2/4 = 31027.6 cm 2length: 724.5 cm




Branch 28: IHX1 upper plenuminput: 28 output: 29

- 60 -

type: simple pipe (1)shell: inner diameter= 198.76 cm outer diameter= 203.76 cm

thickness= 2.5 cmarea: flow area= π×198.76 2/4= 31027.6 cm 2length: 67.59 cmother data




Branch 29: annulus pipe1 (from IHX1 exit nozzle to vertical-horizontal elbow)input: 29 output: 30type: annulus pipe (2)outer pipe: velocity of sodium will be the same as in the other hot leg

π(d 2-61.24 2)/4=π×60 2/4 or d= 85.734 cm inner diameter= 85.734 cm


inner pipe outer diameter= 61.24 cmhydraulic diamter dh

d h=4π(85.7342-61.24 2)/4/(85.734π+61.24π)=24.49 cm

area: flow area= π(85.734 2-61.24 2)/4= 2827.43 cm 2total cross sectional area= π×85.734 2/4= 5772.94 cm 2length: 120.0 cm




Branch 30: hot leg1 (from vertical-horizontal elbow to dummy junction)input: 30 output: 31type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm


area: flow area= π×60.0 2/4=2827.43 cm 2length: 815.0 cmother data



- 61 -


Branch 31: hot leg1 (from dummy junction to horizontal-vertical elbow)input: 31 output: 32type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm












Branch 33: hot leg1 (from vertical-horizontal elbow to horizontal-vertical elbow)input: 33 output: 34type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm






- 62 -







Branch 35: hot leg1 (from vertical-horizontal elbow to T-junction)input: 35 output: 5type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm






Branch 36: cold leg2 (from T-junction to horizontal-horizontal elbow)input: 23 output: 36type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 58.0 cm






Branch 37: cold leg2 (from horizontal-horizontal elbow to horizontal-vertical elbow)input: 36 output: 37type: simple pipe (1)

- 63 -

pipe: inner diameter= 58.0 cmouter diameter= 59.905 cmthickness=0.9525 cm





Branch 38: cold leg2 (from horizontal-vertical elbow to IHX2 lower plenum)input: 37 output: 38type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 59.24 cm






Branch 39: IHX2 lower plenuminput: 38 output: 39type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 197.67 cm






Branch 40: IHX2 tube bundleinput: 38 output: 40type: tube side of bundle (2)shell: inner diameter= 198.76 cm


- 64 -

tube: inner diameter= 1.27 cmouter diameter= 1.43 cmthickness= 0.08 cmnumber= 6588pitch= 1.7 cm

area: flow area= π×1.27 2/4×6588=8345.47 cm 2total cross sectional area= π*198.76 2/4=31027.58 cm 2length: 724.5 cm




Branch 41: IHX2 upper plenuminput: 40 output: 41type: simple pipe (1)shell: inner diameter= 198.76 cm


area: flow area= π*198.76 2/4=31027.58 cm 2length: 67.6 cmother data




Branch 42: annulus pipe2 (from IHX2 exit nozzle to vertical-horizontal elbow)input: 41 output: 42type: annulus pipe (2)outer pipe: velocity of sodium will be the same as in the other hot leg

π(d 2-61.24 2)/4=π×60 2/4 or d= 85.734 cm inner diameter= 85.734 cm


inner pipe outer diameter= 61.24 cmhydraulic diameter dh

d h=4π(85.7342-61.24 2)/4/(85.734π+61.24π)=24.49 cm

area: flow area= π(85.734 2-61.24 2)/4= 2827.43 cm 2total cross sectional area= π×85.734 2/4= 5772.94 cm 2length: 120.0 cm


- 65 -



Branch 43: hot leg2 (from vertical-horizontal elbow to dummy junction)input: 42 output: 43type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm






Branch 44: hot leg2 (from dummy junction to horizontal-vertical elbow)input: 43 output: 1type: simple pipe (1)pipe: inner diameter= 60.0 cm






================================================================================

- 66 -

- 67 -

I-4 Structural Data of IHTS Network(1/5)

BranchNo.

BranchName

simple index junction no. (from) junction no. (to) type of branchlength cross section area diameter inclined degree

roughness thickness Young's modulus -init. pressure init. velocity - -

1 Hot Leg-2

1 1 2 1330.00 2827.40 60.00 90.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.00 1.00 - -

2 Hot Leg-2

2 2 3 1250.00 2827.40 60.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.00 1.00 - -

3 Hot Leg-2

3 3 4 1300.00 2827.40 60.00 90.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.00 1.00 - -

4 Hot Leg-2

4 4 5 1328.00 2827.40 60.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.00 1.00 - -

5 Hot Leg

5 5 6 1310.00 2827.40 60.00 270.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.00 1.00 - -

6SG Cover Gas

Region

6 6 7 2210.00 122653.90 400.00 90.00

4.50 5.00 1.9305 -1.00 0.00 - -

7SG

Distributing Region

7 6 8 2350.00 114354.00 280.00 270.00

4.50 5.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

8SG Bundle Region (I)

8 8 9 1212.50 86173.90 364.00 270.00

4.50 5.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

9SG Bundle Region (II)

9 9 10 4212.50 86173.90 364.00 270.00

4.50 5.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

10SG Bundle Region (III)

10 10 11 4212.50 86173.90 364.00 270.00

4.50 5.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

(2/5)

- 68 -

BranchNo.

BranchName

simple index fst junction no. lst junction no. typelength cross section area diameter inclined degree


11SG Bundle Region (IV)

11 11 12 4212.50 86173.90 364.00 270.00

4.50 5.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

12SG Lower

Plenum

12 12 13 1350.00 125663.70 400.00 270.00

4.50 5.00 1.9305 -1.0 0.00 - -

13Rupture Disk

Pipe

13 13 14 1150.00 5281.02 82.00 270.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 0.00 - -

14 Cold Leg

14 13 15 1200.00 5281.02 82.00 270.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

15 Cold Leg

15 15 16 1520.00 5281.02 82.00 0.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

16 Cold Leg

16 16 17 1350.00 5281.02 82.00 0.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

17 Cold Leg

17 17 18 1910.00 5281.02 82.00 90.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

18 EMP

18 18 19 2241.00 2924.81 140.00 90.00

4.50 1.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

19 Cold Leg

19 19 20 11000.10 5281.02 82.00 90.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

20 Cold Leg

20 20 21 1520.00 5281.02 82.00 0.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

- 69 -

(3/5)

BranchNo.

BranchName



21 Cold Leg

21 21 22 1550.00 5281.02 82.00 270.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

22 Cold Leg

22 22 23 1597.00 5281.02 82.00 0.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

23 Cold Leg-1

23 23 24 1328.00 2642.10 58.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

24 Cold Leg-1

24 24 25 1418.00 2642.10 58.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

25 Cold Leg-1

25 25 26 1968.00 2756.30 59.24 270.00

4.50 1.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

26IHX1 Lower

Plenum

26 26 27 1109.50 30688.20 197.67 270.00

4.50 1.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

27IHX1 Tube

Bundle

27 26 28 2724.5 8345.50 198.76 90.004.50 2.50 1.9305 -1.0 1.00 - -

28IHX1 Upper

Plenum

28 28 29 167.59 31027.60 198.76 90.004.50 2.50 1.9305 -1.0 1.00 - -

29Annulus Pipe-1

29 29 30 2120.00 5772.94 85.73 90.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

30 Hot Leg-1

30 30 31 1815.00 2827.43 60.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

- 70 -

(4/5)

BranchNo.

BranchName



31 Hot Leg-1

31 31 32 1800.00 2827.43 60.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

32 Hot Leg-1

32 32 33 1330.00 2827.43 60.00 90.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

33 Hot Leg-1

33 33 34 1250.00 2827.43 60.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

34 Hot Leg-1

34 34 35 1300.00 2827.43 60.00 90.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

35 Hot Leg-1

35 35 5 1328.00 2827.43 60.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

36 Cold Leg-2

36 23 36 1328.00 2642.10 58.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

37 Cold Leg-2

37 36 37 1418.00 2642.10 58.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

38 Cold Leg-2

38 37 38 1968.00 2756.30 59.24 270.00

4.50 1.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

39IHX2 Lower

Plenum

39 38 39 1109.50 30688.20 197.67 270.00

4.50 1.00 1.9305 -1.0 1.00 - -

40IHX2 Tube

Bundle

40 38 40 2724.5 8345.50 198.76 90.004.50 2.50 1.9305 -1.0 1.00 - -

- 71 -

(5/5)

BranchNo.

BranchName



41IHX2 Upper

Plenum

41 40 41 167.59 31027.60 198.76 90.004.50 2.50 1.9305 -1.0 1.00 - -

42Annulus Pipe-2

42 41 42 2120.00 5772.94 85.73 90.00

4.50 1.27 1.9305 -1.0 1.00 - -

43 Hot Leg-2

43 42 43 1815.00 2827.40 60.00 0.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

44 Hot Leg-2

44 43 1 1800.00 2827.40 60.00 270.00

4.50 0.9525 1.9305 -1.0 1.00 - -

- 72 -

I-5 Special Data for Branches and Junctions

Branch Junctionno type dieq1(cm) dieq2(-) dieq3(-) ○ from to ○ type1 1 1 2 52 1 2 3 53 1 3 4 54 1 4 5 55 1 5 6 36 2 338 6 7 37 2 280 6 8 118 1 8 9 49 4 9.88 1.796 0.727 9 10 4

10 4 9.88 1.796 0.727 10 11 611 4 9.88 1.796 0.727 11 12 612 1 12 13 113 1 13 14 314 1 13 15 1015 1 15 16 516 1 16 17 517 1 17 18 518 2 14.0 18 19 119 1 19 20 120 1 20 21 521 1 21 22 522 1 22 23 523 1 23 24 324 1 24 25 525 1 25 26 526 1 26 27 327 2 1.27 26 28 728 1 28 29 129 2 24.4941 29 30 130 1 30 31 131 1 31 32 632 1 32 33 533 1 33 34 534 1 34 35 535 1 35 5 536 1 23 36 537 1 36 37 538 1 37 38 339 1 38 39 740 2 1.27 38 40 141 1 40 41 142 2 24.4941 41 42 143 1 42 43 644 1 43 1 N/A

- 73 -

I-6 Special Data for System Pressure Transient & Chemical Reaction

Descriptions Unit Values Remarks

System Geometry

Pressure behind rupture disk bar 1.0 SDT pressure

SDT junction number - 14 SDT

Volume of Expansion Tank cm3 2.576E+7 Nominal CG volume

Initial Pressure of Expansion Tank bar 1.0 Initial CG pressure

junction number of Expansion Tank - 7 Cover gas

Chemical Reaction

Reaction stochiometry - 0.4

Rate of reaction cm/sec 12000.0

Radius of Leak tube cm 0.8Initial bubble R (1/2 of tube ID)

Reference Temperature K 298.15 20oC

Leak Pattern

Index for Leak Pattern of water/steam - 4 itype

time constant for the 1st pattern change msec 1.0

function of "itype"time constant for the 2nd pattern change msec 1000.0

flowrate constant for the 1st pattern change g/sec 22600.0

flowrate constant for the 2nd pattern change g/sec 7530.0

- 74 -

I-7 KALIMER-600 SWR 해석용 SPIKE 사용자 입력 (Nominal Case)

num:---------1---------2---------3---------4---------51101 44 43 0 1 11102 8 2 8 9 5.d011103 2.0d-5 1.5d01 696.1500 3.0d01104 600.00 1.0000 622.0000 51105 1 1 11106 50 40 101107 6 13 17 19 222 23 24 27 30 311201 1 1 2 11202 330.00 2827.40 60.00 90.001203 4.50 0.9525 1.93051204 1.00 1.002 2 2 3 1 250.00 2827.40 60.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.003 3 3 4 1 300.00 2827.40 60.00 90.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.004 4 4 5 1 328.00 2827.40 60.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.005 5 5 6 1 310.00 2827.40 60.00 270.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.006 6 6 7 2 210.00 122653.90 400.00 90.00 4.50 5.00 1.9305 1.00 0.007 7 6 8 2 350.00 114354.00 280.00 270.00 4.50 5.00 1.9305 1.00 1.008 8 8 9 1 212.50 86173.90 364.00 270.00 4.50 5.00 1.9305 1.00 1.009 9 9 10 4 212.50 86173.90 364.00 270.00 4.50 5.00 1.9305 1.00 1.0010 10 10 11 4 212.50 86173.90 364.00 270.00 4.50 5.00 1.9305 1.00 1.00

- 75 -

11 11 11 12 4 212.50 86173.90 364.00 270.00 4.50 5.00 1.9305 1.00 1.0012 12 12 13 1 350.00 125663.70 400.00 270.00 4.50 5.00 1.9305 1.00 0.0013 13 13 14 1 150.00 5281.02 82.00 270.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 0.0014 14 13 15 1 200.00 5281.02 82.00 270.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0015 15 15 16 1 520.00 5281.02 82.00 0.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0016 16 16 17 1 350.00 5281.02 82.00 0.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0017 17 17 18 1 910.00 5281.02 82.00 90.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0018 18 18 19 2 241.00 2924.81 140.00 90.00 4.50 1.00 1.9305 1.00 1.0019 19 19 20 1 1000.10 5281.02 82.00 90.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0020 20 20 21 1 520.00 5281.02 82.00 0.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0021 21 21 22 1 550.00 5281.02 82.00 270.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0022 22 22 23 1 597.00 5281.02 82.00 0.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0023 23 23 24 1 328.00 2642.10 58.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305

- 76 -

1.00 1.0024 24 24 25 1 418.00 2642.10 58.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0025 25 25 26 1 968.00 2756.30 59.24 270.00 4.50 1.00 1.9305 1.00 1.0026 26 26 27 1 109.50 30688.20 197.67 270.00 4.50 1.00 1.9305 1.00 1.0027 27 26 28 2 724.50 8345.50 198.76 90.00 4.50 2.50 1.9305 1.00 1.0028 28 28 29 1 67.59 31027.60 198.76 90.00 4.5 2.50 1.9305 1.00 1.0029 29 29 30 2 120.00 5772.94 85.73 90.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0030 30 30 31 1 815.00 2827.43 60.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0031 31 31 32 1 800.00 2827.43 60.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0032 32 32 33 1 330.00 2827.43 60.00 90.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0033 33 33 34 1 250.00 2827.43 60.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0034 34 34 35 1 300.00 2827.43 60.00 90.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0035 35 35 5 1 328.00 2827.43 60.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0036 36 23 36 1 328.00 2642.10 58.00 0.00

- 77 -

4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0037 37 36 37 1 418.00 2642.10 58.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0038 38 37 38 1 968.00 2756.30 59.24 270.00 4.50 1.00 1.9305 1.00 1.0039 39 38 39 1 109.50 30688.20 197.67 270.00 4.50 1.00 1.9305 1.00 1.0040 40 38 40 2 724.50 8345.50 198.76 90.00 4.50 2.50 1.9305 1.00 1.0041 41 40 41 1 67.59 31027.60 198.76 90.00 4.50 2.50 1.9305 1.00 1.0042 42 41 42 2 120.00 5772.94 85.73 90.00 4.50 1.27 1.9305 1.00 1.0043 43 42 43 1 815.00 2827.40 60.00 0.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.0044 44 43 1 1 800.00 2827.40 60.00 270.00 4.50 0.9525 1.9305 1.00 1.001205 338.0002 280.0001207 9.879 1.796 0.7272 9.879 1.796 0.7273 9.879 1.796 0.7271205 14.0002 1.2703 24.4944 1.2705 24.4941301 5 5 5 5 32 3 11 4 4 63 6 1 3 10 54 5 5 1 1 55 5 5 3 5 56 3 7 1 1 17 6 5 5 5 5

- 78 -

8 5 5 3 7 19 1 1 61403 1.0001404 141405 2.576d+71406 1.0001407 71501 0.400 12000.00 0.800 298.1501601 4 1.000 1000.0 22600.000 7530.000

SPIKE Input Data for KALIMER-600 IHTSc=====================================================c data for steady-state calculation1102 8 1 8 9 3.d01

c data for transient calculation1102 8 2 8 9 3.d01

c data for the cover gas volume of KALIMER-1501405 9.229d+6

c data for the cover gas volume of KALIMER-6001405 2.5757d+7

c Original input line1601 4 1.000 1000.0 21570.000 7190.000

- 79 -

Fig I-1 KALIMER-600 IHX 모델링 수치

- 80 -

Stator

Inner Core

1.81m0.3m 0.3m

1.6

9m

Stator coil

Liquid Metal Flow Annulus

A

A

1.3

3m

Stator

Inner Core

1.81m0.3m 0.3m

1.6

9m

Stator coil

Liquid Metal Flow Annulus

A

A

A

A

1.3

3m

Volume Flow Rate, m3/s 3.88Pressure, MPa 0.22Na Temp. oC 310Flow Thickness,mm 70Frequency,Hz 40Length, m 1.81Diameter, m 1.69Efficiency, % 31.9slip 0.2

Fig I-2. KALIMER-600 중간계통 EMP 모델링 및 설계인자

- 81 -

Na Outlet

Steam Outlet (2)

Feedwater Inlet(2)

Tube Bundle

Lower Tube Support

Upper Tube Support

Cover Gas (Ar)

Inner Pipe

Na Inlet

17.6

4.1unit : m

2.1

3.5

8.5

3.5

Fig I-3. KALIMER-600 Steam Generator 모델링 및 수치

- 82 -

[부록 II]

SPIKE 코드의 전열관 물/증기 누출 입력모형

- 83 -

II. 소듐-물 반응시의 SPIKE 코드 전열관 누출 입력모형 증기발생기 전열관으로부터 누출되어 shell측 소듐 상으로 유입되는 물/증기 누출량은 계통의 압력과도를 유발하는 가장 중요한 반응원으로서, 이를 모사하기 위하여 SPIKE 코드에서는 그림 II-1과 같은 누출형태를 사용한다. 즉, 일반화된 물/증기 누출율에 관한 선형방정식은 다음 식과 같이 표현될 수 있으며, 각 영역의 누출형태에 따라서 주어진 식의 상수를 구할 수 있다.

dmdt=A(i)t+B(i) (29)

m= ⌠⌡ dm =12A(i)t 2+B(i)t+C(i) (30)

그림 II-1. 일반화된 전열관 물/증기 누출형태 (Pattern 4) [2]

가장 일반적으로 사용되는 Pattern 4에 대해서는 누출율 방정식을 세 영역으로 나누어 구할 수 있다. 먼저 누출율이 일정한 기울기를 가지고 변화하는 첫 번째 영역에 대해서는 다음과 같이 누출량을 정의할 수 있다.

m'=0 at t=0m'=w2 at t= t1m= 0 at t=0

이와 같은 세가지 조건을 이용하면, m' = A(1)t+B(1) 및 m= 12A(1)t 2+B(1)t+C(1)의 관계로

부터 B(1) = 0,A(1) = w 2t 1,C(1) = 0의 관계를 얻게 되며, 시간 t1에서의 누출량 m1을 계산하여

두 번째 영역의 방정식에 적용한다. 첫 번째 영역과 다른 기울기를 가지고 누출율이 변화하는 두 번째 영역에서의 물/증기 누출량은 다음과 같이 정의할 수 있다.

m'=w2 at t= t1m'=w 1 at t= t 2m=m 1 at t= t 1

동일한 방법으로 이 세 가지 조건을 이용하면, m' = A(2)t+B(2) 및 m= 12A(2)t 2+B(2)t+C(2)

의 관계를 활용하여 다음을 얻을 수 있다. A(2) = w 1-w 2

t 2-t 1

B(1) =w- w1-w 2t 2-t 1t 1

C(2) =m 1-w 1-w 22(t 2-t 1)

t 21-{w 1-w 1-w 2t 2-t 1

t 1}t 1

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즉, 세 번째 영역에서는 누출율이 일정한 값을 갖게 되며 이 경우 주어진 조건은 다음과 같이 정리할 수 있다.

m'=w 1 at t=0m'=w 1 at t= t 2m=m 2 at t= t 2

역시 동일한 방법을 적용하면, m' = A(2)t+B(2) 및 m= 12A(2)t 2+B(2)t+C(2)의 관계로부터

다음을 얻게 된다.

A(3) = 0 , B(3) =w 1 C(3) =m 2-w 2t 2

따라서 일반화된 형태의 전열관 물/증기 누출율 방정식의 계수는 표 II-1과 같이 정리할 수 있다.

표 II-1. 일반화된 형태의 전열관 물/증기 누출률 계수

Reference : [2] p.128

No. Pattern Region A(i) B(i) C(i)

1 1 - 0 w1 0

2 2 1 w1t1

0 0

3 2 2 0 w1 C(3)

4 3 1 w1-w2t1

w2 0

5 3 2 0 w1 C(5)

6 4 1 w2t 1

0 0

7 4 2 w1-w2t2-t 1

B(7) C(7)

8 4 3 0 w1 C(8)

표에서 B(7), C(3), C(5), C(7) 및 C(8)은 각각 다음과 같이 정의되며, 이와 같은 계수를 분석하고자 하는 전열관 물/증기 누출량 계산 결과와 결합하여 최종적으로 SPIKE 코드의 사용자입력으로 작성하게 된다. 보다 자세한 사용자 입력 작성 방법은 본 보고서에 기술되어 있는 SPIKE 코드 사용자 입출력 작성방법을 참고하면 된다.

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B(7) = [A(1)-A(2) ]t1+B(1)

C(3) =12[A(2) -A(3)] t 12 +[B(2) -B(3)]t1

C(5) =12[A(4) -A(5)] t 12 +[B(4) -B(5)]t1

C(7) =12[A(6) -A(7)] t 12 +[B(6) -B(7)]t1

C(8) =C(7)+12[A(7) -A(8)] t 22 +[B(7) -B(8)]t2

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[부록 III]

SPIKE 코드 사용자 입력작성 과정 및 출력문 안내

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III.1 SPIKE 코드 입력

SPIKE 전산코드 해석을 위한 사용자 입력 파일은 spike.dat이며, 이를 구성하는 코드 입력자료에 대한 구체적인 사항을 [부록 I]에 차례로 요약하였다. 부록에 제시된 SPIKE 전산코드 입력 수치는 모두 KALIMER-600 소듐-물 반응사고 해석에 사용된 값을 예로 나타낸 것이다. [부록 I]에는 먼저 SPIKE 코드에 사용된 변수들이나 입출력문을 작성 또는 이해하는데 필요한 주요 변수들에 대한 정의와 데이터의 입력형식(format) [I-1], KALIMER-600 설계를 기준으로 작성한 SPIKE 코드 입력변수 계산서[I-2], 그리고 중간계통 배관계에 대한 네트워크 구성을 위한 기하형태 입력 (SPIKE 코드 사용자 입력카드 번호 1201～1204)에 대한 정보[I-3], 소듐-물 반응현상 압력과도 유발과 관련된 전열관 물/증기 누출 입력자료[I-4], special branch 입력[I-5] 및 화학반응 관련 입력인자[I-6] 등이 정리되어 있다. 이와 같은 입력자료의 생산은 [부록 I]에 제시한 중간계통 기기 및 증기발생기에 대한 그림을 토대로 이루어졌으며, 입력자료 계산 과정과 연계하여 빠른 이해를 돕고자 설계인자가 포함된 중간계통 기기 및 증기발생기 그림을 첨부하였다. 또한, [부록 I]의 표 I-7에는 KALIMER-600 소듐-물 반응사고 해석을 위해 실제로 사용된 SPIKE 코드 사용자 입력을 제시하여 향후 추가적인 작업 수행시 활용할 수 있도록 하였다.

SPIKE 코드의 사용자 입력은 [부록 I]에 제시한 정보를 토대로 작성하되, 자세한 입력 변수의 의미 및 적절한 설계 자료는 참고문헌 [1], [2] 및 [7]을 토대로 작성하면 된다. 하지만, 보다 효율적으로 사용자 입력을 작성하고 입력 오류 발생으로 인한 불필요한 시간낭비를 줄이기 위하여 본 절에서는 KALIMER-600 IHTS 및 SG의 소듐-물 반응사고 분석 경험을 토대로 SPIKE 코드 사용자 입력 작성시의 주요 유의 사항 및 입력변수에 대한 추가적인 정보를 다음과 같이 요약, 정리하였다.

◎ [1102 card] - indexss : index for steady state or transient calculations

= 0 for start transient w/o steady state calculation= 1 for steady state calculation only= 2 for transient calculation restart from steady state= 3 {indexss = 2} and save result for next calculation→ 일반적으로 "indexss = 0"에 의해서 st. st. 계산을 수행하고, 생성된 restart

file과 함께 "indexss = 1"로 수정 후 재실행하여 transient 계산 결과를 얻음

- tfss : Final time for steady state calculation→ steady state 계산 종료시간→ 대략 5초 정도면 steady state에 충분히 도달하지만, 계통 배관 구성 등이

복잡해지는 경우에는 10초까지 수행할 필요가 있을 수 있음.

◎ [1103 card] - temi : system average temperature

→ 정상상태 계통 평균온도로서 통상적으로 증기발생기 shell측 소듐 입구온도와 출구온도의 평균값을 사용하며, 절대온도 단위로 입력됨에 유의.

- tf : Final time for transient calculation

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→ steady state 계산 종료시간으로서 대략 5초 정도로 설정함.→ SELPSTA 코드와의 연계 분석시 SELPSTA 코드 계산 시작시간까지만 수행하여

장기거동 해석을 위한 초기조건으로 활용할 수 있음.

◎ [1104 card] - iref : Reference Branch No.

→ 배관계의 과도 계산시 상대적 속도 정의를 위한 참조 branch 번호→ 일반적으로 서로 다른 IHX로부터 나온 고온 소듐이 합쳐져서 증기발생기 shell

측으로 유입되기 전의 통합배관에서의 소듐 속도가 고려되므로, 이 부분에서의 branch 번호가 사용됨.

◎ [1106 card] - indtr : # of branches to be printed

→ 사용 목적에 따라 출력하고자 하는 branch 번호를 입력하며, 이 때 입력하는 branch 수의 개수를 의미함. 예를 들어 1번과 9번만 출력하고자 할 경우에는 2가 됨.

◎ [1107 card] - int(nq) : branch # to be printed

→ indtr에서 정의한 개수에 해당하는 출력용 branch #를 기입함.

◎ [1201 card] - nf(ll) : type of branch

→ IHTS 배관계에서 다양한 모양 및 기능을 가진 branch들의 특성을 반영하기 위한 입력인자

→ [1207 card]와 연계하여 추가입력 요구됨.

◎ [1202 card] - area(l1) : cross-sectional area of pipes

→ IHTS 배관의 단면적으로서 바로 앞의 branch & junction data와 해당 branch & junction data의 consistency가 중요함.

→ consistency를 만족시키지 못하는 경우에는 [ discontinuity of dia.] 라는 error message 출력됨.

→ 따라서 복잡한 배관계에 대한 모델링을 수행하는 경우, 시산을 통해 본 error message 출력 여부를 관찰하고, error 발생시 적절한 배관 기하형상 입력에 대한 수정 작업 요구됨.

◎ [1207 card] - diaeq(i), i=1,2,3

→ 등가직경 및 이의 보정계수들을 의미 → [부록 I]의 표 1-5 참조→ [1201 card] 및 [1207 card]를 연계하여 각각의 branch 별 입력인자와 해당

branch에서의 직경 및 등가직경 등은 표 2와 같이 정리할 수 있음.

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표 2. Definitions of Various concept of Branches and Diameters


Branch Type indexnf Dia dieq(l,k) dieq(2,k) dieq(3,k)

Simple Pipe 1 DP DP 1.0 1.0Tube 2 DS Dt 1.0 1.0

Shell-side(with baffle) 3 DS De Ds

N+1L

1.0Shell-side

(cross flow) 4 DS Dv (DVST )

0.4

(SLST )

0.8

◎ [1301 card] - nj(j1) : index of junction type

→ 복잡한 IHTS 배관계에서 각각의 junction 형태를 정의해주는 입력인자로서, 표 3과 같이 정리할 수 있다.

→ [1201] ～ [1204]에서 입력한 각각의 branch & junction에 대하여 일대일 대응되는 junction의 junction type을 열거하여 입력함

→ [부록 I]의 표 1-5 참조

표 3. Type of junction wrt different index


Junction Type( jc = nj(j) ) Definitions Subroutine

1 Sudden Expansion or Contraction pipe3 tee (up to 6 connection) tee4 reaction zone source6 dummy junction dummy7 closed end closed8 surge tank closed9 far end closed10 rupture disk closed11 enpansion tank expan

◎ [1405 card] - vex(m3) : Volume of expansion tank

→ SPIKE 코드 모델링에서 expansion tank는 별도의 확장 체적을 의미하므로, KALIMER-600 SWR 분석시에는 증기발생기 상단에 위치한 cover gas 체적을 의미함.

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◎ [1501 card] - beta & ramda : Chemical Reaction stochiometry & Reaction rate

→ 화학반응 현상 자체를 지배하는 입력인자들로서, 압력과도를 유발하는 수소 생성량과 관련된 입력인자

→ 보다 상세한 설정 경위를 알기 위해서는 [부록 I]의 표 1-6과 SELPSTA 코드 관련 보고서 참조 요함

◎ [1601 card] - itype : index of tube leak pattern

→ 앞서 4.4절에서 기술한 내용으로서 실질적인 소듐-물 반응 현상 분석을 위해서는 “itype = 4"가 주로 사용됨.

→ 보다 자세한 내용은 [부록 II] 및 참고문헌 [2]의 pp.124-129 참조요함.

- tawt1 & tawt2 : 주어진 "itype"에 해당하는 전열관 누출유량 계산시의 시간 상수→ [부록 II]에서 기술한 내용을 토대로 결정되며, 보다 자세한 내용은 [부록 II] 및

참고문헌 [2]의 pp.124-129 참조요함.

- rawt1 & rawt2 : 주어진 "itype"에 해당하는 전열관 누출유량 계산시의 유량 상수→ [부록 II]에서 기술한 내용을 토대로 결정되며, 보다 자세한 내용은 [부록 II] 및

참고문헌 [2]의 pp.124-129 참조요함.

III.2 SPIKE 코드 출력

SPIKE 코드의 출력은 다음과 같이 요약할 수 있다. - confirm.inp

→ SPIKE 코드 계산을 위한 입력확인과 정상상태 및 과도계산 결과 출력 - restart.dat

→ 초기 정상상태 계산 결과를 출력한 파일로서 과도상태 계산시 초기조건을 제공함. - svar1.dat

→ 사용자 입력에 의해 [1107 card]에서 정의된 branch(들)의 과도 계산결과를 출력한 파일→ 시간에 대하여 해당 branch의 압력 및 온도를 출력함.→ svar1.dat 출력 예

time (sec) Br1_Pr Br1_T Br2_Pr Br2_T ……… Bubble_Pr Bubble_T0.16117E-04 0.99922E+00 -.13447E+01 0.25923E+01 0.00000E+00 ……… 0.14664E+01 0.00000E+000.10161E-02 0.99921E+00 -.13442E+01 0.25923E+01 0.00000E+00 ……… 0.24170E+02 0.46091E+040.20161E-02 0.99920E+00 -.10918E+01 0.25923E+01 0.00000E+00 ……… 0.14608E+02 0.37141E+04

□□ □□ □□ □□ □□ □□ □□ □□

→ [부록 IV]에는 KALIMER-600 소듐-물 반응사고 분석 결과에 대한 출력중 하나인 confirm.inp 내용 중에서 과도계산의 첫 번째 time step 까지의 계산 결과 출력 예를 제시함.

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→ SPIKE 코드를 실행하면, 상기 세 가지 주요 출력 파일 외에 다양한 파일이 생성되지만, 사용자가 주로 관심을 갖는 output은 앞서 언급한 세 가지 파일임에 유의.

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[부록 IV]

KALIMER-600 소듐-물 반응사고 SPIKE 코드 계산 결과

(confitm.inp)

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********************************************************************** CONFIRM INPUT DATA

STRUCTRAL DATA of pipe network number of branches ; 44 number of junctions ; 43 number of surge tanks ; 0 number of rupture disc ; 1 number of expansion tank ; 1 branch number of leak point ; 8 index for steady state calculation ; 2 junction no at 1-st node of the leak branch ; 8 junction no at n-th node of the leak branch ; 9 final time for steady state calculation ; 50.000 sec

INITIAL CONDITIONS initial velocity ; 481.451 cm/sec initial pressure ; 0.907 bar rupture pressure ; 15.000 bar system temperature ; 696.150 K

PROPERTIES of SODIUM density of sodium ; 0.851 g/cm3 viscosity ; 0.002855 poise sound velocity ; 0.236704E+06 cm/sec

TIME DATA integration time ; 0.200000E-04 sec initial time ; 0.161170E-04 sec final time ; 3.000000 sec

CALCULATION CONDITIONS indicator for initial conditions ; 1 indicator for calculation of friction ; 1 indicator for calculation of gravitaion ; 1

indtr ; 10 noprin ; 50 ks ; 40 branch numbers to be printed... 6 13 17 19 22

indtr ; 23 noprin ; 24 ks ; 27 branch numbers to be printed... 30 31 STRUCTURE of the network system l6 l61 nj(l61) l62 nj(l62) 1 1 ( 5) 2 ( 5) 2 2 ( 5) 3 ( 5) 3 3 ( 5) 4 ( 5) 4 4 ( 5) 5 ( 3) 5 5 ( 3) 6 ( 3) 6 6 ( 3) 7 ( 11) 7 6 ( 3) 8 ( 4)

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8 8 ( 4) 9 ( 4) 9 9 ( 4) 10 ( 6) 10 10 ( 6) 11 ( 6) 11 11 ( 6) 12 ( 1) 12 12 ( 1) 13 ( 3) 13 13 ( 3) 14 ( 10) 14 13 ( 3) 15 ( 5) 15 15 ( 5) 16 ( 5) 16 16 ( 5) 17 ( 5) 17 17 ( 5) 18 ( 1) 18 18 ( 1) 19 ( 1) 19 19 ( 1) 20 ( 5) 20 20 ( 5) 21 ( 5) 21 21 ( 5) 22 ( 5) 22 22 ( 5) 23 ( 3) 23 23 ( 3) 24 ( 5) 24 24 ( 5) 25 ( 5) 25 25 ( 5) 26 ( 3) 26 26 ( 3) 27 ( 7) 27 26 ( 3) 28 ( 1) 28 28 ( 1) 29 ( 1) 29 29 ( 1) 30 ( 1) 30 30 ( 1) 31 ( 6) 31 31 ( 6) 32 ( 5) 32 32 ( 5) 33 ( 5) 33 33 ( 5) 34 ( 5) 34 34 ( 5) 35 ( 5) 35 35 ( 5) 5 ( 3) 36 23 ( 3) 36 ( 5) 37 36 ( 5) 37 ( 5) 38 37 ( 5) 38 ( 3) 39 38 ( 3) 39 ( 7) 40 38 ( 3) 40 ( 1) 41 40 ( 1) 41 ( 1) 42 41 ( 1) 42 ( 1) 43 42 ( 1) 43 ( 6) 44 43 ( 6) 1 ( 5)

RUPTURE DISC DATA number initial P. junction no. 1 1.000 14

EXPANSION TANK DATA number volume initial P. junction no. 1 25760000.000 0.999 7

PIPE STRUCTURE and PROPERTY DATA l7 dia(l7) length(l7) area(l7) slope(l7)

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thickness(l8) roughness(l8) modulus(l8) cvel(l7) 1 60.0000 330.0000 2827.4000 90.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148075E+06 2 60.0000 250.0000 2827.4000 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148075E+06 3 60.0000 300.0000 2827.4000 90.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148075E+06 4 60.0000 328.0000 2827.4000 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148075E+06 5 60.0000 310.0000 2827.4000 270.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148075E+06 6 400.0000 210.0000 122653.9000 90.0000 0.500000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.136124E+06 7 280.0000 350.0000 114354.0000 270.0000 0.500000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.179212E+06 8 364.0000 212.5000 86173.9000 270.0000 0.500000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.132934E+06 9 364.0000 212.5000 86173.9000 270.0000 0.500000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.132934E+06 10 364.0000 212.5000 86173.9000 270.0000 0.500000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.132934E+06 11 364.0000 212.5000 86173.9000 270.0000 0.500000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.132934E+06 12 400.0000 350.0000 125663.7000 270.0000 0.500000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.137228E+06 13 82.0000 150.0000 5281.0200 270.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.146962E+06 14 82.0000 200.0000 5281.0200 270.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.146962E+06 15 82.0000 520.0000 5281.0200 0.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.146962E+06 16 82.0000 350.0000 5281.0200 0.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.146962E+06 17 82.0000 910.0000 5281.0200 90.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.146962E+06 18 140.0000 241.0000 2924.8100 90.0000 0.100000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.540297E+05 19 82.0000 1000.1000 5281.0200 90.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.146962E+06 20 82.0000 520.0000 5281.0200 0.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.146962E+06 21 82.0000 550.0000 5281.0200 270.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.146962E+06 22 82.0000 597.0000 5281.0200 0.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.146962E+06 23 58.0000 328.0000 2642.1000 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.149601E+06 24 58.0000 418.0000 2642.1000 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.149601E+06 25 59.2400 968.0000 2756.3000 270.0000 0.100000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.150836E+06

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26 197.6700 109.5000 30688.2000 270.0000 0.100000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.976102E+05 27 198.7600 724.5000 8345.5000 90.0000 0.250000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.821701E+05 28 198.7600 67.5900 31027.6000 90.0000 0.250000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.137512E+06 29 85.7300 120.0000 5772.9400 90.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.144954E+06 30 60.0000 815.0000 2827.4300 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148076E+06 31 60.0000 800.0000 2827.4300 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148076E+06 32 60.0000 330.0000 2827.4300 90.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148076E+06 33 60.0000 250.0000 2827.4300 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148076E+06 34 60.0000 300.0000 2827.4300 90.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148076E+06 35 60.0000 328.0000 2827.4300 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148076E+06 36 58.0000 328.0000 2642.1000 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.149601E+06 37 58.0000 418.0000 2642.1000 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.149601E+06 38 59.2400 968.0000 2756.3000 270.0000 0.100000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.150836E+06 39 197.6700 109.5000 30688.2000 270.0000 0.100000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.976102E+05 40 198.7600 724.5000 8345.5000 90.0000 0.250000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.821701E+05 41 198.7600 67.5900 31027.6000 90.0000 0.250000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.137512E+06 42 85.7300 120.0000 5772.9400 90.0000 0.127000E+01 0.450000E-02 0.193050E+07 0.144954E+06 43 60.0000 815.0000 2827.4000 0.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148075E+06 44 60.0000 800.0000 2827.4000 270.0000 0.952500E+00 0.450000E-02 0.193050E+07 0.148075E+06

BRANCH TYPE for SPECIAL FRICTION FACTOR branch no type dieq(1) dieq(2) dieq(3) 6 tube 338.0000 7 tube 280.0000 9 shell cross 9.8790 1.2639 0.7749 10 shell cross 9.8790 1.2639 0.7749 11 shell cross 9.8790 1.2639 0.7749 18 tube 14.0000 27 tube 1.2700 29 tube 24.4940 40 tube 1.2700

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42 tube 24.4940

DATA of calculated initial conditions l9 n(l9) dz(l9) po(l9) uo(l9) 1 8 47.1429 1.00 622.00 2 6 50.0000 1.00 622.00 3 7 50.0000 1.00 622.00 4 8 46.8571 1.00 622.00 5 8 44.2857 1.00 622.00 6 6 42.0000 1.00 0.00 7 8 50.0000 1.00 15.38 8 6 42.5000 1.00 20.41 9 6 42.5000 1.00 20.41 10 6 42.5000 1.00 20.41 11 6 42.5000 1.00 20.41 12 8 50.0000 1.00 0.00 13 4 50.0000 1.00 0.00 14 5 50.0000 1.00 333.01 15 12 47.2727 1.00 333.01 16 8 50.0000 1.00 333.01 17 20 47.8947 1.00 333.01 18 6 48.2000 1.00 601.28 19 21 50.0050 1.00 333.01 20 12 47.2727 1.00 333.01 21 12 50.0000 1.00 333.01 22 13 49.7500 1.00 333.01 23 8 46.8571 1.00 665.62 24 10 46.4444 1.00 665.62 25 21 48.4000 1.00 638.04 26 4 36.5000 1.00 57.31 27 16 48.3000 1.00 210.73 28 3 33.7950 1.00 56.68 29 4 40.0000 1.00 304.64 30 18 47.9412 1.00 621.99 31 17 50.0000 1.00 621.99 32 8 47.1429 1.00 621.99 33 6 50.0000 1.00 621.99 34 7 50.0000 1.00 621.99 35 8 46.8571 1.00 621.99 36 8 46.8571 1.00 665.62 37 10 46.4444 1.00 665.62 38 21 48.4000 1.00 638.04 39 4 36.5000 1.00 57.31 40 16 48.3000 1.00 210.73 41 3 33.7950 1.00 56.68 42 4 40.0000 1.00 304.64 43 18 47.9412 1.00 622.00 44 17 50.0000 1.00 622.00

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REACTION DATA reaction stoichiometry 0.400 - reaction constant 0.120000E+05 cm/sec

radius of steam generator 182.000 cm radius of tubes in S/G 0.80 cm reference temperature 298.15 K maximum reaction temperature 1827.01 K

number of unknown variables 9 their initial values are as follows 0.161170E-04 0.000000E+00 0.800000E+00 0.000000E+00 0.696150E+03 0.146645E+01 0.977993E-03 0.977993E-03 0.146645E+01 1.611704650310357E-005 1.00891089601184 0.800000000000000 1.22880361536683 1 ********************************************************************** RESULT OF PRESSURE TRANSIENT,

time =0.161170E-04 steps = 1

conditions of the leaked branch mdash, a, ur, T p, dm/dt, m, pr

0.000000E+000.800000E+000.000000E+000.696150E+03 0.146645E+010.977993E-030.977993E-030.146645E+01 Resultant pressure propagation branch nod number number distance pressure velocity 6 1 0.000000E+00 0.117443E+01 -.134465E+01 6 6 0.210000E+03 0.999222E+00 -.134467E+01 13 1 0.000000E+00 0.246711E+01 0.341112E-06 13 4 0.150000E+03 0.259226E+01 0.000000E+00 17 1 0.000000E+00 0.262992E+01 0.110096E+03 17 20 0.910000E+03 0.187032E+01 0.110100E+03 19 1 0.000000E+00 0.165766E+01 0.110109E+03 19 21 0.100010E+04 0.822808E+00 0.110114E+03 22 1 0.000000E+00 0.127754E+01 0.110111E+03 22 13 0.597000E+03 0.127723E+01 0.110111E+03 23 1 0.000000E+00 0.127723E+01 -.273728E+03 23 8 0.328000E+03 0.127944E+01 -.273728E+03 24 1 0.000000E+00 0.128701E+01 -.273728E+03 24 10 0.418000E+03 0.128982E+01 -.273728E+03 27 1 0.000000E+00 0.211123E+01 -.904014E+02 27 16 0.724500E+03 0.156732E+01 -.904102E+02 30 1 0.000000E+00 0.139846E+01 -.266859E+03 30 18 0.815000E+03 0.140305E+01 -.266859E+03 31 1 0.000000E+00 0.140305E+01 -.266859E+03 31 17 0.800000E+03 0.140752E+01 -.266859E+03 3.611704650310357E-005 1.00891086349780 0.800230134797460

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1.22880361536683 5.611704650310358E-005 1.00891086369044 0.801177870638988 1.22880361536683 7.611704650310358E-005 1.00891086388309 0.829497254351682 1.22880361536683 9.611704650310357E-005 1.00891086407574 0.877031319828587 1.22880361536683 1.161170465031036E-004 1.00891086426839 0.955301903428082 1.22880361536683 1.361170465031036E-004 1.00891086446105 1.06636415256981 1.22880361536683 1.561170465031036E-004 1.00891086465371 1.20169065396305 1.22880361536683 1.761170465031036E-004 1.00891086484637 1.34871546396481 1.22880361536683 1.961170465031036E-004 1.00891086503904 1.49843973778885 1.22880361536683 2.161170465031036E-004 1.00891086523171 1.64647062838220 1.22880361536683 2.361170465031036E-004 1.00891086542439 1.79113077518060 1.22880361536683 2.561170465031036E-004 1.00891086561707 1.93197957786841 1.22880361536683 2.761170465031036E-004 1.00891086580975 2.06908161579548 1.22880361536683 2.961170465031036E-004 1.00891086600243 2.20268746938795 1.22880361536683 3.161170465031036E-004 1.00891086619512 2.33309968624859 1.22880361536683 3.361170465031036E-004 1.00891086638781 2.46061818225961 1.22880361536683 3.561170465031036E-004 1.00891086658050 2.58551962652087 1.22880361536683 3.761170465031036E-004 1.00891086677320 2.70805135821648 1.22880361536683 3.961170465031036E-004 1.00891086696590 2.82843138919618 1.22880361536683 4.161170465031036E-004 1.00891086715860 2.94685077526729 1.22880361536683 4.361170465031036E-004 1.00891086735130 3.06347671830848 1.22880361536683 4.561170465031036E-004 1.00891086754401 3.17845569401066 1.22880361536683 4.761170465031036E-004 1.00891086773672 3.29191632338355 1.22880361536683 4.961170465031036E-004 1.00891086792943 3.40397189782078 1.22880361536683 5.161170465031036E-004 1.00891086812215 3.51472255199094 1.22880361536683 5.361170465031037E-004 1.00891086831487 3.62425711334488 1.22880361536683

- 100 -

5.561170465031037E-004 1.00891086850758 3.73265466842390 1.22880361536683 5.761170465031038E-004 1.00891086870030 3.83998588715407 1.22880361536683 5.961170465031038E-004 1.00891086889302 3.94631414298492 1.22880361536683 6.161170465031039E-004 1.00891086908573 4.05169646193656 1.22880361536683 6.361170465031039E-004 1.00891086927844 4.15618432866537 1.22880361536683 6.561170465031040E-004 1.00891086947114 4.25982437309657 1.22880361536683 6.761170465031041E-004 1.00891086966381 4.36265895719550 1.22880361536683 6.961170465031041E-004 1.00891086985645 4.46472667808096 1.22880361536683 7.161170465031042E-004 1.00891087004904 4.56606280087842 1.22880361536683 7.361170465031042E-004 1.00891087024156 4.66669963239446 1.22880361536683 7.561170465031043E-004 1.00891087043397 4.76666684479036 1.22880361536683 7.761170465031043E-004 1.00891087062623 4.86599175687297 1.22880361536683 7.961170465031044E-004 1.00891087081827 4.96469957934168 1.22880361536683 8.161170465031044E-004 1.00891087101002 5.06281362928137 1.22880361536683 8.361170465031045E-004 1.00891087120137 5.16035551832933 1.22880361536683 8.561170465031045E-004 1.00891087139217 5.25734531823393 1.22880361536683 8.761170465031046E-004 1.00891087158224 5.35380170693670 1.22880361536683 8.961170465031046E-004 1.00891087177136 5.44974209782439 1.22880361536683 9.161170465031047E-004 1.00891087195922 5.54518275439408 1.22880361536683 9.361170465031047E-004 1.00891087214547 5.64013889223903 1.22880361536683 9.561170465031048E-004 1.00891087232964 5.73462476998243 1.22880361536683 9.761170465031048E-004 1.00891087251116 5.82865377055072 1.22880361536683 9.961170465031049E-004 1.00891087268935 5.92223847398112 1.22880361536683 1.016117046503105E-003 1.00891087286335 6.01539072279076 1.22880361536683

- 101 -

[부록 V]

SELPSTA 코드 입력인자

- 102 -

V.1 Special Input data of SELPSTA code for KALIMER-600

(1/2)Descriptions Variables unit Value

Water/steam leak model ILEAK [-] 2Low-pressure rupture disk model IRDTNK [-] 2Selection of cover gas property IGAS [-] 2Number of guillotine break tubes NDEGB [EA] 3Number of Leak Injection Area NAINJ [EA] 2Heat copacity adjustment factor (for gas) CPADJ [-] 1Initiating time of calculation TIME0 [sec] 1Initial calculation time step DTIME0 [sec] 1.0D-3Ending time of calculation ENDTIME [sec] 1000.0Feed Water Isolation Time TIMEISL [sec] 30.0Tube-side Steam Dumping Time TIMEDRY [sec] 90.0Inertia Coefficient for H2 Production GAMMA [-] 0.05Minimum calculation time step DTMIN [sec] 5.D-3Maximum calculation time step DTMAX [sec] 0.1Timestep Control Factor DPESP [-] 0.05Steam Pressure at Normal Operation Condition PTSTM [MPa] 16.5Steam Temperature at Normal Operation Condition TTSTM [oC] 503.1Steam Enthalpy at Normal Operation Condition ENHG [kJ/kg] 3299.5Steam to Hydrogen Molar Conversion Factor ALPHA [-] 0.7SG heat transfer tube diameter DTUBE [m] 0.016Injected Nitrogen Gas Pressure PTN [MPa] 2.0Initial cover gas volume VCGI [m3] 25.76Initial sodium volume in shell-side SG VNAI [m3] 165.6Initial SDT volume VTNKI [m3] 250.0

- 103 -

(2/2)Descriptions Variables unit Value

Initial cover gas pressure for Long-term Analysis PCGI [MPa] 0.4226Initial cover gas temperature for Long-term Analysis TCGI [oC] 526.0Initial sodium temperature for Long-term Analysis TNAI [oC] 423.0Initial cover gas temperature for Long-term Analysis TTNKI [oC] 200.0SDT gas pressure during normal plant operation PTNKI [MPa] 0.1Constant Temperature for H2 gas production THGNK [K] 1300.0Heat Transfer Adjustment Factor for CG heat loss CDEPR [-] 6.0Diameter of sodium drain tank SDTDIA [m] 5.79Initial Sodium Level in SDT SDTNAH [m] 0.5Flow area of SG upper plenum ANAUP [m2] 11.4354Flow area of SG tube bundle region ABNDL [m2] 8.6174Flow area of SG lower plenum ANALP [m2] 12.5664SG upper plenum Height ELNAUP [m] 3.5SG tube bundle Height ELBNDL [m] 8.5SG lower plenum Height ELNALP [m] 3.5Initial sodium level in shell-side SG ELNAI [m] 15.5Minimum sodium level to check sodium clearing ELBTM [m] 0.01IHTS Normal Flowrate per Loop WMFNA [kg/sec] 2906.6Diameter of Sodium Discharge Pipe DHEX [m] 0.82Length of Sodium Discharge Line WLEX [m] 1.5Total Form Loss Coefficient of sodium dump path FKEX [-] 5.4Rupture Disk break Pressure PRDSET [MPa] 1.5SDT low-pressure Rupture Disk break Pressure PRDTNK [MPa] 0.25weighting factor for SDT gas temperature calculation FACTSDT [-] 1

서 지 정 보 양 식

수행기관보고서번호 위탁기관보고서번호 표준보고서번호 INIS 주제코드

KAERI/TR-3165/2006

제목 / 부제

KALIMER-600 소듐-물 반응사고 특성평가

연구책임자 및 부서명 어 재 혁 (유체공학연구부)

연 구 자 및 부 서 명

김 세 윤, 김 성 오 (유체공학연구부)

출 판 지 대전 발행기관 한국원자력연구소 발행년 2006

페 이 지 103 p. 도 표 있음( ○ ), 없음( ) 크 기 A4

참고사항

비밀여부 공개( ○ ), 대외비( ),

__ 급비밀보고서종류 기술보고서

연구위탁기관 계약 번호

초록 (15-20줄내외)

소듐을 냉각재로 사용하는 액체금속로 증기발생기의 안전성 확보를 위해 KALIMER-600 증기발생기 및 중

간열전달계통의 소듐-물 반응사고 발생시 계통 내의 압력거동을 분석하고, 이를 토대로 중간계통 설계압력

및 파열판 (rupture disk) 설정압력의 적절성을 평가하였다. SWR의 해석은 기 수행 연구를 통해 개발된

SWR 초기 압력파 해석용 SPIKE 코드 및 반응 중․후기 계통 질량유입단계 해석용 SELPSTA 코드를 활용하

였다. 본 보고서에서는 각 코드의 주요 특징 및 해석모형을 간략히 기술하고 KALIMER-600 설계인자를 토

대로 소듐-물 반응 현상을 상세히 분석하였다. 소듐-물 반응 초기의 압력 거동을 해석하기 위한 SPIKE의

입력자료 설정 및 정상상태 계산을 통해 과도기 압력파 전파 특성을 분석하였으며, 소듐-물 반응의 중․후기

계통 압력변화 분석을 위해서 계통 설계인자 특성을 반영한 SELPSTA의 입력자료를 설정하여 과도 압력의

장기거동을 평가하였다. 본 연구에서 수행한 KALIMER-600의 SWR 종합적 특성평가 결과는 파열판 개방압

력 설정 및 증기발생기 크기 결정 등을 포함하는 소듐-물 반응사고 방지 및 완화계통 설계 기준을 설정하는

데 기본 자료로 활용될 수 있다. 특히, 향후 계통 기기의 구조적 건전성 확보를 위해 보다 다양한 경우를 분

석함으로써 IHTS 및 SGS 등의 구체적인 계통 설계 작업에 효과적으로 활용될 수 있을 것으로 기대된다.

주제명키워드

(10단어내외) KALIMER-600, SWR, SPIKE 코드, SELPSTA 코드,

증기발생기, 압력파 전파, 질량 및 에너지 전달, 파열판, cover gas, 전열관 파단

BIBLIOGRAPHIC INFORMATION SHEET

Performing Org.Report No.

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Stamdard Report No. INIS Subject Code

KAERI/TR-3165/2006

Title / Subtitle

Evaluation of System Dynamic Responses during a SWR Event in KALIMER-600

Project Managerand Department Jae-Hyuk Eoh (Fluid System Engineering Division)

Researcher and Department

Seyun Kim, Seong-O Kim (Fluid System Engineering Division)

PublicationPlace

Taejon Publisher KAERI Publication Date 2006

Page 103 p. Ill. & Tab. Yes(○), No ( ) Size A4

Note

Classified Open(○), Restricted( ), ___ Class Document Report Type Technical Report

Sponsoring Org. Contract No.

Abstract(15-20 Lines)

A sodium-water reaction (SWR) has been considered as one of the most important safety issues to be resolved for designing the steam generator and the related systems of a sodium-cooled fast reactor (SFR). Since the system dynamic responses during a SWR event obviously show different characteristics between the initial wave propagation stage and the long-term period of a bulk motion, its analysis should also be performed for both major events in general. Based on the considerations of fundamental features of SWR phenomena, the whole stage of a SWR event in KALIMER-600 including the initial wave propagation and the long-term mass & energy transfer was evaluated by using the SPIKE and the SELPSTA code, which are developed for solving initial wave propagation phenomena and for considering long-term mass & energy transfer phenomena, respectively. In this study, to simulate the SWR event of KALIMER-600, the procedures of the input parameter preparation for both codes such as geometry data, water/steam leak rate, and hydrogen generation data, etc. are provided, and the pressure transient analyses were made on the basis of organized code systems. By using the evaluation results preformed in this study, the guidelines for an appropriate pressure relief system design including R/D break pressure, SG sizing, etc. are also proposed with sufficient considerations of the system design features. It is expected that the results of this study will contribute to the design improvement of SG and IHTS and design optimization of the SWR mitigation system in KALIMER-600 in the future.

Subject Keywords(About 10 words)

KALIMER-600, SWR, SPIKE, SELPSTA, Steam Generator,

wave propagation, mass&energy transfer, rupture disk, cover gas, tube rupture

kalimer-600 소듐-물 반응사고 특성평가

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