[논문]KSTAR PFC와 진공용기의 가열탈리 단계에서의 온도특성에 관한 연구

유성연; 김영진; 정남용; 김경민; 이제묘

doi:10.6110/kjacr.2015.27.3.158

문제 정의

본 연구에서는 PFC와 VV가 가열목표온도에 도달하지 못하는 원인을 찾기 위해 PFC와 VV에서의 온도 특성을 열회로망(Thermal Network)을 사용하여 해석하였다. 열회로망을 근거로 PFC와 VV에서의 열평형식을 세우고, 설계자료와 실험결과를 이용하여 PFC와 VV를 비롯한 장치 구성품들과 실내공기로의 열전달을 분석하고 해석방법의 타당성을 검증하였다.
(2) PFC의 가열에서 실험과 해석의 열전달량 차이가 온도상승단계에서는 최대 20 kW이지만, 실험목표 온도에 도달하기 위한 최대열량은 차이가 거의 없다.본 연구의 목적은 최대필요공급열량을 얻는 것이므로 온도상승단계에서의 오차는 무시할 수 있다.
온도상승단계에서는 유지단계보다 VV 자체온도와 VV 중온수 출구온도의 차가 더 크다. 하지만, 본 연구의 목적은 온도상승단계나 유지단계 과정의 열량을 알고자하는 것이 아니고, 최대열량을 구하는 것이다. 최대 복사전달열량은 약 130 kW로 실험결과와 해석의 값이 유사하다.

가설 설정

은 PFC에서 VV 포트의 후렌지 내면으로의 복사전달열량이 중복되어 있다. 다만 #에서의 PFC에서 VV 포트의 후렌지 내면으로의 복사전달열량은 VV 포트의 온도와 후렌지 내면의 온도가 동일하다는 가정 하에 산정하였다. PFC 및 VV에서 IVCC로의 복사전달열량(#)에는 VV에서 IVCC로의 복사전달열량이 포함되었기 때문에 #에서 VV에서 IVCC로의 복사전달열량은 VV에 대한 열평형식(2)에서 우 항에 배치되어야 하지만, 본 연구에서는 이 열량이 상대적으로 적기 때문에 계산의 간소화를 위해 좌 항에 배치했다.

제안 방법

본 연구에서의 실험결과는 서론에서 언급한 2011년 1차 실험결과가 아니고, 2013년 3차 실험결과이다. 1차 실험결과를 통해서 현재의 가열설비로는 PFC와 VV가 실험목표 온도로 가열되기 어렵다는 것을 알았기 때문에 2, 3차 실험에서는 우선적으로 VV의 온도를 110℃ 로 유지하면서 PFC의 온도를 조정하여 가열탈리를 진행하였다.
PFC와 VV가 실험목표온도에 도달하지 못하는 원인은 찾기 위해 PFC와 VV에서의 온도특성을 열회로망 기법을 이용하여 해석하였으며, 열회로망 해석방법의 신뢰성을 검증하기 위해서 열회로망 해석에서 얻은 열량을 실험에서 구한 열량과 비교하였다. Fig.
또한 설계시 PFC에서 VV로의 복사열전달 계산에서 재질의 방사율의 선정에 오류가 있었다. VV의 재질인 STS316L 방사율 적용에서 충분히 다듬질(Polishing)된 표면의 방사율 0.1을 적용하였다.⁽⁴⁾그러나 실제 VV의 방사율은 VV 내부의 유지보수와 가열탈리를 반복하면서 커지기 때문에 본 연구에서는 VV의 방사율을 0.
검증된 PFC에 대한 열평형식(1)과 VV에 대한 열평 형식(2)에 PFC의 온도, VV의 온도, 실내공기 온도만을 대입하여 PFC 300℃, VV 110℃로 유지하기 위한 PFC의 요구가열열량과 VV의 요구가열열량 및 냉각열량을 구할 것이다.
본 논문에서는 열회로망을 사용하여 PFC와 VV에서의 열평형식을 만들고, 설계자료 및 실험결과를 근거로 해석방법을 검증하였다. 그리고 검증된 열평형식들을 이용하여 실험목표온도 달성에 필요한 각각의 가열량을 해석하여 다음과 같은 결론을 얻었다.
지금까지 PFC에 대한 열평형식(1)과 VV에 대한 열평형식(2)의 식들 중 식(3)~식(6)의 실험과 해석결과의 비교를 통해서 앞의 식들이 모델로서 검증되었다. 그리고 이 모델들을 열평형식(1), (2)에 대입하여 열평형식 들의 타당성을 검증하고 오차의 크기를 통해 해석방법의 신뢰성을 확보하였다. 열평형식(1), (2)는 온도상승단계와 유지단계를 통틀어 전체 실험구간에서 약 15%의 오차가 있다.
이 식은 PFC에 대한 열평형식(1)의 실험결과에 의해 얻은 열량에 의해 검증되었다. 둘째 식의 형태계수는 2개의 형태계수 식을 혼합 적용하였고, 포트의 형태를 직사각형 덕트의 형태로 간주하였으며 단면적이 제일 큰 수평포 트를 모델로 했다. 모델로 선정된 포트는 사각 덕트에서 후렌지 면이 밀폐되고, 후렌지의 반대 면(PFC와 마주 하는 면)이 개방된 형상이다.
16과 같이 PFC와 VV 그리고 실험장치 실내의 온도뿐이 다. 따라서 Fig. 17과 Fig. 19의 열량 그래프를 생성하기 위해서 PFC와 VV로부터 복사열을 받는 IVCC의 온도변화 모델과 VV로부터 복사열을 받는 VVTS의 온도변화 모델을 만들었고, PFC와 VV 포트에서 실험실내의 공기로 전달되는 손실열량저항 모델을 만들었다. 위의 온도 변화 모델들은 가열탈리 실험에서 얻은 각 구조물들의 온도변화 실험결과를 근거로 만들었고, 이는 PFC와 VV 의 온도조건에 대한 모델이다.
본 논문에서는 열회로망을 사용하여 PFC와 VV에서의 열평형식을 만들고, 설계자료 및 실험결과를 근거로 해석방법을 검증하였다. 그리고 검증된 열평형식들을 이용하여 실험목표온도 달성에 필요한 각각의 가열량을 해석하여 다음과 같은 결론을 얻었다.
본 연구에서 적용된 무한길이의 동심실린더 간의 복사열전달식, 평행한 무한길이의 평판 간의 복사열전달식, 그리고 나열된 실린더와 무한길이의 평판사이의 형태계수 식은 기 발표된 문헌의 식을 사용하였고, 실험을 통해 재검증되었다.
본 연구에서는 PFC와 VV가 가열목표온도에 도달하지 못하는 원인을 찾기 위해 PFC와 VV에서의 온도 특성을 열회로망(Thermal Network)을 사용하여 해석하였다. 열회로망을 근거로 PFC와 VV에서의 열평형식을 세우고, 설계자료와 실험결과를 이용하여 PFC와 VV를 비롯한 장치 구성품들과 실내공기로의 열전달을 분석하고 해석방법의 타당성을 검증하였다. 이를 토대로본 연구의 궁극적인 목적인 PFC 300℃, VV 110℃를 유지하기 위해 필요한 PFC의 요구가열열량과 VV의 요구 가열 및 냉각열량을 구하였다.
3의 열회로망은 KSTAR 주장치 내부에 있는 PFC와 VV로 공급된 열량이 각 구성품을 가열하고 실내공기로의 손실되는 경로를 나타내고 있다. 이 열회로망을 토대로 PFC에 대한 열평형식(1)과 VV에 대한 열평형식(2)을 수립했다.
열회로망을 근거로 PFC와 VV에서의 열평형식을 세우고, 설계자료와 실험결과를 이용하여 PFC와 VV를 비롯한 장치 구성품들과 실내공기로의 열전달을 분석하고 해석방법의 타당성을 검증하였다. 이를 토대로본 연구의 궁극적인 목적인 PFC 300℃, VV 110℃를 유지하기 위해 필요한 PFC의 요구가열열량과 VV의 요구 가열 및 냉각열량을 구하였다.
9는 PFC와 VV의 목표온도에 달성하기 위한 PFC와 VV에 공급열량을 구하기 위해 열평형식을 얻기 위한 절차이다. 절차는 열회로망을 사용하여 열평 형식을 만들고, 설계자료와 실험결과를 근거로 열평 형식과 각 모델들을 검증한다. 다음은 IVCC와 VVTS 의 온도모델과 PFC에서 실내공기로의 열전달저항식과 VV에서 실내공기로의 열전달저항식을 만든다.

대상 데이터

In-vessel Control Coil(IVCC)에는 가열탈리 실험 중에 탄화방지를 위해 냉각수 36,720 kg/h를 순환하였고, VVTS와 SM에는 극저온 헬륨을 순환하지 않았다. 가열 대상인 PFC와 VV에 순환열매체와 유량은 각각 고온질소 19,953 kg/h, 중온수 93,300 kg/h이다.⁽⁷⁾기타조건은 PFC들 간의 온도차는 20℃ 이하, PFC와 VV의 온도상승 기울기는 각각 30℃, 20℃ 이하이어야 한다.
가열대상은 Fig. 1에 보인 KSTAR 주장치 구성품인 PFC와 VV이다. PFC는 Fig.
전도전달열량식의 열전도계수, 전도면적 그리고 전도두께는 설계 자료를 참고하였다. 대류전달열량식의 대류열전달계수는 자연대류에서 보온재 표면온도 40℃에서의 값인 0.0035 W/㎡K을 선정하였고, 실내 온도는 배관이 설치된 실의 온도인 30℃를 선정하였다.대류열전달계수는 중온수의 온도가 30~110℃일 때 보온재 표면온도가 30~50℃사이이므로 40℃를 기준으로 선정하였다.
둘째 식의 형태계수는 2개의 형태계수 식을 혼합 적용하였고, 포트의 형태를 직사각형 덕트의 형태로 간주하였으며 단면적이 제일 큰 수평포 트를 모델로 했다. 모델로 선정된 포트는 사각 덕트에서 후렌지 면이 밀폐되고, 후렌지의 반대 면(PFC와 마주 하는 면)이 개방된 형상이다. 복사열전달은 포트의 한면에서 후렌지로 전달되는 열량을 계산하고, 포트의 면이 상하좌우 4개이므로 앞의 계산 값에 4를 곱하였다.
보온재 표면에서 실내공기로의 복사열량은 상대적으로 작고 계산을 간소화하기 위해 대류전달열량에 포함된 것으로 하였다. 전도전달열량식의 열전도계수, 전도면적 그리고 전도두께는 설계 자료를 참고하였다. 대류전달열량식의 대류열전달계수는 자연대류에서 보온재 표면온도 40℃에서의 값인 0.

이론/모형

KSTAR 가열탈리 단계에서의 온도특성을 해석하기 위해 열회로망 기법을 사용하였으며, Fig. 3의 열회로망은 KSTAR 주장치 내부에 있는 PFC와 VV로 공급된 열량이 각 구성품을 가열하고 실내공기로의 손실되는 경로를 나타내고 있다. 이 열회로망을 토대로 PFC에 대한 열평형식(1)과 VV에 대한 열평형식(2)을 수립했다.
BP과 VV의 일부 면으로부터 복사열을 받는다.따라서 각각의 면에서 전달된 열을 더하였고, 작은 물체가 큰 공간으로의 복사열전달(Small object in a large cavity)식⁽⁹⁾을 적용하였다. 이 식의 형태계수는 무한평면에서 나열된 실린더로 열이 전달되는 형상(Infinitelyplane and row of cylinders)식 (9)을 적용하였다.
8과 같이 각 부분의 PFC가 VV의 수직포트와 수평포트에 각각 복사열을 전달하는 식이다. 이 식들은 2개의 표면을 가진 밀폐용기 내의 복사열전달식⁽⁹⁾을 적용하였고, 이 식들의 형태계수는 같은 축의 평행한 디스크의 형상(Coaxial parallel disks)식⁽⁹⁾을 적용하였다.
따라서 각각의 면에서 전달된 열을 더하였고, 작은 물체가 큰 공간으로의 복사열전달(Small object in a large cavity)식⁽⁹⁾을 적용하였다. 이 식의 형태계수는 무한평면에서 나열된 실린더로 열이 전달되는 형상(Infinitelyplane and row of cylinders)식 (9)을 적용하였다. IVCC로 전달되는 열량은 IVCC에 순환되는 냉각수유량과 온도 차로 검증되었다.
식(4)는 2개의 항이며 가운데 항은 VV에서 VVTS로의 복사전달열량이고, 우항은 SM 자체의 가열에너지이다. 중앙의 항은 Fig. 5와 같이 VV 외면을 VVTS의 면이 30 mm 이격되어 감싼 형상이므로 매우 크고 평행한 평판들의 형상(Infinitely Large Parallel Plates)의 열전달식⁽⁹⁾을 적용하였다.
한면의 형태계수는 포트의 하나의 면에서 반대 면과 측면으로의 형태계수를 모두 더한 값에서 1과의 차로 산정했다. 형태계수의 적용 식은 전자(반대 면)는 직사각형에서 마주보는 동일한 면의 형상(Aligned Parallel Rectangles)식⁽⁹⁾를 적용했고, 후자(측면)는 직사각형에서 동일가장자리를 갖는 서로 수직인 두 개의 면의 형상(Perpendicular Rectangles with a Common Edge)식⁽⁹⁾을적용하였다.

성능/효과

(2) PFC의 가열에서 실험과 해석의 열전달량 차이가 온도상승단계에서는 최대 20 kW이지만, 실험목표 온도에 도달하기 위한 최대열량은 차이가 거의 없다.본 연구의 목적은 최대필요공급열량을 얻는 것이므로 온도상승단계에서의 오차는 무시할 수 있다.
(3) VV 열평형식의 검증에서 실험과 해석의 최대필요 공급열량의 차이가 약 5 kW로서 3.6%이다. 그러나이 오차는 설계단계에서 10% 안전율을 고려하므로 무시할 수 있다.
(4) 검증된 열평형식을 통해 실험 목표온도에 달성하기 위한 PFC 필요공급열량은 345 kW이고, VV의 필요히터열량과 냉각열량은 각각 28 kW, 136 kW이다.
(6) PFC와 VV의 온도 상승기울기를 크게 할수록 요구 공급열량은 더욱 커진다. 즉 요구 공급열량은 실험 목표온도 도달시간을 단축할수록 더 커진다.
또한 PFC 각각의 구성품과 VV 본체 및 VV 포트들 간의 다양한 형상에 적용한 문헌의 복사전달열량식과 형태계수 식들에 적용다양성을 보여주었다. 특히, 직사각형의 4개 측면에서 바닥면으로의 복사전달열량을 구하는 식의 형태계수는 기 연구된 형태계수 식을 조합하여 복사전달열량을 구할 수 있었다.
또한 PFC 각각의 구성품과 VV 본체 및 VV 포트들 간의 다양한 형상에 적용한 문헌의 복사전달열량식과 형태계수 식들에 적용다양성을 보여주었다. 특히, 직사각형의 4개 측면에서 바닥면으로의 복사전달열량을 구하는 식의 형태계수는 기 연구된 형태계수 식을 조합하여 복사전달열량을 구할 수 있었다.

핵심어	질문	논문에서 추출한 답변
	핵융합 실험장치의 진공용기 내의 고품질의 플라즈마를 발생하기 위해 필요한 선행 조건은?	핵융합 실험장치의 진공용기(Vacuum Vessel, VV) 내는 고품질의 플라즈마를 발생하기 위해 초고진공 (10-6~10-7Pa)이 되어야하고, 이를 위해 반드시 VV 내부는 가열탈리(Baking)가 선행되어야한다.가열탈리를 통해 일반적으로 H₂, H₂O,CO,CO2,CH4 등의 불순물들이 제거되며, 이 불순물들은 플라즈마 발생, 플라즈마의 안정성, 입자 및 에너지 밀폐 등에 악영향을 미치고 에너지 손실을 일으키므로 가능한 제거되어야한다.
	가열탈리를 통해 어떤 불순물들이 제거되는가?	핵융합 실험장치의 진공용기(Vacuum Vessel, VV) 내는 고품질의 플라즈마를 발생하기 위해 초고진공 (10-6~10-7Pa)이 되어야하고, 이를 위해 반드시 VV 내부는 가열탈리(Baking)가 선행되어야한다.가열탈리를 통해 일반적으로 H₂, H₂O,CO,CO2,CH4 등의 불순물들이 제거되며, 이 불순물들은 플라즈마 발생, 플라즈마의 안정성, 입자 및 에너지 밀폐 등에 악영향을 미치고 에너지 손실을 일으키므로 가능한 제거되어야한다.
	2011년 KSTAR 가열탈리 실험결과 PFC가 300℃에 도달하지 못했고, VV는 110℃를 초과하였는데 이것이 문제인 이유는?	(4)그러나 2011년 KSTAR 가열탈리 실험결과는 PFC가 300℃에 도달하지 못했고, VV는 110℃를 초과하였다.(5) PFC를 300℃ 이상으로 가열하는 이유는 탄소복합섬유 재질의 표면 및 내부의 불순물이 가장 효과적으로 제거되기 때문이고, VV를 110℃ 이하로 유지하는 이유는 초전도 자석(Superconducting Magnet, SM) 의 온도상승을 막기 위해서이다.

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