박종천.hwp

한국해양공학회지제 27 권제 2 호, pp 59-68, 2013 년 4 월 / ISSN(print) 1225-0767 / ISSN(online) 2287-6715 Journal of Ocean Engineering and Technology 27(2), 59-68, April, 2013 http://dx.doi.org/10.5574/ksoe.2013.27.2.059 해양플랜트의화재및폭발예측을위한메탄연소의 CFD 시뮬레이션 석준 * 정세민 ** 박종천 ** 백점기 ** * 삼성중공업 ( 주 ) 종합설계 ** 부산대학교조선해양공학과 CFD Simulation of Methane Combustion for Estimation of Fire and Explosion in Offshore Plant Jun Seok*, Se-min Jeong**, Jong-Chun Park** and Jeom-Kee Paik** *General Design, Samsung Heavy industry, Geoje, Korea **Department of Naval Architecture and Ocean Engineering, Pusan National University, Busan, Korea KEY WORDS: CFD 전산유체역학, Combustion 연소, Methane 메탄, Burner 버너, Offshore plant 해양플랜트 ABSTRACT: Because of the recent increase in maritime cargo capacity, the production and price of crude oil have been rising. As oil prices have risen, many problems have occurred in the industry. To solve these problems, marine resources are being actively developed, and there has been an increase in the orders for special vessels and marine structures for the development of marine resources. However, consequently, various kinds of accidents have also occurred in these special vessels and structures. One of the major types of accidents involves fire and explosion, which cause many casualties and property damage. Therefore, various studies to estimate and prevent such accidents have been carried out. In this study, as basic research for the prevention of fire and explosion, numerical simulations on combustion were carried out by using a commercial grid generation program, Gridgen, and a CFD program, ANSYS CFX. The influences of some parameters, such as the grid system, turbulence model, turbulent dissipation rate, and so on, on the simulation results were investigated, and optimum ones were chosen. It was found that the present results adopting these parameters agreed moderately well with other experimental and numerical ones. 1. 서론 Fig. 1에서확인할수있듯이, 세계경기회복으로인한물동량증가로인해원유생산량과원유가격이상승하고있다. 향후한정된지상의원유자원은점차고갈되어갈것이며더불어원유가격역시계속상승할것으로보인다. 이처럼상승하는원유가로인한산업계전반의많은문제점들을해결하기위해최근해양자원개발이활발히이루어지고있으며다양한특수선박및해양구조물들의발주량이증가하고있는추세이다. 하지만이렇게증가하고있는특수선박및해양구조물에다양한사고들이발생하고있다. 영국 HSE(Health and safety executive) 의연구보고서 (Accident statistics for floating offshore units on the UK continental Shelf 1980-2005, Det Norske Veritas, 2007) 에따르면원유및천연가스를생산및저장하는해양구조물은 Table 1과같이화재및폭발, 중량물낙하, 크레인그리고누출등과같은다양한사고들이발생하고있으며, 이중화재및폭발로인한사고는전체사고 Fig. 1 Oil price and oil production statistics (1998~2008, Statistics Korea) Table 1 Accident statics for floating offshore units on the UK continental shelf between 1980~2005 Contents Number Percent (%) Fire & Explosion Falling load Crane accident Spill/release Etc. Total 296 1,726 1,441 767 1,071 5,301 5.6 32.5 27.2 14.5 20.2 100 Received 18 February 2013, revised 25 March 2013, accepted 19 April 2013 Corresponding author Jong-Chun Park: +82-51-510-2480, jcpark@pusan.ac.kr c 2013, The Korean Society of Ocean Engineers It is noted that this paper involves some part of contents from a master thesis of Pusan National University. 59

60 석준 정세민 박종천 백점기 Fig. 2 Hydrocarbon release and ignition accidents statistics between 1996~2007 중약 6% 정도를차지하고있다. 이중약 15% 를차지하고있는누출사고의경우, 누출후점화로이어져해양구조물에화재및폭발이일어날수있는잠재적인위험을내포하고있다. Fig. 2에는해양구조물에서탄화수소의누출과점화로인한사고의통계자료를보인다. 매년 200여건의누출사고가발생하고있으며, 이는화재및폭발의위험성을내재하고있기때문에해양구조물에서화재및폭발사고의발생가능성은상당히높다고할수있다. 대표적인해양구조물의화재및폭발사고로는 Piper Alpha(1988) 와 Deepwater Horizon(2010) 사고등이있으며 Fig. 3은해양구조물의사고모습을나타낸다. 1988년 167명의사망자와 29억달러의손실이발생한해양구조물 Piper Alpha 사고이후, 해양구조물의화재및폭발사고에대한실질적인구조안전성평가및설계기준마련에국제적으로많은연구활동이수행되고있다 (Paté-Cornell, 1993). 이러한화재및폭발사고의해석에는전산유체역학 (Computational fluid dynamics, CFD) 기술이종종사용된다. 이는화재전개양상, 구획별온도, 압력등의데이터를시뮬레이션을통해확보할수있어이를통해구조물의안정성평가및인명피해예측이가능하여많은연구가진행중에있다. Wilkening et al.(2008) 은 ANSYS- CFX 를이용해헬륨가스의누출및확산 (Dispersion) 문제를시뮬레이션하였으며, Middha et al.(2009) 은상용프로그램 FLACS를이용해단순한해양구조물내부의확산시뮬레이션결과를실험과비교하였다. 또한 Jordan et al.(2007) 은다양한상용프로그램을이용한확산시뮬레이션을통해배플을가지는단순사각구조물에대한실험과의검증을수행하였다. 한편, 폭발현상은미소시간동안발생되는연소 (Combustion) 현상이라할수있으며, 연소에대한연구는버너를이용해 Gobby(2004), Yaldizli et al. (2008), Perkovic et al.(2009), Barlow and Frank(2007), Ogami and Fukumoto(2010) 등에의해다양한방법으로연구되었다. 본연구에서는해양플랜트구조물및특수선에대한폭발사고의피해를예측하기위한기초연구로써 3차원버너를이용한연소현상에대해상용프로그램인 ANSYS-CFX ver.11을이용해시뮬레이션을수행하였으며, Sandia National Laboratories (Barlow and Frank, 2007) 에서수행된실험및 Gobby(2004) 의시뮬레이션결과와비교 검증을통해적용가능성을검토하여보았다. 2. 연소에관한지배방정식 (a) Piper Alpha oil rig (1988) (b) Deepwater Horizon drilling rig (2010) Fig. 3 Examples of fire and explosion accidents 2.1 연소연소의정의란, 산소와급격한반응을일으켜다량의발열화학반응을하고, 그결과발광하면서반응에의해발생하는열에너지, 활성화학종에의해자발적으로연소반응이지속되는현상으로, 공업적으로는발열, 발광, 화학반응현상이동시에일어나는것을의미한다. 연소의필수조건으로는연료, 발화점이상의온도, 일정량이상의산소등을들수있으며기체, 액체및고체의연료연소등으로분류된다. 이중선박및해양구조물에서자주발생하는기체연료연소는기체상태에의연료와산화제의화학반응에의해발생한다. 기체연료의연소형태는반응체의혼합상태에따라예혼합연소 (Premixed combustion) 와확산연소 (Diffusion combustion) 로구분할수있다. 예혼합연소는기체연료의연소반응에필요한산소또는공기를미리혼합한예혼합기 (Premixture) 를연소시키는것으로, 화염면이라고하는고온의반응면이형성되며, 자력으로전파해나가는특징이있다. 이예혼합연소의화염을예혼합화염 (Premixed flame) 이라고한다. 예혼합기에서온도와압력에의해결정되는가연농도범위가있으며, 그농도범위의하한을희박가연한계농도, 상한을과농가연한계농도라한다. 한편, 확산연소는산소중에연료를분출시켜연소시키는경우로, 이때는연료와공기의경계면에서확산이일어나연소할수있는적당한혼합기를형성한부분에있어서연소가일어나지만화염전파

해양플랜트의화재및폭발예측을위한메탄연소의 CFD 시뮬레이션 61 성은없다. 또한화염부근의가스흐름이층류인가난류인가에따라층류연소와난류연소로나눌수있다. 유동이층류이면유동마찰, 열및물질의이동즉혼합은미시적인분자레벨에서일어나는층류화염이된다. 그러나층류에서난류로변함에따라연소의성질이크게변화한다. 화염면의두께가증가함과동시에예혼합연소에는화염전파속도가가속되고, 난류의경우거시적인교란, 소용동이에의해혼합은규모도크고화염전파속도가가속되는듯연소의형태가현저히변하게된다. 2.2 화학반응식본연구에사용된상용프로그램 ANSYS-CFX ver.11 은메탄과산소화학반응식에대해서 2가지모델을제공한다. 먼저 1단계 (Onestep) 화학반응식은식 (1) 과같이메탄과산소가한번의과정을통해이산화탄소와물이생성된다. (1) 이에비해 2단계 (Two-step) 화학반응식은식 (2)~(3) 과같이메탄과산소가반응하여일산화탄소와물이생성된다음생성된일산화탄소가다시산소와반응해이산화탄소가만들어지는두번의과정을통해화학반응식이완료된다. (2) (3) 본연구에서는식 (1) 과동일한메커니즘을가진 Methane air WD1 model 옵션과식 (2)~(3) 과동일한메커니즘을가진 Methane air WD2 model 옵션에대한비교평가를수행하였다. 2.3 지배방정식본연구에지배방정식은연속방정식과운동량방정식그리고에너지방정식이다. (4) Pr 여기서 는밀도, t 는시간, 는구배연산자, U 는속도벡터, 는유효점성계수, B 는체적력, p' 는수정된압력, 는열전도율, 는응력텐서, Pr t 는난류 Prandtl 수, h tot 는총엔탈피, h는정적엔탈피, S E 는에너지생성항, k는단위질량당난류운동에너지, 는난류점성계수, p 는압력이다. 3. 수치시뮬레이션조건및모델링 3.1 시뮬레이션조건본연구의연소시뮬레이션에이용된구조물의형상은 Sandia national laboratories(barlow and Frank, 2007) 에서수행한 3차 (5) (6) Fig. 4 Geometry of burner and its surroundings(co-flow) Table 2 Geometry condition of burner Fuel Pilot Co-flow Radius(m) 0.0036 0.0091 0.36 Table 3 Measure lines of methane and carbon dioxide X(m) Y(m) Z(m) Line-1 0 0 0.0144 Line-2 0 0 0.1080 원버너 (Burner) 의형상이며 Fig. 4와같은모습이다. 버너의크기는 Table 2에나타낸바와같이 Fuel 부분의반경이 3.6mm, Pilot 부분이 9.1mm 이다. Fuel 와 Pilot, 그리고 Pilot 와 Co-flow 사이에위치한벽의두께는각각 0.25mm와 0.35mm이다. Pilot 바깥부분에 Co-flow 부분은시뮬레이션시계산영역으로 0.36m로설정하였다. 시뮬레이션은정상상태 (Steady state) 로가정하였으며계산이수행되는시간간격은 5.0 10-5 s이고잔차 (Residual) 가 1.0 10-5 이하가될때계산이멈추도록설정하였다. 온도및속도는버너의중심에서연직방향 (Z-방향) 으로의값을측정하며, 이산화탄소와메탄의양은 Table 3에서와같이버너의중심에서연직방향으로 11.4mm, 100.8mm 떨어진 2개의지점에서반경방향으로값을측정한다. 3.2 격자계 Fig. 5에보이는바와같이정규격자를생성하는데에는상용격자생성프로그램인 Gridgen ver.15.15 을이용하였으며, 격자의민감도분석을위해 Table 4와같이세가지경우에대해격자를생성하였다. 화학반응이일어나화염이생길것으로사료되는 Fuel 부분과 Pilot 부분에격자를집중배치하였으며반경방향으로는격자간격이점차커지며, 연직방향으로는 Fuel와 Pilot 그리고 Co-flow 부분의최소격자간격을 1.0 10-4 로설정하였다. Fuel 부분과 Pilot 부분사이에위치한 Wall 에는 Fuel 부분의격자와동일한크기의격자를이용하였으며 Pilot부분과 Co-Flow 사이에 Table 4 Number of grids used for simulations Case Coarse Medium Fine Number of grids 100,352 180,000 257,040

62 석준 정세민 박종천 백점기 Fig. 5 Grid systems (left: X-Z plane, right: X-Y plane) 위치하는 Wall 에는 Pilot 부분과동일한크기의격자를사용하였다. 3.3 초기조건및경계조건 Fig. 6에는시뮬레이션에사용된경계조건을개략적으로나타낸다. 먼저, 버너가위치하는밑면은입구 (Inlet) 조건을, 원호방향의 Table 5 Inlet boundary condition at Fuel, Pilot and Co-flow Velocity(m/s) Temperature(K) Species mass fraction Fuel Fig. 8(a) 294 CH 4 : 0.157 O 2 : 0.195 Pilot Fig. 8(b) 1880 CO 2 : 0.11 H 2O : 0.0925 O 2 : 0.056 Co-flow Fig. 8(c) 291 O 2 : 0.231 측면에는전체모형의 15 를계산영역으로고려하였기때문에대칭 (Symmetry) 조건을, 반경방향의측면에서는유체의유출입이상대압력차이로발생하는개방 (Openning) 조건을, 윗면에는출구 (Outlet) 조건을, 그리고 Wall 부분은 No-slip 경계조건과단열조건을각각설정하였다. 이때각각의부분에서속도는 Gobby (2004) 를참고하여 Fig. 7과같은속도형상 (Profile) 을부여하였으며, 각부분의온도조건으로 Fuel 부분은 294K, 반응이일어나는 Pilot 부분은 1880K, 그리고 Co-flow 부분은 291K로설정하였다. 또한, 각각의부분에존재하는분자는 Fuel부분에메탄과산소, Pilot 부분은이산화탄소, 물및산소, 그리고 Co-flow부분은산소만존재한다. 경계면을제외하고계산이수행되는영역의초기온도는모두 291K, 대기중산소는 23.1% 로설정하였으며, Fuel, Pilot, Cc-flow 부분의초기속도는 Fig. 8과동일한속도분포를설정하였다. 경계조건의설정에대해서는 Table 5에정리하였다. 한편, 난류운동에너지 (k) 의경우 Killan(2005) 를참고하여 Fig. 8과같이초기분포를설정하였다. 3.4 연소모델 ANSYS-CFX 에서제공하는연소모델은 Eddy dissipation, Finite rate chemistry, 그리고두가지모델을혼합한 Eddy dissipation and finite rate chemistry 중본연구에서는난류영역에서많이사용되어지는혼합모델인 Eddy dissipation and finite rate chemistry 를이용하였으며 Eddy dissipation model 계수인 A와 B는각각 4.0과 0.5로설정하였다 (Magnussen, 2005). 4. 시뮬레이션결과 (a) Overall physical domain (b) Region classification for inlet boundary condition Fig. 6 Boundary condition for simulation(not to scale) 4.1 격자수렴성평가 Table 4에보인세종류의격자에대한수렴성평가를수행한결과는 Fig. 9와같다. 이때, 각각의격자에대한버너의위치에

해양플랜트의화재및폭발예측을위한메탄연소의 CFD 시뮬레이션 63 (a) at fuel Fig. 8 Turbulent kinetic energy profile at the fuel inlet boundary condition (b) at pilot (c) at co-flow Fig. 7 Velocity profiles at the fuel inlet boundary condition Fig. 9 Comparison of temperature profiles along the centerline of the vertical direction (grid convergence)

64 석준 정세민 박종천 백점기 Table 6 Averaged relative errors obtained from grid convergence tests Coarse Medium Fine Averaged relative error(%) 1.69 0.61 - 서부터연직중심선상의온도분포를나타낸다. 점선은격자가약 10만개인 Coarse 의경우, 실선은약 18만개인 Medium 을나타내며일점쇄선은약 25만개의 Fine의결과를나타낸다. 오른쪽의확대한그래프에서알수있듯이격자수가조밀할수록점차온도값이수렴해가고있는것을볼수있으며, Fine 의결과값을기준으로나머지두경우의상대오차를구하여그결과를 Table 6에정리하였다. Fig. 9의오른쪽에는축방향 x=0.4m 부근에서확대하여나타내며, 격자수가증가함에따라수렴성은보이나실험값에서미소하지만멀어지는것을볼수있다. 이는전체적으로본시뮬레이션에서얻어진공간상온도분포의최대값이실험에비해다소왼쪽으로치우침에따라최대값부근으로집중하려는특성에기인한것이라판단할수있다. 결과적으로 Coarse 의경우 1.69%, Medium 의경우 0.61% 로격자가조밀해짐에따라값이수렴해가고있음을정량적으로알수있다. 따라서본연구에서는계산시간을고려하여 Fine 격자에비해 0.61% 의오차를보이고있는 Medium 격자를이용하여이후의시뮬레이션을수행하였다. 4.2 화학반응식평가앞서 2.2절에서설명하였던 One-step 모델과 Two-step 모델에대한시뮬레이션수행결과는 Fig. 10과같다. 버너의위치로부터연직중심선상의온도분포를 Fig. 10(a) 에, 그리고속도분포를 Fig. 10(b) 에나타낸다. 온도분포에서는두모델간의차이가거의보이지않지만속도분포에서는약 0.1m~0.2m 구간에서다소차이를보이고있다. 하지만전반적으로큰차이는보이지않는다. 따라서본연구에서는이후의다양한반응형태 ( 예를들어, 메탄가스를추출하는경우의유출발생경우, 충전물로주입하는 N 2 와메탄가스가산소와반응하여일산화탄소, 이산화탄소, NO 2 가 생성되는등 ) 를고려해 Two-step 모델을사용하여이후의시뮬레이션을수행하였다. 4.3 난류모델평가난류모델의정합성을평가하기위해, RNG(Re-normalization group), 그리고 의 3가지난류모델에대한시뮬레이션의수행하였으며그결과를 Fig. 11에나타낸다. Fig. 11(a) 의온도분포에서 모델의경우 계열의모델에비해온도가급격히하강하는것을볼수있다. 그에반해, RNG 모델은상대적으로실험과유사한경향을보이고있지만 RNG 모델이약 0.3m 이상의영역에서온도가하강하기시작하여 모델에비해실험과의차이가점점커짐을알수있다. 한편 Fig. 11(b) 의속도분포에서도 모델은 S자형태의커브를보이며약 0.2m 이하의구간에서는실험값보다큰값을그이상의영역에서는실험값보다작은값을보여실험과의비교에서차이를보인다. 반면 과 RNG 모델은 모델에비해전체영역에서실험값과유사한결과를나타내고있지만약 0.3m 이상의영역에서 모델이 RNG 모델에비해상대적으로실험값과유사함을보인다. 따라서본연구에서는실험과의비교에서상대적으로실험값에가장근접하다고판단되는 모델을적용하여이후의시뮬레이션을수행하였다. 4.4 난류소산율 (Turbulent dissipation rate ) 의입구분포에관한평가 Merci et al.(2000) 은 Feul의입구경계에서난류소산율의입구분포를식 (7) 로부터적용하였으며, 식 (7) 의계수 C의변화에따른영향을평가하기위해시뮬레이션을수행하였다. (7) 이때 는 0.09이며 R은 Fuel 영역의반지름이다. Merci et al.(2000) 에서는 C=1과 15의두경우에대하여수행하였으나, 본연구에서는 C=1, 15, 30의세경우에대해서시뮬레 (a) Temperature profile (b) Velocity profile Fig. 10 Comparison of temperature and velocity profiles along the centerline in the vertical direction (reacting model)

해양플랜트의화재및폭발예측을위한메탄연소의 CFD 시뮬레이션 65 (a) Temperature profile (b) Velocity profile Fig. 11 Comparison of temperature and velocity profiles along the centerline in the vertical direction (turbulence model) (a) Temperature profile (b) Velocity profile Fig. 12 Comparison of temperature and velocity profiles along the centerline in the vertical direction (profiles of turbulent dissipation rate) 이션을수행하였다. Fig. 13에는시뮬레이션결과를나타낸다. Fig. 12(a) 의온도그래프에서 C가커질수록그래프는오른쪽으로이동하는경향을보이지만 C가커질수록이동되는크기는줄어들어 C=15와 30의경우큰차이가없음을알수있다. C=1일때는 C=15와 30인경우에비해버너에서가까운부분에서상대적으로높은온도를보이며, C=15와 30인경우역시약 0.2m~0.4m 구간에서실험치보다큰값을보이고있지만 C=1인경우보다상대적으로실험값과유사한경향을보인다. Fig. 12(b) 의속도그래프에서는 C가커질수록전체적인속도가커지는경향을보이며 C=1일경우 0.2m 이하의구간에서시뮬레이션값이실험값보다작아차이를보인다. 그에비해 C=30인경우는전체영역에서실험값을상회하며 C=15인경우전체영역에걸쳐상대적으로실험값과잘일치하고있는것을볼수있다. 본연구에서는온도와속도의시뮬레이션결과와실험값의비교 를통해상대적으로실험값에근접한 C=15로설정하여추후의시뮬레이션을수행하였다. 4.5 난류소산계수 (Turbulence dissipation coefficient) 평가난류모델테스트에서실험과가장유사한경향을보였던 모델은식 (5) 에서유효점성으로나타낸 를다음과같이다시나타낼수있다. (8) 여기서 는난류점성을의미하며, 난류점성은다시식 (9) 와같이난류운동에너지와난류소산율의관계로나타낼수있다. 단계수 는 0.09를사용한다. (9)

66 석준 정세민 박종천 백점기 (a) Temperature profile (b) Velocity profile Fig. 13 Comparison of temperature and velocity profiles along the centerline in the vertical direction (coefficient of turbulent dissipation rate) 식 (9) 의난류운동에너지 k와난류소산율 는다음식들로부터각각구해진다. (10) (11) 여기서, =1.0, =1.3, =1.44, =1.92 로설정한다. 한편, P k 는점성과부력으로인한난류를고려해주는항으로다음과같이나타낼수있다. (12) 본연구에서는온도와속도의실험값과의비교를통해상대적으로 C e2 가 1.88일때실험값과유사한경향을보인다고판단하여이후의시뮬레이션에 C e2=1.88을적용하였다. 4.6 타시뮬레이션과의비교전술한바와같이, 시뮬레이션결과는사용된난류모델이나이와관련된실험계수들에의해아주민감하게반응한다는사실을알수있었다. 특히, 난류모델과관련된계수들은주로단상류에관한난류의평판실험에근거한값들이며, 화학적반응을포함하는연소현상을제대로표현하기위해서는향후이에대한보완이필요할것으로보인다. 여기서는앞서수행한격자수렴성, 반응모델, 난류모델및이와관련된계수평가를통해얻어진최적의조건들을이용하여 단, P kb 는부력생성항이다. 본연구에서는연소의난류시뮬레이션에최종적으로 모델을선택하였다. 하지만, 이모델은단상유동에적합하다는것이잘알려져있다. 보다엄밀한연소시뮬레이션을수행하기위해서는연소메커니즘을포함한난류모델도입이불가피하나현재이분야의연구가진행중에있지만연소의난류모델의부재가시급한문제로지적된다. 이에본연구에서는식 (11) 의난류소산계수인 C e2 에대하여 C e2 가 1.80, 1.88, 1.92의세가지경우에대한시뮬레이션을수행하였으며그결과를 Fig. 13에나타낸다. Fig. 13(a) 는연직방향의중심선상에서 C e2 에따른온도분포를나타낸다. 전반적으로난류소산계수의변화에따라공간적인온도분포에차이가보인다. 즉, C e2 값이작아질수록오른쪽으로이동하면서온도분포가넓어지는경향이나타나며, C e2 가 1.88일때비교적실험에근접한경향을보이고있다. Fig. 13(b) 는속도분포를나타낸다. C e2 값이작아질수록약 0.1m 이상의구간에서속도의공간적인구배가완만해지는경향을나타낸다. Fig. 14 Contour maps of temperature and Z-direction velocity component

해양플랜트의화재및폭발예측을위한메탄연소의 CFD 시뮬레이션 67 시뮬레이션을수행하였고, 이때의온도장과연직방향속도분포를 Fig. 14에나타내었다. 또한, 선행연구자인 Gobby(2004) 의시뮬레이션및 Sandia national laboratories(barlow and Frank, 2007) 에서수행한실험결과와비교한결과를 Fig. 15에나타낸다. Fig. 15(a) 는연직방향의중심선상에서온도분포이며, 약 0.2~ 0.4m의영역에서시뮬레이션결과가실험치보다큰값을보이고있으나, Gobby(2004) 의시뮬레이션결과와는유사한경향을나타낸다. 하지만, 0.4m 이상의영역에서는본시뮬레이션의결과가 (a) Temperature profile (b) Velocity profile (c) Methane mass fraction at line-1 (d) Methane mass fraction at line-2 (e) Carbon dioxide mass fraction on line-1 (f) Carbon dioxide mass fraction on line-2 Fig. 15 Comparison of obtained values from present simulations with those by other numerical and experimental ones

68 석준 정세민 박종천 백점기 Gobby(2004) 의시뮬레이션결과에비해다소실험치에근접한결과를보인다. Fig. 15(b) 의속도분포에서는전반적으로시뮬레이션과실험결과가일치하지만, 전체적으로 S자의분포를보이는 Gobby(2004) 의결과와는달리본시뮬레이션결과는전반적으로실험치에보다근접하다는것을알수있다. 다음으로, Fig. 15(c)~ (f) 는 Table 3에정리한바와같이연소가진행되는연직방향 (Z- 방향 ) 의두위치 (Line-1 과 Line-2) 에서반경방향으로의메탄과이산화탄소의질량분율을나타낸다. 여기서, Line-1 은상대적으로연료가연소되는버너의입구로부터 14.4mm, 그리고 Line-2 는 108.0 mm 떨어진위치이다. 결과적으로경게조건이적용되는입구와상대적으로가까운 Line-1 에서는실험과거의동일한질량분율을유지하고있지만, 연소가진행되면서 Line-2에서는반경방향으로메탄의질량분율은실험보다부족하게, 그리고이산화탄소는과잉으로분포하는경향을보이고있다. 이는화학적반응에있어서온도분포가상당히중요한데, Fig. 15(a) 에서알수있듯이약 Z= 0.1m 부근부터실험과불일치를보이고있으며, 또한연소에관한난류모델중공간적인분포와밀접한난류소산모델에관한부분이미흡한것으로해석할수있다. 5. 결론해양플랜트의화재및폭발사고의피해예측을위한기초연구로서 3차원버너의를이용한연소시뮬레이션에대한연구를수행하였다. 시뮬레이션의정도향상을위해격자계, 화학반응식, 난류모델, 그리고난류소산계수에대해다양한테스트를수행하였으며이를통해최적의계수를추정하였다. 또한추정된최적의계수들을이용해 Gobby(2004) 의시뮬레이션및 Sandia national laboratories(barlow and Frank, 2007) 에서수행한실험과동일한조건으로수치시뮬레이션을수행하였으며, 그결과를상호비교하였다. 결과적으로, 선행연구의시뮬레이션과는전반적으로유사한경향을보이지만버너로부터중심축상의연직방향의온도분포나버너로부터점차멀어짐에따라연소에반응한물질의공간적인확산메커니즘은실험과부분적인차이를보였다. 이와같은문제점을보완하기위해추후연소의난류모델및화학반응식등에대한연구가추가적으로개선되어져야할것으로사료된다. 후기본연구는지식경제부의재원으로산원융합원천기술개발사업산업융합원천기술개발사업 (10041090, 해양플랜트 Topside 고위험사고실증을통한 QRA 기반설계검증기술개발 ) 의지원을받아수행된연구결과중일부임을밝히며, 연구비지원에감사드립니다. 참고문헌 Barlow, R., Frank, J., 2007. Piloted CH 4/Air Flames C, D, E, and F - Release 2.1. TNF Workshop, Washington USA. [Online] Available at: <http://www.sandia.gov/tnf/dataarch/flamed.- html> Det Norske Veritas (DNV), 2007. Accident Statistics for Floating Offshore Units on the UK Continental Shelf 1980-2005. Health and Safety Executive(HSE) Report. [Online] Available at: <http://www.hse.gov.uk/research/rrpdf/rr567.pdf> Gobby, D., 2004. Piloted Methane Jet Flame, ANSYS CFX Validation Report, CFX-VAL09/0404. Jordan, T., Carcia, J., Hansen, O., Ledin, A., Middha, P., Molkov, V., Travis, J., Venetsanos, A.G., Verbecks, F., Xiao, J., 2007. Results of the Hysafe CFD Validation Benchmark SBEPV5. Proceedings of 2nd International Conference on Hydrogen Safety, San Sebastian Spain. [Online] Available at: <http:// conference.ing.unipi.it/ichs2007/fileadmin/user_- upload/cd/papers/11sept/1.1.281.pdf> Kilian, C.A., 2005. Numerical Simulation of Non-premixed Laminar and Turbulent Flames by means of Flamelet Modelling Approaches. Doctoral Thesis of University at Politecnica de Catalunya. [Online] Available at: <http://www.- tdx.cat/handle/10803/6680> Magnussen, Bjorn F., 2005. The Eddy Dissipaton Concept a Bridge Between Science and Technology. Invited Paper at ECCOMAS Thematic Conference on Computational Combustion, Lisbon Portugal. [Online] Available at: <http://- folk.ntnu.no/ivarse/edc/bfm_ecomas2005_lisboa.pdf> Merci, B., Roekaerts, D., Peeters, T.W.J., Dick, E., 2000. The Impact of the Turbulence Model and Inlet Boundary Conditions on Calculation Results for Reacting Flows. Proceedings of the 5th International Workshop on Measurements and Computation of Turbulent Nonpremixed Flames, Delft Netherlands. [Online] Available at: <http://- www.sandia.gov/tnf/5thworkshop/tnf5.html> Middha, P., Hansen, O.R., Storvik, I.E., 2009. Validation of CFDmodel for Hydrogen Dispersion. Journal of Loss Prevention in the Precess Industries, 22(6), 1034-1038. Ogami, Y., Fukumoto, K., 2010. Simulation of Combustion by Vortex Method. Computers & Fluids, 39(4), 592-603. Paté Cornell, M.E., 1993. Learning from the Piper Alpha Accident: A Postmortem Analysis of Technical and Organizational Factors. Risk Analysis, 13(2), 215-232. Perkovic, L., Baburic, M., Priesching, P., Duic, N., 2009. CFD Simulation of Methane Jet Burner. Proceeding of the European Combustion Meeting, Vienna Austria. [Online] Available at: <http://bib.irb.hr/datoteka/398216.p810270.pdf> Statistics Korea. [Online] Available at: http://www.kostat.go.kr. Wilkening, H., Baraldi, D., Heitsch, H., 2008. CFD Simulation of Light Gas Release and Mixing in the Battelle Model-Containment with CFX. Nuclear Engineering and Design, 238(3), 618-626. Yaldizli, M., Mehravaran, K., Mogammad, H., Jaberi, F.A., 2008. The Structure of Partially Premixed Methane Flames in Highintensity Turbulent Flows. Combustion and Flame, 154(4), 692-714.