1. 서 론

최근 도심지역 및 주택가내 무질서하게 서 있는 각종 전력, 통신용 전주가 도시 미관을 해치고, 가공 전선으로 인한 빈번한 사고 발생, 신설 지상 전주 설치의 제한, 태풍, 홍수 등 자연재해 시 사고 발생 등으로 도심지역 가공 선로의 지중화 필요성은 날이 갈수록 더욱 높아지고 있는 실정이다. 이에, 국내 송배전선로의 효율적 지중화 추진에 대한 연구 및 사업이 활성화되고 있다. 하지만 이러한 지중화 사업의 가장 핵심적으로 대두되는 사안이 전력구 내의 안전한 전력공급에 대한 여부이다.

경제성장과 더불어 전력수요가 매년 기하급수적으로 급증하고 있다. 특히, 국내 도심하부에는 수많은 도관 및 상하수도가 시공되어 있고, 밀집된 인구지역에는 고용량의 전력공급이 요구된다. 이와 같은 전력수요 과밀화에 대처하기 위해 지중송전 관로의 확대와 더불어 송전케이블의 송전용량 증대 또한 시급한 실정이다. 하지만 지중 송전선로는 도심지내에서 건설부지 확보가 곤란하고 건설비용이 과다하기 때문에 건설에 많은 제약을 따르고 있다. 따라서 시설 증대를 통한 송전용량확보 보다는 지중케이블의 전력 수송능력을 증대시키는 방안이 요구되고 있다. 즉, 송전용량의 효율을 증가시켜, 전력수요의 증대 및 과밀화를 대처하고 더 안전하게 송전을 할 수 있는 방법이 필요한 것이다.

지중송전 관로의 대용량화로 인한 열폭주 및 절연파괴 등으로 인한 사고를 예방하기 위해, 지중 환경을 고려한 지중송전 관로의 설계 및 시공이 이뤄져야한다. 열폭주는 온도 상승이 전력구 내의 전류의 증가를 야기하고, 그것이 또 온도 상승의 원인이 된다는 일종의 연쇄 반응이다. 또한 송전용량 확보를 위한 관로내의 전압 및 전류의 증가는 주변 지반내의 온도 증가와 더불어 송전선로 주변의 열저항을 증가 시키므로 열폭주 현상이 우려된다. 따라서 전력구 터널 및 도관 되메움시 주변 열환경 변화를 예측하고 열거동을 파악하는 것이 무엇보다 중요하다(Adams and Baljet. 1980; Jeong et al., 2003). 일반적으로 관로주변의 되메움재의 열저항은 함수비에 따라 변화한다. 따라서 통상적인 열(약 60°C)이 발생되고 있을 경우라 하더라도, 건조시에는 되메움재의 열저항 특성에 따라 열폭주(thermal runaway)현상이 발생하여 케이블의 절연파괴를 일으키거나 송전효율의 저하 요인이 된다(Kim and Lee, 2002; Oh et al., 2008; Kim and Koo, 2011; Wi et al., 2011). 따라서 송전관로 주변의 되메움재는 전력구 내부에서 발생하는 열을 신속하게 소산시킬 수 있는 재료, 함수비 변화에 따라 열저항률의 변화가 작은 재료(습윤시 열저항 50°C-cm/Watt, 건조시 열저항률 100°C-cm/Watt를 목표로 함)의 사용이 요구된다.

본 논문에서는 전력구 되메움재의 열적 안정성 향상과 열저항을 감소시키는 되메움재를 선정하기 위하여 토양의 입도특성 및 함수변화에 따른 열저항 특성 등을 고려해 전력구 열거동 변화를 예측할 수 있는 수치해석 모델을 개발하였다. 되메움재에 따라 총 2종류의 모델이 구성되었으며, 열환경 변화에 영향을 주는 요인으로 외기온도와 대류 열전달계수, 그리고 되메움재를 포함한 토양의 특성인 열저항, 단위중량, 함수비 등을 고려하였다. 현장 시험시공에서 시간에 따라 계측한 전력구 내부 및 지반 온도분포를 기반으로, 개발된 수치해석 모델의 신뢰성을 검증했고, 일정한 열랑이 공급될 때 전력구 내부에 발생하는 최대온도를 산정하면 현장 시험시공 조건에서의 냉각시스템 가동 시점을 예측 할 수 있을 것으로 예상된다.

2. 수치해석 모델링 을 통한 전력구 열적 거동 평가

2.1 수치해석 개요

전력구 내부에 일정한 열량이 공급될 때, 되메움재의 단위중량, 함수비, 불포화토 특성 등 여러 변수를 고려한 열전달 메카니즘을 수치해석을 통해 모사할 수 있도록 열전달 수치해석 모델을 개발하였다. 수치해석 모델 개발을 위해 현장 시험체의 전력구 내부 및 되메움재의 열환경 변화를 분석하였으며, 현장 시험결과를 토대로 전력 케이블(열원)로부터 발생한 열이 전력구 내부 및 되메움재를 통해 확산되는 현상을 모사할 수 있는 열전달 수치해석 모델링을 구축하였다.

수치해석 모델 개발을 위해 유한요소해석(FE) 기법에 기반을 둔 COMSOL Multiphysics를 적용하였다. COMSOL Multiphysics는 공학분야에서 다양한 물리적인 현상을 모델링하고, 시뮬레이션 하는데 필요한 기술을 제공하는 상용 프로그램이다. 편미분 방정식으로 표현되는 다중물리현상(Multiphysics)을 유한요소해석 기법을 통해 해석하는 프로그램으로서, 3차원의 모델을 구성할 수 있다. 또한, 모델과 관련된 다양한 물리적인 현상을 복합적으로 고려할 수 있으며, 연계해석(coupled analysis)을 통하여 선택한 모든 물리현상에 대한 수치해석을 수행할 수 있다.

본 논문에서는 COMSOL Multiphysics에 내재된 열전달 해석 모듈을 이용하여 현장 시험체의 경계조건과 동일하게 수치 모델을 구성하였으며, 전력구 내부에서 발생한 열이 주변 지반으로 전달되는 현상을 모사했다. 개발된 수치해석 모델을 통해 현장 시험체의 1년간 열전달 현상을 모사하고, 현장 시험결과(전력구 내부 및 주변 지반의 온도변화)와 비교하여 수치해석 모델의 적합성을 판단하였다.

2.2 수치해석 모델링

2.2.1 단면 설정

현장의 단면도는 Fig. 1에 나타냈다. 현장 시험은 전력구 내부에 전력 케이블선이 일정한 열량(2 W/cm)으로 공급될 때, 전력구 내부온도 및 열전달에 의해 주변 지반의 온도변화를 측정할 수 있도록 구축되었다.

수치해석 모델은 열전달 거동 특성상 길이방향으로 열전달 현상이 동일하기 때문에 현장 시험 단면도를 기반으로 이차원(2D) 모델로 구성했고, 현장 시험체와 동일하게 되메움재(성토부), 발열체, 전력구 박스, 하부 및 사면 암반을 형상화했다. 또한 풍화토A에 모래층으로 형상화된 현장 단면 조건을 기반으로 모델링을 수행했고, 풍화토A+모래는 일정두께의 모래층을 추가해 단면을 구성했다(Fig. 2).

2.2.2 입력변수 설정

수치해석을 위한 경계조건 및 입력 물성치를 선정하기 위해 현장 시험체에 대한 지반조사 및 현장 시공현황을 검토하고, 현장조건을 정밀하게 모사하기 위해 필요한 경계조건을 설정하였다. 또한 외기조건 및 주변 환경 변화에 따른 변수들도 검토하였다.

(1) 토양 및 콘크리트 물성치

열전달 수치해석 모델에 적용할 각 재료의 물성치와 실내 다짐 및 열저항 측정 시험으로 산정한 각 되메움재의 물리적 및 열적 특성과 문헌에서 제시하는 값을 정리하여 Table 1과 2에 나타냈다(Boggs et al., 1980).

(2) 열 유속(Heat Flux) - 외기온도 및 PC박스 내벽

외기 온도와 전력구 PC박스 내부에서 발생하는 열이 토양으로 전달되는 현상은 COMSOL Multiphysics에 내재된 열 유속(heat flux) 모듈을 적용하여 모사하였다. 외기온도 및 열원에서 발생한 열이 기체를 통해 지반으로 퍼져나가는 현상은 전도, 대류, 복사가 복합적으로 작용하여 나타난다. 이러한 복잡한 물리현상을 해석하기 위해 보편적으로 사용되는 방법이 열 유속을 적용하는 방법이다(Yazdanian and Klems, 1994; Tanaka et al., 1997;  Anderson, 2006). 열 유속을 반영하기 위하여 Convective Heat Flux 모델을 적용하였다. 본 논문에서는 현장시험을 통해 얻은 1년간 기상관측(외기) 데이터와 문헌조사를 통해 산정한 대류 열전달계수를 열전달 수치해석 모델의 경계부분에 입력변수로 적용하였다. 1년간 현장 조건에서 연중 외기온도 변화는 다음 Fig. 3에 나타냈다.

대류 열전달계수를 산정하기 위해 수치해석 모델에서 적용하는 Convective Heat Flux의 지배 방정식은 Eq. (1)과 같다.

여기서 는 열 유속(W/m²), 는 경계면 외부온도(K), 는 경계면 내부온도(K), h는 대류열전달계수(W/m²K)를 의미한다.

또한 전력구 PC박스 내부에서 콘크리트 벽면으로의 열전달도 외기온도 경계조건과 동일하게 Convective Heat Flux 모델을 적용하였다. 발열체로 인해 발생하는 PC박스 내부의 공기온도와 콘크리트 벽면의 온도 차이에 대류 열전달계수를 적용함으로써 전력구 내부 공기의 열에너지가고체인 콘크리트 벽면으로 전달되는 거동을 모사했다. Fig. 4는 Convective Heat Flux를 적용한 외기 및 PC박스 내부 경계조건을 보여준다.

문헌조사를 수행한 결과, 일반적인 대류 열전달계수 값은 0∼35(W/m²K)범위에 있다. 각 경계조건에 해당하는 적합한 대류 열전달계수를 문헌조사를 통해 산정하였고, 입력변수로 적용하였다(Choi and Cho, 2011). 대류 열전달계수 산정과정은 전력구 PC박스 내벽과 외고온도 경계조건으로 나뉘어 아래와 같이 설명했다.

① 전력구 PC박스 내벽 대류 열전달계수 산정

일반적으로 대류 열전달계수는 계절 및 날씨, 외기속도, 열류 방향 등에 따라 다르게 적용해야 한다. 또한 콘크리트 PC박스와 같은 구조물에서는 천정부, 측벽부, 바닥부 등 위치에 따라서 대류 열전달계수가 달라진다. 본 논문에서는 다양한 설계기준 및 각 국가별로 적용하고 있는 실내·외 열전달계수를 검토하였으며, 이를 Table 4∼7에 정리하였다.

다양한 설계변수에 따라 제시된 대류 열전달계수 범위 내에서 본 수치해석 모델의 전력구 PC박스 내벽 경계에는 Table 8의 대류 열전달계수를 적용하였다. 각 국에서 사용하고 있는 대류열전달계수의 범위와 참고문헌을 기반으로 적정 실내 대류 열전달계수 범위를 산정한 후, 수치해석 모델에 적용하여 결과를 도출하였다. 현장 시험 결과와 수치해석 모델의 되메움재 온도 및 전력구 내부온도의 변화를 비교하여 현장 시험 결과와 유사한 적정 대류 열전달계수를 파악했고, 이와 같은 역해석을 통해 수치의 적합성을 판단하였다.

② 외기온도 경계의 대류 열전달계수 산정

일반적으로 문헌에서 제시하는 대류 열전달계수는 자연대류 성분과 강제대류 성분의 합으로 표현되지만, 온도 차이에 의한 자연대류 성분보다 유속에 의한 강제대류 성분이 대류 열전달계수에 더 큰 영향을 준다(Churchill and Chu, 1975). 이를 비교 검토하기 위해 대류 열전달계수를 산정하는 총 4가지 모델을 검토하였으며, 각 모델의 적용 가능성을 분석하여 가장 연관성 있는 모델을 외기온도 경계에 열 유속 모듈로 적용했다.

(a) ASHRAE/DOE-2 model

ASHRAE/DOE-2 모델은 Rowley의 공식을 근거로 Smooth한 표면과 Rough한 표면에 대해 대류와 복사성분을 합한 표면 열전달계수를 제시했다(ASHRAE, 2009).

Smooth 한 경우:

Rough 한 경우:

(b) Kimura 6^th floor model

Kimura (1997)는 대류성분과 복사성분을 분리하여 대류 열전달계수를 추정하였으며, 그 결과에 따른 추정식은 아래와 같다. 단, 유속이 0 m/s인 경우, 대류 열전달계수는 ‘0’이 되므로 온도차에 의한 자연대류 열전달계수의 값을 대류 열전달계수가 포함할 수 없는 경우가 발생하게 되는 단점을 갖는다.

여기서,  : 대류열전달계수(W/m²K )

 >2 m/s이면 0.25

2 m/s이면 0.5

(c) Kimura 4th floor model

또한, Kimura (1997)는 자연대류계수의 수정을 위해 동일한 실험체에 대하여 식 (4)에 대한 수정식을 제안했다. 유속은 풍상측(Windward)와 풍하측(Leeward)로 나눴고, 상부의 유속과 대상지역유속과의 관계를 종합하여 대류열전달계수를 표현했다. 그 결과는 Eq. (5)와 (6)과 같다.

여기서,  : 대류열전달계수(W/m²K)

 : 유속(m/s)

(d) MoWitt model

Kimura 6^th floor 모델은 대상지역의 유속과 기상데이터와의 상관관계가 적다. 따라서 높이와 유속과의 종속관계를 고려한 MoWitt 모델에서는 자연대류 열전달계수에 대한 Eq. (7)과 강제대류 열전달계수에 대한 Eq. (8)을 제시하였다(Kimura, 1977). 높이와 유속이 종속관계를 나타내므로 Kimura 4th floor 모델에서 제시한 풍상측과 풍하측으로 나누어 정의한 대류 열전달계수는 다음과 같이 수정되었다(Table 8).

앞에서 제시된 총 4가지 모델 중 Kimura 4th floor 모델 적용시, 수치해석 모델결과가 현장 측정값에 가장 부합하였다. 온도 차이에 의한 자연대류 성분보다 유속에 의한 강제대류 성분이 더 큰 영향을 미치므로, MoWitt 모델보다, Kimura 4th floor 모델에서 제시한 풍상측(Eq. (5))와 풍하측(Eq. (6))을 이용한 대류 열전달계수 산정방법이 현장 시험체 조건을 더 정확하게 반영한다고 사료된다. Fig. 5에서는 Kimura 4th floor 모델을 이용해 산정한 열전달 수치해석 모델의 시간 및 풍속에 따른 대류 열전달 계수 값의 변화를 나타냈다. 풍상측 대류 열전달 계수는 겨울에서 여름으로 갈수록 감소했고, 다시 겨울로 갈수록 증가하는 추이를 나타냈다. 한편, 풍하측 대류 열전달 계수는 시간에 따라 크게 변하지 않는 추이를 나타냈다. 따라서 본 모델에서는 시간변화에 따른 대류열전달 계수를 산정하여 풍상측과 풍하측으로 나누어 해당 경계단면에 대류 열전달계수를 적용시켰다.

(3) 열전달 모델 및 경계조건

① 다공질 매체에서의 열전달 모델

전력구 내부의 열원으로부터 전력구 PC박스를 통과하여 되메움재로 열이 전달되는 경향을 파악하기 위해 되메움재는 다공질체 열전달 모델을 적용했다. 다공질체에서의 열전달 모델은 다공질체(되메움재)에서 발생하는 열의 전도, 대류, 복사를 고려해야 한다. 다공질 매체의 열전달은 수분과 열의 이동을 동시에 고려해야 하지만 본 모델에서는 이를 수치 모델링화 하기에 한계가 있었으므로 기존 다공질 매체에서의 열전달 모델을 단순화 시켜 고체에서의 열전달 모델로 구성하였다. Fig. 6은 풍화토A+모래 단면에 열전달 모델 영역을 나타낸 것이다. 다공질체에서의 열전달 모델의 지배방정식은 Eq. (9)와 같다.

여기서

       : 유체밀도(kg/m³)

      : 유체 열용량(J/kgK)

 : 유효 체적 열용량(J/m³K)

     : 유효 열전도도(W/mK)

       : 유체 속도장(m/s)

       : 열원(W/m²)

② 유체에서의 열전달 모델

전력구 PC박스 내부 공기는 유체에서의 열전달 모델을 적용했으며, 유체의 이동이 없다고 가정하고 일반적인 공기의 물성치(참조 Table 1)를 적용하였다(Fig. 7). 유체에서의 열전달 모델의 지배 방정식은 Eq. (10)과 같다.

③ 콘크리트 및 하부 암반에 적용된 열전달 모델

콘크리트 박스 경계영역은 Fig. 8과 같이 고체의 열전달 모델을 적용하여 Table 1의 콘크리트 물성치 값을 적용하였다. 현장 시험체 주변 지반이 주로 암반으로 구성되어 있으므로 하부지반 및 사면은 고체의 열전달 모델을 적용했고, 암반의 열적 물성치는 본 모델에서 제시한 값을 적용했다. 고체의 열전달 모델의 지배방정식은 Eq. (11)과 같다.

(4) 케이블 선형 발열량 (Line Heat Source)

전력구 내부에 케이블의 선형 발열량을 부여하는 발열체를 모사하기 위하여 선형열원모델(Line Heat Source Model)을 적용하였다(Fig. 9). 선형열원모델은 발열체의 두께가 길이에 비해 매우 얇을 경우에 적용할 수 있다. 2D 모델인 경우에서는 선형열원(Line Heat Source)이 점열원(Point Heat Source)로 대체된다. 선형발열량은 Eq. (12)에 단위 길이(깊이)에 해당하는 (cm)와 각 선에 적용되는 (W/cm)에 해당 열량조건인 값(2 W/cm)을 적용했다. 열량 입력치 2 W/cm는 현장 시험조건으로, 전력구 PC박스 내부 케이블에 발생하는 열량이다.

2.2.3 수치모델 격자형상

FE해석의 격자형상은 기본적인 삼각형 격자(triangle element)로 구성했고(Fig. 10), 총 3116개의 격자를 형성했다. 전력구 박스에 인접해 있는 내부 및 외부경계는 되메움재와 PC박스가 접촉해있는 경계이므로 보다 조밀하게 격자를 형성하였다.

3. 현장 계측과 비교를 통한 해석모델 검증

3.1 외기조건에 따른 전력구 내부온도 비교

전력구 PC박스 내부의 발열로 인한 1년 동안의 지반 및 전력구 내부 온도 변화를 수치해석 모델을 통해 모사하고 이를 현장 시험체에서 계측한 결과와 비교하여 개발된 수치모델의 적합성을 평가하였다. Fig. 11는 연간 실측된 외기온도의 변화를 수치모델의 경계 조건으로 반영하여 해석한 1년간 전력구 내부온도 추이를 계측결과와 비교를 보여준다. 연간 외기온도 변화를 고려할 경우와 고려하지 않을 경우에 따라 전력구 박스 내부의 온도 변화 양상에 큰 차이가 나타났다. 연간 외기온도 변화를 시험체의 외부 경계조건으로 고려할 경우(Fig. 11(a)), 전력구 Box 내부의 온도는 외기온도의 변화 양상과 유사하게 동절기에 온도가 감소하다가 하절기에 다시 증가했으며, 현장 시험결과와 수치해석 결과는 비슷한 양상을 나타냈다. 반면에 외기온도 변화를 고려하지 않고 시험체 외부 경계면을 단열조건(no flux)으로 가정한 경우(Fig. 11(b)), 일정한 열량 공급으로 인해 전력구 내부의 온도가 지속적으로 증가하는 양상을 보였다.

즉, 발열체가 존재하는 전력구 내부의 온도변화는 외기온도의 영향을 크게 받으며, 이는 열전달 수치해석 모델링에서 시험체 외부 경계조건에 연간 외기온도 변화를 적절하게 반영하는 것이 중요하다는 것을 시사한다. 본 수치모델에서는 전술한 바와 같이 연간 외기온도 변화에 따른 대류 열전달계수를 고려하여 열 유속 모델로 적용했고, 그 적합성을 현장 시험결과와 비교함으로써 평가하였다. 또한, 전력구 내부온도가 초기에 점차 증가하다가, 급격히 감소한 기간은 전력구내 발열체 가동이 일시적으로 정지된 기간이다. 이 발열체 정지기간도 수치모델에 반영하였다.

Fig. 12는 발열체 열량 변화에 따른 전력구 내부온도 변화 양상을 보여준다. 풍화토A+모래를 기준으로 전력구 내부의 열량을 2 W/cm, 3 W/cm, 4 W/cm로 증가시켜, 전력구 내부 온도 변화를 비교하였다. 내부 열량의 증가에 따라 전력구 내부온도가 전체적으로 증가했으며, 기존 현장시험 조건인 열량 2 W/cm의 2배의 열량(4W/cm)을 공급할시, 1년 후 약 40°C까지 전력구 내부온도가 증가하였다. 열량이 증가할수록, 전력구 내부에 투입되는 에너지가 증가하여 시간에 따른 온도증가가 더 크게 발생했다.

3.2 현장 단위중량을 고려한 열적 물성치 적용

현장 들밀도시험 결과로부터 되메움재의 건조단위중량이 1.85∼1.91 t/m³로 파악되었다. 현장과 동일한 조건에서 실내다짐을 수행하여 함수비에 따른 건조단위중량과, 각 함수비마다 열저항을 측정하여 Fig. 13에 나타냈다. 실내다짐시험 결과에서 열저항이 건조단위중량에 반비례함을 확인할 수 있다. 일반적으로 현장에서 직접 탐침을 통해 되메움재의 열저항을 측정하는 방법은 탐침과 되메움재의 접촉 조건에 의해 많은 시험오차가 발생할 수 있어, 본 논문에서는 현장에서 측정한 되메움재의 건조단위중량과 함수비를 범위에 해당하는 실내다짐 조건에서 측정한 열저항을 되메움재의 물성치로 적용하였다(Fig. 13 참조). 또한, 현장의 함수비의 변화에 따른 열저항을 수치모델에 적용하는 것이 합리적이나 Fig. 14에서 나타낸 바와 같이 현장 되메움재의 내부의 연간 함수비 변화가 미미하여, 실제 수치모델에서는 되메움재의 현장 다짐상태에 해당한 열저항값을 수치해석 입력값으로 적용하여 수치해석을 수행하였다. Table 3은 현장 들밀도시험을 통해 산정한 깊이별 되메움재의 습윤단위중량과 건조단위중량을 나타낸 것이다.

Fig. 15과 16에서는 전력구에서 일정 간격 떨어진 되메움재 내 온도변화에 대한 측정값과 동일한 조건에 대한 수치해석 결과를 비교하였다. 본 논문에서는 4가지 되메움재에 대한 측정 및 해석결과 중 대표적으로 모래+풍화토 A 되메움재만 비교하였다. 내부의 측면 및 상부방향 온도 분포를 전력구 PC박스에서 0.5 m 떨어진 지점에서부터 측면방향으로 5 m까지, 상부방향으로 3.5 m까지의 온도 분포로 비교분석 하였다. 현장 시험결과, 전력구 PC박스에서 지표면에 가까워질수록 외기의 영향을 크게 받기 때문에 온도의 변동이 크게 나타나는 경향을 보였다. 현장 시험조건에 대한 수치해석 결과에서는 되메움재 측면 방향의 온도 변화 양상은 현장 결과에 비해 다소 높게 산정되었고, 상부 방향의 온도 변화 양상은 다소 낮게 산정되었다. 하지만 현장 시험결과와 수치해석 결과의 비교·검증 결과, 측면 및 상부방향의 최대 온도 차이는 약 2°C 이내로, 개발된 열전달 수치모델을 전력구의 장기적 열거동 예측에 충분히 활용 가능 할 것으로 판단된다.

Fig. 17는 각 되메움재 시공조건 별로 1년 동안 수행한 수치해석 결과로 얻어진 온도 분포를 보여준다. 열저항이 높은 충적토의 경우(Fig. 17(a)), 높은 열저항으로 인해 지반 내 열전달이 활발하게 발생하지 않으므로, 동일한 측정 지점에서 되메움재 내부온도가 가장 낮게 산정되었다. 이는 충적토로 되메움된 전력구 내부에서는 열이 점차적으로 축적되고 있음을 예측 할 수 있다. 반면 열저항이 가장 낮은 모래+풍화토A의 경우(Fig. 17(d)), 전력구에서 발생한 열이 되메움재로 활발하게 전달되어 해당 영역의 되메움재 내부온도가 높게 평가되었다. 이는 열저항이 낮은 재료로 되메움을 한 경우가 전력구 내부의 온도를 효과적으로 감소시킬 수 있음을 시사한다.

4. 결 론

본 논문에서는 전력 케이블(열원)로부터 발생한 열이 전력구 내부 및 되메움재를 통해 전달되는 현상을 모사할 수 있는 열전달 수치해석 모델을 개발했다. 개발된 열전달 수치해석 모델은 전력구 내부 및 되메움재의 열거동을 정확하게 모사할 수 있는 것으로 확인되었다. 수치해석 모델은 전력구 내부의 온도 상승으로 인한 열폭주 및 절연 파괴 등의 사고를 미리 예측하고, 장기적 측면에서 전력구 주변 토양의 열환경 변화를 예측하는데 활용될 수 있을 것으로 사료된다. 본 연구로부터 얻어진 결과는 아래와 같이 요약할 수 있다.

1.전력구 및 주변 지반의 열거동 평가를 위해 열전달 수치해석 모델을 개발하기 위해 실내 다짐 및 열저항 측정시험을 통해 산정된 열적 물성치를 수치해석 모델에 입력변수로 적용하였다. 전력구 내부 및 되메움재 내부 온도변화에 대한 수치해석 결과를 현장 측정값과 비교하여, 수치해석 모델의 적합성을 검증하였다.

2.전력구 박스 내부의 온도변화는 외기온도의 영향을 크게 받으므로 지중 전력구에 대한 열전달 수치해석 모델링에서 지표 외부 경계조건에 연간 외기온도 변화를 적절하게 반영하는 것이 중요하다. 되메움재 내부온도 분포도 전력구 PC박스에서 지표면에 가까워질수록 외기의 영향을 크게 받기 때문에 온도의 변동이 크게 나타나는 경향을 보였다.

3.개발된 열전달 수치해석 모델을 활용하여, 송전용량에 따른 전력구 내부온도 변화를 발열체 주입열량에 따른 수치해석을 통해 간접적으로 검토하였다. 발열체 주입열량이 증가할수록 전력구 내부에 투입되는 에너지가 증가하여 시간에 따른 전력구 내부온도 증가가 더 크게 발생했다.

4.1년 수치해석 결과로부터 열저항이 높은 충적토의 경우, 높은 열저항으로 인해 지반 내 열전달이 활발하게 발생하지 않으므로, 동일한 측정 지점에서 되메움재 내부온도가 낮고 이는 전력구 내부에서는 열이 점차적으로 축적되고 있음을 예측 할 수 있다. 반면 열저항이 낮은 모래+풍화토A의 경우는, 전력구에서 발생한 열이 되메움재로 활발하게 전달되어 해당 영역의 되메움재 내부온도가 높게 산정되어 열저항이 낮은 재료로 되메움을 한 경우가 전력구 내부의 온도를 효과적으로 감소시킬 수 있음을 보여준다.