KR20230011425A - 용융염 반응기에서의 불활성 가스 기포 형성의 제어 - Google Patents

용융염 반응기에서의 불활성 가스 기포 형성의 제어 Download PDF

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Abstract

용융염 핵분열 반응기. 상기 반응기는 복수의 연료 튜브들을 포함하는 반응기 코어를 포함한다. 각각의 연료 튜브는 연료 염 및 가스 계면을 함유한다. 연료 염은 하나 이상의 핵분열성 동위원소들의 용융염이다. 가스 계면은 상기 반응기의 작동 동안 가스 공간과 접촉하는 연료 염의 표면이다. 상기 반응기는 또한, 연료 염을 냉각하도록 구성된 연료 염 냉각 시스템을 포함한다. 냉각 시스템은 열 교환기 및 냉각제 탱크를 포함한다. 냉각제 탱크는, 연료 튜브들이 적어도 부분적으로 잠겨있는 냉각제 액체를 함유한다. 열 교환기는 냉각제 액체로부터 열을 추출하기 위한 것이다. 연료 염 냉각 시스템은, 반응기의 작동 동안, 각각의 가스 계면를 제외한 각각의 연료 튜브 내의 연료 염 내의 모든 지점들에 대해 하기 수학식을 만족시키도록 구성된다:
Figure pct00015

Description

용융염 반응기에서의 불활성 가스 기포 형성의 제어
본 발명은 핵분열 반응기(fission reactor)에 관한 것이다. 특히, 본 발명은 용융염 반응기의 연료 염 내의 기포 형성을 제어하기 위한 반응기 설계 및 작동 방법에 관한 것이다.
용융염을 연료로 사용하는 핵 반응기(MSR)는 미국 용융염 반응기 실험이 성공적으로 수행된 1960년대부터 알려져 왔다. 그 이후로, 용융염 반응기에 대한 많은 설계가 고안되었다. 그러한 반응기는 두 부류로 나뉜다.
제1 부류인, 펌핑된 MSR에서, 용융염 연료는, 연료가 임계 상태에 들어가고 핵분열 열을 생성하는 반응 챔버와, 열이 다른 유체, 종종 핵분열성 요소가 없는 또 다른 용융염("냉각제 염")으로 전달되는 열 교환기 사이에서, 능동적으로 펌핑되고, 출력을 생성하는 데 사용된다.
제2 부류인, 정적 용융염 반응기(static molten salt reactors)에서, 용융염 연료는, 종종 연료 튜브 어셈블리 내에 형성되는, 연료 튜브 내에 배치되고, 자연 대류를 통해서만 튜브 내에서 이동하며, 연료는 반응기 코어 내부에 남아 있고, 코어 외부로 펌핑되지 않는다. 제2 유체(예를 들어, 냉각제 염)는 연료 튜브를 지나 흐르고, 코어로부터 열을 제거한다. 연료 염은 작동 수명 내내 코어에 남아 있으며, 사용된 연료 어셈블리를 제거하고 새 연료 어셈블리로 교체함으로써 새로 충전된다(이는, 본질적으로, 고체 연료 요소를 포함하는 연료 어셈블리의 경우와 마찬가지이다). MSR의 제2 부류는 GB2508537, 등에 설명되어 있다.
용융염 반응기에서는 필연적으로 핵분열 생성물인 불활성 가스(noble gas)를 생성하며, 이러한 가스들은 용융염 연료 중에서의 용해도가 낮다. 반응기의 안전을 위해, 활성 반응기 코어 밖으로 불활성 가스의 이동은 매우 예측 가능하도록 하는 것이 중요한데, 이는, 이러한 가스들 중 하나가, 알려진 가장 강력한 중성자 흡수체인 Xenon 135이므로 코어의 반응성에 큰 영향을 미치기 때문이다.
펌프식 용융염 반응기의 제1 부류에서, 이러한 가스들은 연료 염에 헬륨을 살포하는 것을 포함한 다양한 방법에 의해 제거될 수 있다.
제2 부류의 용융염 반응기에서, 불활성 가스를 관리하는 문제는 더 중요하다. ?쳰갸? 가스는 용융염 연료에서 연료 위의 가스 공간 내로 확산될 수 있으며, 여기서 불활성 가스는 실질적으로 반응기 코어 외부에 있기 때문에 반응성에 미치는 영향이 매우 적다. 그러나, 불활성 가스가 연료 튜브의 내부 표면 상에 기포를 형성하는 것이 또한 가능하다. 이러한 기포는 물리적 충격 또는 다른 효과들에 의해 튜브로부터 분리되도록 촉발될 수 있으며, 이때, 많은 수의 기포가 동시에 연료 염을 가스 공간 내로 상승시켜 코어 반응성을 크게 증가시킬 수 있다.
이는 허용될 수 없는 안전 취약성이므로, 연료 튜브들에서 기포 형성이 발생하지 않도록 보장해야 할 필요가 있다.
본 발명의 제1 양태에 따르면, 용융염 핵분열 반응기가 제공된다. 반응기는 반응기 코어를 포함하며, 반응기 코어는 복수의 연료 튜브들을 포함한다. 각각의 연료 튜브에는 연료 염과 및 가스 계면이 포함되어 있다. 연료 염은 하나 이상의 핵분열성 동위원소들의 용융염이다. 가스 계면은 반응기의 작동 동안 가스 공간과 접촉하는 연료 염의 표면이다. 반응기는 또한, 연료 염을 냉각하도록 구성된 연료 염 냉각 시스템을 포함한다. 냉각 시스템은 열 교환기 및 냉각제 탱크로 구성된다. 냉각제 탱크는 연료 튜브들이 적어도 부분적으로 잠겨 있는 냉각제 액체를 함유한다. 열 교환기는 냉각제 액체로부터 열을 추출하기 위한 것이다. 연료 염 냉각 시스템은, 반응기의 작동 동안, 각각의 가스 계면을 제외한 각각의 연료 튜브 내의 연료 염 내의 모든 지점들에 대해 하기 수학식을 만족시키도록 구성되고;
Figure pct00001
여기서:
T1은 가스 계면에서의 연료 염의 온도이고;
T2는 측정 지점에서의 연료 염의 온도이고;
P1은 가스 계면에서의 절대 압력이고;
P2는 측정 지점에서의 절대 압력이고;
RHe는 헬륨의 기체 상수이고;
ΔHHe는 연료 염 중에서의 헬륨의 용해 엔탈피이다.
따라서, 헬륨의 용해도는 가스 계면에서 가장 낮다.
연료 염 냉각 시스템은, 반응기의 작동 동안, 가스 계면에 가까운 연료 염의 불활성 가스(예를 들어, 위에서 설명한 바와 같은 헬륨, 또는 헬륨으로부터 제논까지의 다른 불활성 가스)의 용해도가 연료 튜브의 다른 어떤 곳에서의 용해도보다 낮도록 구성된다. 이는, 불활성 가스가 가스 계면에 가까운 이 영역 이외에서는 포화 농도에 도달하지 않도록 하여, 가스의 기포들이 형성될 수 없도록, 보장한다.
연료 염에서 불활성 가스의 용해도는 다음의 함수이다:
· 연료 염의 성질
· 가스의 성질(높은 중성자 흡광도로 인해 제논이 특히 중요함)
· 연료 염의 온도(염 온도가 증가함에 따라 용융 염 중에서의 불활성 가스들의 용해도가 상승함)
· 용해도가 압력에 거의 비례하는 용융염의 압력
후자의 두 가지 요소는 제어하기 가장 쉽다.
튜브 상단부에 있는 연료 염의 온도가 연료 컬럼 아래의 온도보다 낮은 레벨로 유지될 수 있으면, 가스 기포가 형성될 수 없고, 가스가 가스 계면을 가로질러 확산되어 연료 염을 빠져 나갈 것이다. 낮은 온도는 다음 메커니즘 중 하나 이상에 의해 달성될 수 있다:
· 중성자 흡수체 또는 반사체를 사용하여 연료 튜브 상단부 영역에서의 핵분열을 억제함.
· 냉각제 온도가 연료 튜브의 상단부 영역에서 충분히 낮아, 연료 염의 낮은 온도를 유지하는 것을 보장함.
· 연료 튜브의 고출력 영역에서 생성된 뜨거운 염이 가스 계면에 가까운 염의 영역으로 상승하는 것을 방지하도록, 튜브 내에서 연료 염의 자연 대류 흐름을 편향시킴.
그러나, 압력 효과는 이러한 시스템과도 매우 관련이 있다. 연료 염은 밀도가 높은 액체이며, 액체 컬럼의 정수압(hydrostatic pressure)은, 일정한 온도에서, 연료 염 컬럼 내의 더 낮은 레벨에서 불활성 가스의 용해도가 증가한다는 것을 의미한다.
따라서, 연료 염 온도가 염 컬럼 아래에서 약간 더 낮아지더라도, 상부 염/가스 계면에서 최소의 가스 용해도를 갖도록 하는 목적을 달성하는 것이 가능하다.
온도와 압력 효과의 균형은 반응기의 안전한 작동 범위를 결정한다.
본 발명의 제2 양태에 따르면, 제1 양태에 따른 용융염 핵분열 반응기의 작동 방법이 제공된다. 연료 염의 온도는, 반응기 작동 동안 각각의 가스 계면에서를 제외한 각각의 연료 튜브 내의 연료 염 내의 모든 지점들에 대해 하기 수학식을 만족시키도록 유지된다.
Figure pct00002
여기서:
T1은 가스 계면에서의 연료 염의 온도이고;
T2는 측정 지점에서의 연료 염의 온도이고;
P1은 가스 계면에서의 절대 압력이고;
P2는 측정 지점에서의 절대 압력이고;
RHe는 헬륨의 기체 상수이고;
ΔHHe는 연료 염 중에서의 헬륨의 용해 엔탈피이다.
따라서, 연료 염 내의 헬륨 용해도는 가스 계면에서 가장 낮다.
이는 헬륨 이외의 불활성 가스들에 대해서도 동등하게 수행될 수 있다.
도 1은 하향 냉각제 흐름이 있는 정적 MSR(static MSR)을 보여준다.
도 2는 상향 냉각제 흐름이 있는 정적 MSR을 보여준다.
도 3은 냉각제 염의 상향 흐름이 느린 정적 MSR을 보여준다.
도 4는 튜브 바닥부의 단면을 따른 온도의 그래프이다.
도 5a는 연료 염 상단부의 클래딩 온도의 등고선들을 보여준다.
도 5b는 냉각제 출구 온도의 등고선들을 보여준다.
도 6은 연료-가스 계면을 냉각하기 위해 변위 지오메트리(displacement geometry)를 사용하여 상향 냉각제 흐름을 갖는 정적 MSR의 연료 튜브에 대한 상세도를 보여준다.
도 7은 높이에 따른 단면에서의 최소 연료 온도의 그래프이고, 뿐만 아니라 포화 농도가 연료 표면과 동일한 온도들의 궤적들이다. 여러 표면 압력들에 대한 궤적들이 나타나 있다.
도 8은 높이에 따른 단면에서의 최소 연료 온도의 그래프이고, 뿐만 아니라 포화 농도가 연료 표면과 동일한 온도들의 궤적들이다. 다양한 염 특성들에 대한 궤적들이 나타나 있다.
도 9는 포화 농도가 연료 표면과 동일한, 온도들의 궤적들뿐만 아니라, 높이에 따른 단면에서의 최소 연료 온도의 그래프이다. 변위 지오메트리의 위치는 연료 온도에 미치는 영향을 보여주기 위해 표시된다.
GB2508537에 설명된 정적 용융염 반응기의 안전 사례를 개발하면서, 우리는 현재 설계에서 적합하게 해결되지 않은 용융염 연료의 반응기들의 불활성 가스 거동과 관련된 엄격한 잠재적 위험이 있음을 발견하였다.
반응기 출력의 상당한 과도 현상이 발생할 수 있는 잠재적인 메커니즘은, 반응기 코어 내의, 특히 임계 영역(즉, 핵분열성 동위원소의 밀도가, 작동 동안, 자립적인 핵 반응이 일어나기에 충분한 영역) 내에서, 가스 기포들의 존재를 중심으로 진행되도록 발생할 수 있다. 연료 중에 용해된 가스의 농도가 포화 농도 미만으로 유지되는 경우, 기포들이 형성될 수 없으며, 용해된 가스들의 반응기 물리학에 대한 영향이 바로 계산된다. 그러나, 거품이 형성되면, 훨씬 더 복잡한 현상이 뒤따를 수 있다.
연료 염의 용액 중에 분산된 제논 가스는 기포에 있는 동일한 양의 가스보다 중성자 흡수 효과가 더 클 것이다. 이것은 제논 135가 매우 강력한 흡수제이기 때문에 Xe135를 함유하는 기포의 중심에 있는 제논은 기포 자체에 의해 중성자로부터 실질적으로 차폐될 것이기 때문이다. 따라서, 연료 염 중의 가스의 과포화 용액으로부터 기포가 형성되면, 중성자 흡수를 실질적으로 감소시킬 수 있으므로, 코어의 반응성의 원치 않고 제어되지 않는 증가를 초래하고, 이는 반응기 출력에서의 빠르고 잠재적으로 수습불가능한 증가를 초래할 것이다.
어떠한 기포라도 연료를 변위시킬 것이기 때문에, 다른 불활성 가스들에서도 유사한 우려가 발생한다. 이는 반응기 내의 상당량의 기포들이 한 번에 변위되고, 연료 튜브의 임계 영역 내에서부터 표면으로 상승하는 경우, 잠재적으로 반응성을 크게 증가시킬 수 있다.
이러한 결과에 비추어 이전 데이터를 살펴보면, 문제들이 존재할 수 있다는 중요한 단서가 용융염 반응기 실험의 작동으로부터 나타났다. 보고서 ORNL 4396(p17)에서, 약 10%의 반응기 출력에서 명백히 무작위적인 블립(blips)이 상당한 빈도로 발생했다고 보고되었다. 많은 조사에도 불구하고, 이러한 출력 변동에 대한 명확한 설명에 도달하지 못하였다. 그러나 생각되는 바와 같이, 연료 염 회로에서 가스의 거동이 원인이었으며, 펌프 압력과 가스 살포를 조정함으로써 블립들을 제거하는 경험적 솔루션이 달성되었다. 용융 염 반응기 실험은 < 10 MW의 매우 낮은 출력에서 작동하였다. 상업용 반응기들은 근본적으로 더 높은 출력에서 작동할 것이다. 제논 효과의 크기는 출력에 비례하기 때문에, 이는 잠재적으로, 매우 낮은 출력에서는 단지 자극에 불과할 수 있는 변동이, 더 높은 출력에서는 심각한 위험이 될 수 있음을 의미한다. 용융염 반응기 실험에서, 제논 기포 문제를 제어하기 위해 헬륨 살포 비율을 변경하는 가능성이 있었다. GB2508537에 설명된 것과 같이, 연료 염으로부터의 가스 손실이 연료 염 위의 가스 공간내로의 수동적인 확산에 의해서만 발생할 수 있는 용융염 반응기에서는 그러한 가능성이 없다.
과포화 문제는 연료 염의 실제 핵분열 공정에 의해 크게 악화될 수 있다.
연료의 1 리터당 100 kW의 출력에서 초당 핵분열 수는 다음과 같이 계산할 수 있다:
핵분열 에너지 = 핵분열당 3.2 × 10-11 줄(Joules)
반응기 출력 = 연료 염 1 리터 당 100,000 J/초
핵분열 속도 = 100,000 / 3.2 × 10-11 = 연료 염 1리터당 3.12 × 10+15 핵분열
각각의 핵분열은 광속의 상당한 분율로 이동하는 고에너지 원자핵인 2개의 핵분열 파편들을 생성한다. 따라서, 연료 염 1 리터당 초당 6 × 10+15개의 고에너지 입자가 생성된다. 중간 밀도 재료의 전형적인 경로 길이는 약 20 ㎛이다.
10 ㎛ 직경의 기포는, 4/3 × 3.14 × 1 × 10-12 = 4 × 10-12 리터의 20 ㎛ 직경 구형 부피 내에서 생성된 임의의 핵분열 단편에 의해 충돌될 확률이 대략 25%일 것이다. 따라서, 기포는 초당 천 번의 정도로 충돌될 수 있다.
이러한 핵분열 단편의 에너지는 기포의 표면 에너지보다 수십 배 더 높으며, 입자가 통과하는 매질의 온도는 수만도에 이른다. 따라서, 가스 내용물이 연료 염에 재용해되면서, 기포가 파괴될 가능성이 높다. 따라서, 핵분열이 계속되는 한, 용융염에서 가스의 매우 높은 레벨의 과포화가 유지될 수 있다. 따라서, 핵분열 속도와 반응기 코어의 반응성 사이의 피드백 루프가 설정될 수 있으며, 쉽게 불안정성을 초래할 수 있다.
다른 잠재적인 현상으로는 반응기 코어 내부의 고체 표면들에 가스의 기포들의 침착을 포함한다. 이러한 기포들은 일정 시간 동안 축적될 수 있으며, 충격파, 진동 또는 연료 염의 흐름 교란에 의해 고체 표면들로부터 변위될 수 있다. 이 경우, 다량의 중성자 흡수 재료가 단기간에 코어를 빠져나와, 코어 반응성의 갑작스런 증가, 및 가능하게는 유해한 출력 서지를 초래할 수 있다. 또한, 핵분열성 연료 염으로 대체된, 코어로부터 공극 부피를 제거하면(즉, 임계 영역 내에서 평균 연료 염 밀도의 증가), 반응성의 또 다른 증가로 이어질 수 있다.
이러한 현상은 모든 용융염 반응기에서 우려되는 것이지만, 이러한 현상은 특히 정적 용융 염 반응기 부류에서 우려되며, 이는 이러한 반응기들에서 연료 염은 자연 대류 하에서 상대적으로 낮은 속도로 흐르기 때문이며, 따라서, 기포는, 염이 비교적 높은 속도로 펌핑되는 반응기에서보다, 연료 튜브들의 내부 표면에 형성되고 축적될 가능성이 더 높다.
작동 동안 반응기 코어의 임계 영역 내에서 기포가 형성될 수 있게 하는 용융염 반응기에서 예기치 않은 유해한 영향이 발생하지 않도록 보장하는 것은 매우 어려운 것이 될 것임이 분명하다. 따라서, 이러한 반응기들의 코어에 있는 용융염의 용해된 가스의 농도를 이들의 포화 농도 아래로 유지하여, 코어 영역 내에서 기포가 형성되지 않도록 하는 것이 매우 바람직하다.
용융염에서 불활성 가스의 용해도는 온도가 증가함에 따라 증가하고, 이는 물 내의 가스의 거동과 반대이다(ORNL-2931 Reactor Chemistry Division annual progress report Jan 31 1960). 이것의 결과로, 염이 가장 높은 온도에 있는 가스/염 계면이 있는 곳에서, 가스가 염에 용해될 것이다. 따라서, 염이 냉각되면, 가스가 염에서 과포화될 수 있어, 기포를 형성하기 쉽다.
또한, 핵분열 가스가 연료 염에서 지속적으로 생성되기 때문에, 연료 염에서 이들 가스의 농도는, 가스 배출(off-gassing)이 생성과 동일한 속도로 발생할 때까지 증가할 것이다. 모든 위치에서 농도가 동일한 잘 혼합된 염에서, 가스 배출은 용해도가 가장 낮은 곳에서 발생한다(이것이 표면이 아닌 경우, 기포는 연료 아래 쪽의 용액에서 나올 것이다).
아래 설명에서, 가스상과 접촉하는 염이 연료의 다른 어떤 지점보다 더 낮은 가스 용해도를 갖도록, 용융염 반응기의 설계를 조정할 것을 제안한다. 따라서, 용해된 가스는 거품을 형성하지 않고 계면을 가로질러 염을 확산시킬 것이다.
GB2508537에 설명된 것을 포함하여, 대부분의 용융염 반응기 설계는, 용융염의 순환을 부분적으로 또는 완전히 구동하기 위해, 가열될 때 용융염의 증가된 부력을 이용한다. 이를 위해서는 염의 흐름의 방향이 위로 향해야 한다. 그러나, 불행하게도, 이것은 또한, 냉각제 염 온도가 연료 튜브의 상단부에서 가장 높다는 것을 의미하고, 이로 인해, 해당 영역의 연료 염이, 냉각제가 더 낮은 온도에 있는 코어의 더 아래에서보다(특히, 튜브의 바닥부에서보다) 더 뜨거워지는 것, 그리고 그에 따라 불활성 가스에 대한 더 높은 용해도를 갖는 것을, 방지하기가 어렵게 된다.
따라서, 가스 계면 근처에서 연료 염의 온도를 낮추는 한 가지 방법은, 냉각제 염의 흐름 방향을 수직 하향으로 역전시켜, 냉각제 염이 코어를 통해 아래로 흐를 때 냉각제 염 온도가 증가하도록 하는 것이다. 이것은 자연 대류력에 반대되는 단점이 있지만, 흐름 회로의 상부 영역들이 더 낮은 온도에 있도록 보장한다.
냉각제 흐름 방향의 역전이 불가능한 경우, 예를 들어, 냉각제 흐름이 자연 대류에 의해 영향받는 정적 용융염 반응기에서, 연료 염의 상부 표면이 연료 염에서 가장 낮은 가스 용해도 지점이 되도록 보장하는 것이 여전히 가능하다. 이는 다음 방법들 중 하나 또는 조합을 통해 달성할 수 있다:
· 중성자 흡수 재료를 사용하여 스크리닝하여 튜브 상단부에 가까운 연료 염의 열 생성을 감소시킴
· 연료 튜브 및 연료 염의 상단부 영역을 냉각하기 위한 차가운 냉각제 염의 2차 흐름을 도입함
· 튜브의 연료 염 위의 가스 공간을, 튜브의 임의의 곳에서의 튜브 벽의 최저 온도보다 더 낮은 온도로 냉각하며, 그에 따라, 그 표면 레벨에서 튜브 외부의 냉각제가 더 뜨거움에도 불구하고, 가스의 대류가 연료 염의 상부 표면을 냉각시킨다. 이러한 가스 공간의 냉각은, 더 차가운 냉각제 염의 보충 흐름, 냉각제 염의 표면 위의 가스를 함유하는 연료 튜브 부분의 더 낮은 온도 영역으로의 출현 또는 차가운 가스를 연료 튜브 내의 가스 공간 내로 능동적으로 통과시킴으로써 달성될 수 있다.
· 연료 염 표면 아래 짧은 거리에 배플을 배치하여, 튜브 더 아래의 고온 영역으로부터 벌크 대류 흐름이 표면에 도달하지 않도록 하면서, 여전히, 용융염의 느린 혼합 및 가스의 배플을 통한 표면으로의 확산을 가능하게 한다.
· 냉각제의 상대적으로 느린 유량을 유지하여, 냉각제 온도가 가장 낮은, 바닥부에 있는 튜브의 벽은, 벌크 연료 염과 냉각제 염의 온도 사이의 중간 온도이며, 이 중간 온도는 튜브 상단부의 연료 염의 표면 온도보다 더 높다. 이 방법에서, 연료 염 레벨 위의 연료 튜브와 접촉하는, 연료 위의 가스 공간은, 냉각제가 가장 낮은 온도이지만 뜨거운 연료 염과 접촉하는 튜브의 벽보다 더 차가울 수 있다.
· 벽과 접촉하는 염의 얇은 둘레만 유지하면서, 표면 근처 및 표면에 있는 영역의 튜브의 중앙으로부터 염을 변위하는 인서트(insert)를 제공한다. 이 얇은 염의 밴드는 이전과 동일한 냉각된 표면적을 가질 것이며, 다만 이때, 매우 작은 부피만이 열을 발생시킬 것이다. 따라서, 남은 염은 냉각제에 의해 차갑게 유지될 것이다.
· 연료 튜브의 바닥부에 단열재를 추가하여, 내부 연료의 온도를 높인다
· 연료 튜브 바닥부 위로 냉각제를 주입하여, 하부 구역은 냉각되지 않는 상태로 남겨둔다.
도 1은 하향 냉각제 흐름이 있는 정적 MSR을 보여준다. 반응기는, 흑연 또는 다른 감속 재료(미도시)의 감속제 구조체에 의해 선택적으로(optionally) 분리될 수 있는 연료 염(102)을 함유하는 수직 연료 튜브들(101)로 구성된다. 냉각제(103)는, 반응기 코어 및 열교환기(104)를 포함하는 회로 주위로 펌핑되어, 연료 튜브들을 지나 하향으로(105) 흐르게 되며, 그에 따라, 연료 튜브 상단부의 연료 염(즉, 가스 공간(106)에 인접한 연료 염)이, 반응기 코어의 외측 에지에 있는 연료 염 위치로 인한 감소된 출력 밀도와, 연료 튜브의 상단부와 접촉하는 냉각제의 낮은 온도의 조합으로 인해, 연료 튜브에서 가장 차가운 것을 보장하게 된다.
도 2는 상향 냉각제 흐름이 있는 정적 MSR을 보여준다. 정적 용융염 반응기는 수직으로 배향된 연료 튜브들(205)을 가지며, 여기서, 연료 튜브의 상단부 가스 충전 부분(207)은, 순환하는 냉각제 염(203)으로부터 나와서, 냉각제 염보다 낮은 온도의 영역 내로 들어간다. 냉각제 염은 자연 대류(204)에 의해 코어 및 열교환기(208)를 통해 순환한다. 냉각제 염 위의 가스 공간은 냉 가스 입구(201) 및 냉 가스 출구(202)를 포함하는 냉 가스 시스템에 의해 냉각되고, 가스 공간 그 자체는 연료 튜브의 상부 부분을 냉각하며, 연료 튜브의 상부 부분 자체는 연료 튜브 내부의 가스를 냉각한다. 냉 가스가 연료 튜브 내부의 외측 영역들을 따라 하강하고, 연료 염의 상부 표면과 접촉하여 가열된 다음, 연료 튜브의 중심에서 상승하는 결과로서, 대류 셀이 발생된다. 그 결과, 연료 염의 최상층이 냉각되어, 연료 염의 벌크 내의 포화 가스 농도 아래로 연료 염을 유지하는 데 필요한 저온 가스/염 계면이 생성된다.
도 3은 냉각제 염의 느린 상향 흐름이 있는 정적 MSR을 보여준다. 반응기는, 흑연 또는 다른 감속 재료의 감속제 구조체에 의해 선택적으로(optionally) 분리될 수 있는 연료 염(302)을 함유하는 수직 연료 튜브들(301)로 구성된다. 냉각제 염(303)은, 상대적으로 느린 유량을 갖는 자연 대류에 의해서만 코어를 통해 상향으로(305) 그리고 열 교환기(304)를 통해 하향으로 순환한다. 냉각제의 유량 및 연료 염의 출력 밀도(power density)는, 튜브 바닥부의 튜브 벽 온도가 코어 상단부로부터 나오는 냉각제의 온도보다 높도록 설정된다. 이는, 가스 공간(306)이 코어로부터 나오는 냉각제에 의한 냉각으로 인해 임의의 연료 염보다 더 차가울 것임을 의미한다. 뜨거운 냉각제에 의한 최상부 연료 염 층의 냉각과, 냉각제 위의 가스 공간에서의 가스 대류에 의한 표면 냉각의 조합된 효과로 인해, 연료 염의 상부 표면의 온도는 연료 염의 다른 어느 곳보다도 낮다.
도 4는 튜브 바닥부 부분의 단면을 따른 온도 그래프이다. 이 그래프는, 튜브 바닥부(410)에 있는 냉각제 염, 바닥부 튜브 벽(420), 및 연료 염(430) 등의 세 영역들에서의 온도를 나타낸다. 이 그래프로부터 알 수 있듯이, 튜브 바닥부에 있는 냉각제 염의 온도는 튜브 벽의 온도보다 낮고, 튜브 벽의 온도 자체는 연료 염의 온도보다 낮다. 연료 튜브(401)의 상단부에서의 냉각제 온도는 바닥부 튜브 벽에서의 온도보다 낮다 - 이는 용해된 가스가, 튜브 벽 상에 기포를 형성하는 것이 아니라, 튜브의 상단부에 있는 가스 공간 내로 우선적으로 탈기(outgas)될 것을 의미한다.
연료 튜브 벽, 튜브의 바닥부에 있는 냉각제 염, 및 튜브의 상단부에 있는 냉각제 염의 상대 온도들은, 연료 튜브 치수들, 냉각제 염의 유량, 코어에 들어가는 냉각제 염의 온도, 및 핵 반응의 출력 밀도에 따라 달라진다. 특히, 해결책들의 실행가능성을 시험할 수 있는 것으로 밝혀진 모델은 다음을 함유한다:
· 연료 염 내의 평균 출력 밀도
· 각각의 연료 튜브의 직경
· 각각의 연료 튜브의 높이
· 연료 튜브 주변의 냉각제 염의 원환(annulus)의 두께(즉, 튜브 주위에서 냉각제가 흐를 수 있는 공간이 얼마나 있는지)
· 냉각제 입구 온도
· 냉각제 출구 온도
· 연료 튜브의 바닥부에 있는 연료 튜브 클래딩의 온도.
이 모델은 두 가지 방식으로 사용될 수 있다 - 더 간단한 모델을 위해 튜브가 길이(연료 염의 상단부 레벨까지)를 따라 균일하게 열을 발생시킨다고 가정하는 것, 또는 더 정확한 모델을 위해 연료 튜브에서의 에너지 생성의 수직 기울기를 고려하는 것. 예를 들어, 더 간단한 모델을 사용하여 목표 파라미터 값들을 식별한 다음, 이를 더 정확한 모델 또는 실험으로 확인할 수 있다.
주어진 출력 밀도, 냉각제 염 입구 온도, 연료 튜브 길이, 연료 튜브 직경, 및 원환 두께에 대해, 냉각제 출구 온도 및 연료 염의 상단부에 있는 연료 튜브의 온도가 계산될 수 있다. 냉각제 출구 온도와 연료 염의 상단부에 있는 연료 튜브 클래딩의 온도의 차이는, 냉각제 입구 온도와 바닥부에 있는 연료 튜브 클래딩의 온도의 차이와 같아질 것이다. 냉각제 입구 온도는 정의된 파라미터이며, 따라서, 연료 튜브의 바닥부에 있는 클래딩의 온도를 계산하는 데 사용될 수 있다.
추가 예로서, 모델에서 입력 변수들 중 두 개를 제외한 모든 변수들을 고정시킴으로써(예를 들어, 출력 밀도, 입구 온도, 및 연료 튜브 길이를 고정시킴으로써), 다른 2개의 변수들(이 경우, 연료 핀(fuel pin) 직경 및 원환 두께)에 종속하는 냉각제 출구 온도 및 클래딩 온도들의 그래프들이 플로팅될 수 있다. 이에 대한 예를 도 5a 및 도 5b에 나타냈으며, 여기서, 도 5a는 연료 염의 상단부에 있는 클래딩 온도의 등고선을 보여주고, 도 5b는 냉각제 출구 온도의 등고선을 보여주며, 또한, 클래딩 상단부의 온도가 1000 ℃인 영역을 추가적인 굵은 선(801)으로 나타냈다. 이것은, 냉각제 온도와 연료 튜브 클래딩 온도 사이의 차이를 결정하는 데 사용될 수 있으며, 따라서, 튜브의 바닥부에서의 튜브 벽 온도가 튜브의 상단부에서의 냉각제 염 온도보다 높다는 요구되는 관계에 해당하는 그래프의 영역들을 결정하는 데 사용될 수 있다.
당해 기술분야에 공지된 다른 시뮬레이션, 모델링 또는 프로토타이핑 방법 및 기술이, 요구되는 파라미터들을 결정하는 데, 대안적으로 사용될 수 있다.
인식될 수 있는 바와 같이, 이러한 분석은 시뮬레이션을 위해서만 필요하다 - 실제 반응기의 경우에는, 단순히 온도들을 측정함으로써, 온도들이 올바른 관계에 있는지 여부를 결정할 수 있다.
선택적으로(optionally), 연료 염의 최상부 층들에서 핵분열이 억제되도록 하기 위해, 중성자 흡수 구조체들이, 연료 염의 표면 바로 아래로부터 연료 튜브 내의 가스 공간에 이르는 높은 부분까지의 임의의 위치에서, 연료 튜브의 내부 또는 외부로 삽입될 수 있다.
도 6은, 연료-가스 계면(607)을 냉각하기 위해 변위 지오메트리(displacement geometry)(602)를 사용하는, 상향 냉각제 흐름(606)을 갖는 정적 MSR 내의 연료 튜브의 상세도를 보여준다. 연료 염(604)에서 발생되는 열은 연료 튜브 벽(605)을 통해서만 제거될 수 있다. 연료의 대부분에서, 이는 연료 튜브의 중심에서의 큰 온도 상승으로 이어지는데, 이는 열이 부피 차원(volumetrically)에서 발생되기 때문이다. 얇은 원환 영역(608)에서, 열 생성 연료의 부피는 급격하게 감소하지만, 연료 튜브 벽의 표면적은, 변위 지오메트리가 없는 튜브와 동일하게 유지되며, 그에 따라, 연료-가스 계면 온도는 연료의 나머지보다 냉각제 온도에 훨씬 더 가까워지게 된다.
유체 중의 가스 용해도에 대한 일반 방정식은 헨리(Henry)의 법칙
Figure pct00003
에 의해 제공되며, 여기서 ca는 mol/cc 단위의 용해도이고, P는 기압(1 기압 = 101325 Pa) 단위의 표면에서의 가스 분압이며, Hcp는 유체의 헨리 용해도이다. 이것은, Hcp를
Figure pct00004
로 대체함으로써, 온도 의존성으로 만들어질 수 있으며, 여기서, H(T)는 온도 T에 대한 업데이트된 헨리 상수이고, Ho는 기준 온도 To에서의 헨리 상수이고, ΔH는 용해 엔탈피(enthalpy of solution)이고, R은 관련된 가스에 대한 기체 상수이다. 주목되어야 하는 바와 같이, 변수들 ΔH 및 H에 있어서 "H"는 완전히 다른 양들이므로, 혼동해서는 안 된다.
염 내의 깊은 곳에서 형성된 임의의 기포 표면은 그 깊이에서의 염의 정수압(hydrostatic pressure)에 있게 될 것이다. 이는, 기포 내 가스의 분압이 (단일 가스에 대한) 정수압과 같아질 것이라는 것을 의미한다. 따라서, 표면 아래 영역들의 포화 농도를 계산할 때, 염 표면 압력이 아니라, 해당 지점에서의 염 정수압이 사용된다.
도 7은 상향 흐름에 의해 냉각되는 연료 핀의 높이를 따른 연료 염(701)의 온도를 보여준다. 이 예를 열거하자면, 만약
Figure pct00005
,
Figure pct00006
,
Figure pct00007
, 및
Figure pct00008
인 경우(이는, 예로서 사용된, 53 내지 47 mol% NaF-ZrF4 혼합물 중에서의 측정된 제논 가스 용해도 거동이다), 1 Bar의 압력과 879.7 K의 온도에서의 염은 2.0079*10-8 mol/cc의 가스 농도에서 포화될 것이다.
연료가 1800 mm 깊이이고 3181.7kg/m3의 평균 밀도를 가지므로, 핀의 바닥부에서의 절대 압력은 1.561 Bar이다. 핀의 바닥부에서의 염의 온도는 825.3 K이며, 그에 따라, 더 낮은 온도에도 불구하고, 거기에 있는 연료는 2.0633*10-8 mol/cc라는 더 높은 농도에서 포화될 것이다.
튜브의 바닥부에서의 연료가 상단부와 동일한 가스 농도로 포화되기 위해서는, 바닥부에서의 온도가 온도
Figure pct00009
와 같아져야 할 것이다(여기서, P1과 T1은 연료 표면에서의 압력과 온도이고, P2와 T2는 튜브의 바닥부에서의 압력과 온도이다). 이 관계는 연료 내의 임의의 깊이에 대해 적용된다. 도 7에 나타낸 예의 경우, 이 제한 온도는 연료 바닥부에서 822.0 K이다. 0.5 bar의 더 낮은 표면 압력은, 제한 온도를 786.4 K로 낮아지게 할 수 있다.
따라서, 제논이, 가스 계면을 제외하고는, 용액 밖으로 나오지 않도록 보장하기 위해, 반응기는
Figure pct00010
를 만족시키도록 구성된다. 주목되어야 하는 바와 같이, T2 > T1인 앞에서 논의된 예들은 이 관계식을 항상 만족시킬 것이며, 이는 오른쪽이 항상 T1보다 작을 것이기 때문이다.
온도들의 궤적(702)이 도 7에 도시되어 있다. 이 궤적은, 연료 표면의 용해도를 1 bar의 표면 압력과 일치시키기 위해, 해당 높이에서 연료 염이 떨어져야 할 온도를 보여준다. 0.5 bar의 표면에서의 다른 절대 압력에 대한 제2 궤적(703)이 나타나 있다.
궤적들(702 및 703)에 의해 기술되는 용해도 한계들은 연료 표면에 상대적이므로, 상수 Ho의 영향을 받지 않는다.
연료 표면이 포화되어 더 많은 가스를 용해할 수 없는 잘 혼합된 시스템에서, 궤적들은 연료가 포화되기 위해 튜브의 나머지 부분에서 낮아져야 하는 온도를 보여준다.
위의 예들은 관련된 예시적 가스로서 제논에 초점을 맞추었지만, 제논 기포의 제한된 형성을 허용하되 원자 번호가 더 낮은 불활성 가스의 기포 형성은 허용할 수 없으면서도 여전히 안전하게 작동할 수 있는 반응기를 설계하는 것이 가능할 수 있다. 그러한 반응기들의 경우, 위의 분석이 수행될 수 있지만, 다만 이때, 헬륨, 네온, 아르곤, 또는 크립톤의 기체 상수를 기체 상수 R로 대체하고, 연료 염에 대한 해당 가스의 용해 엔탈피를 용해 엔탈피 ΔH로 대체한다. 기체 상수 R(단위: J/kg·K)은 더 가벼운 불활성 가스들의 경우에 더 높고, 이는 ΔH(단위: J/kg)도 마찬가지이며, 다만 그것은 더 느린 속도로 상승한다. 이는, 특정 불활성 가스(예를 들어, 아르곤)에 대해 이 기준을 만족시키는 임의의 반응기는 원자 번호가 낮은 모든 불활성 가스들(예를 들어, 헬륨 및 네온)에 대해서도 이 기준을 만족시킨다는 것을 의미하며, 이는, R/ΔH 값이 증가할 것이고 그에 따라 최저 온도 T2가 감소할 것이기 때문이다.
도 8은 용해 엔탈피 ΔH가 포화 온도의 궤적들에 어떻게 영향을 미치는지를 보여주며, 이때, 궤적들(802 내지 809)에 대해, ΔH = 150 kJ/kg(802), 200 kJ/kg(803), 250 kJ/kg(804), 300 kJ/kg(805), 350 kJ/kg(806), 400 kJ/kg(807), 450 kJ/kg(808), 및 500 kJ/kg(809)이다.
불활성 가스와 용융염의 많은 조합들에 대해, ΔH는 상기 문헌으로부터 얻을 수 있다. 그러한 이전의 측정값이 이용가능하지 않은 경우, ΔH는 다음 과정에 의해 실험적으로 결정될 수 있다.
1. 여러 다양한 온도들 각각에서, 여러 다양한 압력들 각각에서, 용융염 중에서의 가스의 용해도를 측정하는 단계;
2. 각각의 온도에 대한 헨리의 법칙 상수 Hcp를 찾는 단계; 및
3. Hcp를 온도에 대해 플로팅하고, 그 결과 발생된 플롯을 온도에 따른 Hcp의 예상 변동(헨리의 법칙 및 반트 호프 방정식으로부터 계산됨)에 대해 피팅하는 단계.
이러한 단계들 각각을 아래에서 자세히 살펴본다.
주어진 온도 및 압력에서 용융염 중에서의 가스의 용해도는 임의의 적합한 수단에 의해 측정될 수 있다. 하나의 예가 문헌 "W. R. Grimes, N. V. Smith, and G. M. Watson, J. Phys. Chem. 62, 862 (1958)"에 설명되어 있으며, 여기서, 염 중에서의 가스 용해도는, 목적하는 측정 지점의 온도 및 압력에서 조건을 유지하면서, 염 샘플이 시험 가스의 순수한 스트림으로 포화되도록 함으로써, 측정될 수 있다. 그 다음 이 염 샘플을 분리하고, 다른 가스로 살포(sparged)하여, 용해된 시험 가스를 제거할 수 있다. 그 다음, 출구 스트림 내의 시험 가스 레벨을 측정하고, 포화 농도를 계산할 수 있다. 주목되어야 하는 바와 같이, Grimes 등의 문헌은 헨리의 법칙 상수 Hcp에 대해 기호 K를 사용한다.
헨리의 법칙 상수 Hcp는, 주어진 온도에서의, 압력에 대한 용해도 그래프의 기울기이거나, 또는 용해도 측정치를 압력으로 나눔으로써 단일 측정으로부터 얻어질 수도 있다(다만, 언제나 그렇듯이, 다수의 측정치들로부터의 기울기를 취하면 정확도가 향상될 것이다).
일 세트의 온도들에 대해 Hcp가 발견되면, 온도-종속성 헨리 상수 H의 플롯은 다음과 같은 반트 호프 방정식을 따를 것이다:
Figure pct00011
여기서, Ho는 기준 온도 To에서의 H의 값이고, R은 가스의 기체 상수이다. 기준 온도 및 Ho의 해당 기준 값을 측정 지점들 중 하나로서 선택할 수 있으며, 그리하면, 파라미터 ΔH를 변화시켜서 가장 우수한 피팅(예를 들어, 점들과 곡선 사이의 총 제곱 오차에서의 최소값으로서 측정됨)을 얻을 수 있다. 그 다음, 가장 우수한 피팅을 생성하는 ΔH의 값을 사용하여, 특정 가스/용융염 쌍에 대해 위에서 설명된 온도 관계를 결정할 수 있다.
위의 유도(derivation)는 사용된 단위에 관계없이 동일하다(다만, 온도는 절대 영도를 0으로서 취급하는 켈빈(Kelvin)과 같은 시스템에서 측정된다). 용해도는 전형적으로 단위 부피당 몰(종종 mol/cm3)로서 표시되며, Ho는 전형적으로 기압당 입방 센티미터당 몰(mol/cm3/atm) 또는 균등한 단위로서 표시된다. ΔH는 킬로그램당 줄(Joules) 단위로 측정된다(ΔH 및 R의 단위들에 대해 주의를 기울여야 한다 - ΔH는 종종 cal/mol로 제공되며, 따라서 R의 SI 값과 함께 사용하려면 변환되어야 한다).
주어진 가스/용융염 쌍에 대한 ΔH는 온도 및 압력에 대해 독립적일 것이다(단, 상기 가스가 기체이고, 상기 용융염이 액체인 경우에). 따라서, ΔH를 결정하는 데 사용되는 온도 및 압력 값의 선택이 최종 결과에 영향을 미치지 않아야 한다. 그러나, 적합한 압력 값은, 예를 들어, 반응기의 최대 및 최소 작동 압력, 그 중간점, 또는 0.5 atm, 1 atm, 및 1.5 atm일 것이다. 적합한 온도 값은, 예를 들어, 최대 및 최소 작동 온도, 또는 그 중간점이거나, 또는 용융염의 용융점보다 100, 200 및 300 도 높은 온도일 것이다.
도 9의 (A) 및 (B)는, CFD로 시뮬레이션된, 도 6에 표시된 유형의 변위 지오메트리의 효과를 보여준다. 연료 온도(901)는 변위 지오메트리에 의해 영향을 받는 영역에서 낮아지며, 그에 따라, 냉각제 온도(902)에 더 가까워진다. 포화 온도 궤적들(903)은 튜브 내의 모든 지점들에서의 연료 온도(901) 미만으로 유지된다. 도 9의 (B)는, 연료 표면(906)뿐만 아니라, 변위 지오메트리의 바닥부 에지(904) 및 상단부 에지(905)를 더 잘 보여준다.

Claims (13)

  1. 용융염 핵분열 반응기(molten salt fission reactor)로서, 상기 용융염 핵분열 반응기는:
    복수의 연료 튜브들을 포함하는 반응기 코어로서, 각각의 연료 튜브는:
    연료 염(fuel salt)으로서, 상기 연료 염은 하나 이상의 핵분열성 동위원소들의 용융염인, 연료 염; 및
    상기 연료 염의 가스 계면으로서, 상기 가스 계면은 상기 용융염 핵분열 반응기의 작동 동안 가스 공간과 접촉하는 상기 연료 염의 표면인, 가스 계면;을 함유하는,
    반응기 코어; 및
    상기 연료 염을 냉각하도록 구성된 연료 염 냉각 시스템으로서, 상기 연료 염 냉각 시스템은:
    상기 연료 튜브들이 적어도 부분적으로 잠겨 있는 냉각제 액체를 함유하는 냉각제 탱크; 및
    상기 냉각제 액체로부터 열을 추출하기 위한 열 교환기;를 포함하는,
    연료 염 냉각 시스템;을 포함하고,
    여기서:
    상기 연료 염 냉각 시스템은, 상기 용융염 핵분열 반응기의 작동 동안, 각각의 상기 가스 계면을 제외한 각각의 연료 튜브 내의 상기 연료 염 내의 모든 지점들에 대해 하기 수학식을 만족시키도록 구성되고:
    Figure pct00012

    여기서:
    T1은 상기 가스 계면에서의 상기 연료 염의 온도이고;
    T2는 측정 지점에서의 상기 연료 염의 온도이고;
    P1은 상기 가스 계면에서의 절대 압력이고;
    P2는 상기 측정 지점에서의 절대 압력이고;
    RHe는 헬륨의 기체 상수이고;
    ΔHHe는 상기 연료 염 중에서의 헬륨의 용해 엔탈피인;
    용융염 핵분열 반응기.
  2. 제 1 항에 있어서, 상기 연료 염 냉각 시스템은, 상기 용융염 핵분열 반응기의 작동 동안, 각각의 상기 가스 계면을 제외한 각각의 연료 튜브 내의 상기 연료 염 내의 모든 지점들에 대해 하기 수학식을 만족시키도록 구성되고:
    Figure pct00013

    여기서:
    RX는 불활성 가스의 기체 상수이고;
    ΔHX는 상기 연료 염 중에서의 상기 불활성 가스의 용해 엔탈피이고;
    상기 불활성 가스는 네온, 아르곤, 크립톤, 또는 제논 중 하나인,
    용융염 핵분열 반응기.
  3. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 각각의 가스 계면에서의 상기 연료 염의 온도 T1은 각각의 상기 연료 튜브의 모든 다른 영역들에서의 상기 연료 염의 온도 T2보다 낮은, 용융염 핵분열 반응기.
  4. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 냉각제 액체는, 상기 용융염 핵분열 반응기의 작동 동안, 상기 연료 튜브들과 접촉할 때, 아래로 이동하도록 펌핑되는, 용융염 핵분열 반응기.
  5. 제 1 항 내지 제 4 항 중 어느 한 항에 있어서,
    각각의 연료 튜브는 각각의 상기 가스 공간을 함유하는 상부 구역을 포함하고;
    상기 상부 구역의 적어도 일 부분은 상기 용융염 핵분열 반응기의 작동 동안 상기 냉각제 액체 위에 위치된 냉각제 가스 공간 내로 돌출하고;
    상기 용융염 핵분열 반응기는 상기 냉각제 가스 공간을 냉각하도록 구성된 가스 냉각 시스템을 더 포함하는;
    용융염 핵분열 반응기.
  6. 제 1 항 내지 제 5 항 중 어느 한 항에 있어서, 각각의 연료 튜브는, 상기 연료 튜브를 가로질러 연장하는 상기 연료 염에 잠긴 배플(baffle)을 포함하는, 용융염 핵분열 반응기.
  7. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 냉각제 액체는 자연 대류에 의해서만 상기 연료 튜브들을 통해 순환하고, 상기 냉각제 액체의 유량 및 상기 연료 염의 출력 밀도는, 상기 연료 튜브 바닥부에 있는 상기 연료 튜브의 벽의 온도가 임계 영역의 상단부에서의 상기 냉각제의 온도보다 높도록 구성된, 용융염 핵분열 반응기.
  8. 제 1 항 내지 제 7 항 중 어느 한 항에 있어서, 각각의 연료 튜브의 상부 구역들은 중성자 흡수 재료로 스크리닝되며, 그에 따라, 사용 시, 각각의 연료 튜브의 상기 상부 구역 내에서의 상기 연료 염의 열 생성은 상기 연료 튜브 내의 상기 연료 염의 나머지에서 보다 작은, 용융염 핵분열 반응기.
  9. 제 1 항 내지 제 8 항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 냉각 시스템은, 냉각제 염의 2차 흐름을 상기 연료 튜브의 상단부 영역으로 향하게 하도록 구성된, 용융염 핵분열 반응기.
  10. 제 1 항 내지 제 9 항 중 어느 한 항에 있어서, 각각의 연료 튜브는 상기 가스 계면으로부터 상기 연료 염 내로 연장하는 변위 요소(displacement element)를 포함하고, 상기 변위 요소는 상기 연료 튜브들의 중심축으로부터 연료 염을 변위시키도록 구성된, 용융염 핵분열 반응기.
  11. 제 1 항 내지 제 10 항 중 어느 한 항에 있어서, 각각의 연료 튜브의 바닥부에 있는 영역은, 각각의 연료 튜브의 다른 영역들보다 더 높은 단열성을 갖는, 용융염 핵분열 반응기.
  12. 제 1 항 내지 제 11 항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 냉각 시스템은, 각각의 연료 튜브의 바닥부에 있는 상기 영역이 상기 냉각제 액체에 의해 직접 냉각되지 않도록 구성된, 용융염 핵분열 반응기.
  13. 용융염 핵분열 반응기의 작동 방법으로서,
    상기 용융염 핵분열 반응기는:
    복수의 연료 튜브들을 포함하는 반응기 코어로서, 각각의 연료 튜브는:
    연료 염(fuel salt)으로서, 상기 연료 염은 하나 이상의 핵분열성 동위원소들의 용융염인, 연료 염; 및
    상기 연료 염의 가스 계면으로서, 상기 가스 계면은 상기 용융염 핵분열 반응기의 작동 동안 가스 공간과 접촉하는 상기 연료 염의 표면인, 가스 계면;을 함유하는,
    반응기 코어; 및
    상기 연료 염을 냉각하도록 구성된 연료 염 냉각 시스템으로서, 상기 연료 염 냉각 시스템은:
    상기 연료 튜브들이 적어도 부분적으로 잠겨 있는 냉각제 액체를 함유하는 냉각제 탱크; 및
    상기 냉각제 액체로부터 열을 추출하기 위한 열 교환기;를 포함하는,
    연료 염 냉각 시스템;을 포함하고,
    상기 작동 방법은, 상기 용융염 핵분열 반응기의 작동 동안, 각각의 상기 가스 계면을 제외한 각각의 연료 튜브 내의 상기 연료 염 내의 모든 지점들에 대해 하기 수학식을 만족시키도록, 상기 연료 염의 온도들을 유지하는 단계를 포함하며:
    Figure pct00014

    여기서:
    T1은 상기 가스 계면에서의 상기 연료 염의 온도이고;
    T2는 측정 지점에서의 상기 연료 염의 온도이고;
    P1은 상기 가스 계면에서의 절대 압력이고;
    P2는 상기 측정 지점에서의 절대 압력이고;
    RHe는 헬륨의 기체 상수이고;
    ΔHHe는 상기 연료 염 중에서의 헬륨의 용해 엔탈피인;
    작동 방법.
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