ProsedingPertemuandan PresentasiIlmiah PPNY-BATAN,Yogyakarta14 -15 Juli 1999
Buku I
257
ANALISIS DNBR TERAS REAKTOR TRIGA MARK DENGAN KONVEKSI ALAMIAH PADA KONDISI TUNAK
II
Suwoto, Heri Siswono PusatPengkajianTeknologiNuklir, PPkTN-BATAN
ABSTRAK ANAL/SISDNBR TERASR£4KTOR TRIGAMARK II DENGAN KONVEKSIALAMIAH PADA KONDISI TUNAK. Telah dilakukan analisis DNBR teras reaktor TRIGA MARK II pada kondisi tunal Analisis perhitungan dengan model tonal pendingin segitiga dengan aliran konvekYialamiah dilakukan dengan program TRISTAN.Pendingindiperlakukanhanyasebagaisistemfasetunggal tanpa adanyaaliran silang. Perhitungan dilakukan pada kondisi kanal panas don kanal rata-rata. PerhitunganflukY panas kritis dilakukandenganduo cora masing-masingdengankorelasiBernathdon korelasikonservatij Hasil analisis perhitungan menunjukkanbahwa nilai DNBRyang diperolehpada keduakondisi tersebuttidak melewati DNBR kritis yang diijinkan untukreaktor TRIGAMARK II, I.
ABSTRACT THESTEADYSTATEDNBRANALYSESWITHNATURALCONVECTIONOF TRlGAMARK II CORE. The steadystateDNBR analysesofTRlGA MARK II core havebeendone.Theanalysesusing triangular coolant channel model with natural convectioncooling have beencarried out by TRlSTAN code. The coolant is treatedas a single-phasesystemwithout coolant cross-flow.The hot and averagechannelconditions are usedfor thesecalculations.DNB ratio is calculatedin two different ways that are by Bernath correlation and conservativecalculation. Conservatively,the results o/calculation showed the value of DNB ratio which obtainedon that conditionsare not beyondthe value ofcritical DNB ratio, I.
I. PENDAHULUAN U
ntuk
menghitung
pada
sebuah
parameter-parameter kanal
pendingin
teras
aliran reaktor
TRIGA, yang didinginkandengankonveksialamiah dapat ditentukan dengan program TRISTAN. Program ini dirancang untuk menganalisistermohidrolika keadaantunak dari reaktor riset TRIGA bentuk kolam terbuka yang beroperasipada daya rendah di bawah 2 MW, dan tekanannormal tidak melebihi2 bar. Analisis dilakukan dengan mengganggap kanal aliran tunggal,yang dapatdiperlakukanbaik sebagaikanalpanasataukanalrata-rata,tergantung pada faktor puncak daya yang digunakan sebagai data masukan.Padaarab aksial kanal aliran dibagi menjadi beberapalapisanaksial. Tidak ada aliran silang antar kanal sebelahnya.Kanal pendingin memanjangdari bagianplat dasarsampaibagianplat atas. Virtual chimney (cerobong semu) di atas bagianplat atas dapatdiperhitungkan.Bentuk kanal aliran adalahsegitigaekuilateral,yang dibatasioleh tiga elemenbakar silinder dengantipe yang sama. Model kanal aliran dapatdikembangkanke bentuk kanal aliran lainnya seperti; kanal segiempat,atau kanal-kanalyang dibatasidenganelemenbakaryang berbeda, sehingga dapat digunakan pada teras ISSN 0216 -3128
carnpuran.SumberpanasdaDdistribusi daya aksial pada elemen bakar dimasuk-kan sebagai data masukan.Distribusi daya aksial ditentukan sebagai kosinusterpotong. Pendinginpada kanal pendingin diperlakukan sebagaisebuah sistem rase tunggal. Diasumsikan bahwa suhu pendingin rata-ratapada semua lapisan aksial masih di bawah suhupendidihanair. Pada tiap-tiap lapisan aksial dihitung fluks panas daTibatangballaDbakar. Geometri kanal pendingin dan data sumber panasTRISTAN diperlukanuntukmenghitungsuhu pendinginclan kecepatanaliran sebagaifungsi daTi tinggi. Program TRISTAN ini menghitungDNBR (Departurefrom NucleateBoiling Ratio) daTifluks panas permukaan elemen bakar untuk menguji seberapajauh mendekatititik kritis, sehinggadapat diketahui bilamana terjadi krisis pendidihan yang dibarengidenganadanyafluks panaskritis. Analisis perhitungandilakukan untuk kondisi kanal panas clan kondisi kanal rata-rata pada model reaktor TRIGA MARK II dengandaya250 kW clankeadaan mantapdengankonveksialamiah.
Suwoto,dkk.
Proseding Pertemuan dan Presentasi /lmiah PPNY-BATAN, Yogyakarta 14 -15 Ju/i 1999
BukuI
258
II. MODEL REAKTOR TRIGA MARK II
@~ ~
Model teras reaktor TRIGA MARK II yang diambil bergeometri silinder yang berisi elemen bakarbarn (freshfuel) STANDARD-8.S(8,5 o/w U) dan tiga elemen kendali. Perhitungan dilakukan dengan teras homogenyang berisi elemen bakar STANDARD-8.S. Untuk susunankonfigurasi teras secararinci dapat dilihat padaGambar1. Kondisi teras reaktor pada daya penuh 250 kW dengan jumlahelemenbakarsebanyak82. Tipe bahanbakar dan geometrimodelterasreaktorTRIGA MARK II secaralengkapdiberikanpada Tabel 1 dan Tabel2. Suhupendinginmasukdianggap23 °C dan tekanan pada dasar kanal pendingin adalah 1.79 x 10sPa (1.79 bar). Diasumsikanterasreaktor terendam100 cm di bawah permukaan air tangki (virtual chimney).
Tabell.
@@(;)@@ tm'\fR\ @ tm'\~\JY .., r;W'\ ("";"'\ ~ ~ ~ \.;.) I'W'\- (;) -
"" (;;'\
~ ~~(;;;'\@
~@
~~
..~~ -~ @ @
@ (;)
(:f;) -@ -p,
r-..'\
I6K\
@
{;;'\ ~
-(;;'\
"i..:J@c:;)~~(o:-')~
-@
@ @@~
(;;'\(;) ~ @
Keterangan: CK : CentralChannell PneumaticPost
K, V, R: Control Rod
OK : ilTadiationChannel
PP : PneumaticPost
Gambar 1. Tampanglintang horisontal model teras reaktor TRlGA MARK II beserta nomor identifikasinya.[4]
Komposisi don dimensi material tipe elemen bakar TRIGA MARK II IS].
Panjangelemen(cm)
72.1
72.06
73.3
75.4
Panjangelemenbakar(cm)
38.1
38.1
38.J
38.1
Reflektor aresaksial(cm)
8.7
8.7
8.7
8.7
Reflektorbawahaksial(cm)
8.8
8.8
8.7
9.44
Diameterelemen(cm)
3.75
3.75
3.75
3.75
Diameterelemenbakar(cm)
3.64
3.64
3.64
3.64
DiameterbatangZr (cm)
0.635
0.635
0.635
0.635
Tebalkelongsong(cm)
0.05
0.05
0.05
0.05
Pengayaan(%)
20
20
70
20
Jumlah Uranium (w/o)
8.5
12
8.5
20
2244.3
2360.0
2258.7
2462.0
Massa U dalarn U-ZrH (gr)
190.7
276.5
191.8
494.9
Massa 2350(gr)
37.9
55.0
134.2
97.8
PerbandinganH:Zr
1.67
1.65
1.65
1.57
1.53
0.44
MassaU-ZrH (gr)
KandunganErbium (Er) (w/o)
~
ProsedingPertemuandan Presentasiltmiah PPNY-BATAN.Yogyakarta14 -15 Juti 1999
BukuI
259
Tabel 2. Geometri model teras reaktor TRlGA MARK IV3)
Dayareaktor(kW)
250
Radiusterasaktif(cm)
22.06
Radiustotal reaktor(cm)
54.50
Tinggi terasaktif(cm)
38.1
Tinggi terasreaktor(cm)
55.60
Jurnlahring
6
Jumlahtotal posisi elemen
91
Ring A
Radius(cm)
B
6.1200
6
C
10.080
12
D
14.070
18
-E
18.060
24
22.060
30
F
III. MODEL KANAL PENDINGIN SEGITIGA PADATRISTAN Model kanal pendinginteras TRIGA MARK II secara skematik ditampilkan pada Gambar 2. Kanal pendinginmemanjangdaripelatdasarsampai pelat atas. Bila ada virtual chimney di atas kanal juga bisa diperhirungkan. Pendingin memasUki
L posisielemen
2.3125
kanal melalui lobang khusus pacta pelat dasar, melewati bagian bawah elemen bakar yang tidak panas (yaitu, nozzle bagian bawah dan reflektor aksial), kemudian melewati bagian teras aktif, melewati reflektor aksial dan nozzle bagian atas sertamelewatilobangkhususpactapelat bagianatas untukmeninggalkankanal.
Gambar 2. Model kanal pendingin segitigapada reaktor TRIGAMARK besertamodel kanalpendinginpadaprogram TRISTAN.!I]
260
ProsedingPertemuandan PresentasiI/miah PPNY-BATAN,Yogyakarta14 -15 Juti 1999
BukuI
Suhu dan densitas air masukan masingmasing To dan Po, dianggap memiliki suhu pendingin limbak (bulk) dan densitas yang sarna di dalarn tangki reaktor. Ketika melewati bagian teras yang aktif, pendingin dipanaskan dan meninggalkan lobang khusus pada pelat bagian atas dengan suhu TN dan densitas PH, yang mempunyai suhu lebih tinggi daripada suhu air limbak sekitar. Berangkat daTi perbedaan densitas ini, maka perbedaan suku. suku tekanan hidrostatik akan mucul. Efek ini dikenal sebagai virtual chimney. Tinggi daTi virtual chimney di atas pelat bagian atas tergantung pada daya reaktor atau suhu pendingin keluaran TN,Pada bagian atas chimney suhu dan densitas air lagi-Iagi mempunyai kesarnaan dengan air bulk sehingga dapat diasumsikan bahwa fluida pendingin dalarn keadaan tanpa aliran (motionless),
3.1. Perhitungan Penurunan Tekanan Model fisika yang diterapkan berdasarkan persarnaanBernoulli. Kanal pendingin dibagi kedalarnbeberapasegmenaksial. Persarnaan Bernoulli dapatdigunakanuntuk setiap lapisan aksial secara terpisah atau untuk seluruh kanal pendingin. Pada setiap segmenaksial akan diperhitungkanpenurunan tekanan hidrostatik. Kontribusi penurunan tekanankemudiandijumlahkan secaramenyeluruh padasemuasegmen(termasukvirtual chimney,jika ada). Jumlah keseluruhan tersebut hams sarna dengantotal penurunantekananhidrostatik seluruh tinggi kanalpendingin. N
41..+41..+1:41;+41"+41",+41~ =Po(~). g.H (1) ~
H adalah tinggi kanal pendingin yang ditentukan dengan:
Masing-masing ketinggian hi dijelaskan pada Gambar 2 di atas, g adalah konstanta gravitasi, Po{ToJ adalah densitas pendingin awal. Kontribusi penurunan tekanan untuk masing-masing lapisan aksial dihitung dengan menggunakan rumus yang berbeda untuk tiap-tiap lapisan yaitu; lapisan nozzle bagian bawah, reflektor bagian bawah, teras reaktor, reflektor bagian atas daD lapisan nozzle bagian atas. Parameter-parameter yang diperlukan dalam perhitungan masing-masing bagian adalah densitas pendingin, luas penampang masuk, kecepatan aliran awal, ketinggian masing-masing lapisan, diameter hidrolika kanal pendingin daD faktor gesekan. Faktor gesekan dapat ditentukan dari diagram Moody-Chart untuk pipa halus, faktor gesekan Darcy-Weisbach maupun Darcy-Weisman. Pada bagian teras reaktor aktif, kanal pendingin dibagi menjadi N segmen dengan masingmasing ukuran Ahc.i. Segmen-segmen tersebut mempunyai jarak yang sarna, memanjang daTi tingkat hc.o=h1n+h1r sampai hc,N = h1n+ h1r + hc. dengan hc adalah tinggi teras aktif. Kecepatan aliran (v;) dikoreksi dalam masing-masing segmenaksial.
V. =V. 1
t
'
-'
(3)
1-
"1;adalah suhu pendingin rata-rata pada segmen aksial ke-i. Pada setiap segmen aksial, perhitungan dilakukan untuk menentukan regim pendidihan yang terjadi. Dari fluks panas yang melalui permukaan bahan bakar, jou,(zJ, perhitungan suhu permukaan kelongsong pada ketinggian z; pada kedua regim dihitung dengan:
(z. ) Tcon wall,
N
= AjoU,(z;)+f () ,
(4)
con Z,
H = hln + hit + L Mc,l + hUt+ hun+ hchimney (2) i=1
Denganarti masing-masingsubskripadalah:
T
In -lower nozzle(nozzlebagianbawah) lr -lower reflector (reflektor bagianbawah) c -core (terasreaktor) ur -upper reflector (reflektorbagianatas) un -upper nozzle(nozzlebagianatas) N -jumlah lapisanaksialpadaterasaktif i -indeks segmenke-i chimney-chimney
Suwoto,dkk
=,
bOi/
woll
(
Zj
+ Tsal (5)
T::;; (z;) -suhu pennukaan kelongsongpada z;, perpindahanpanas konvekS'i, rOC] T~::: (z;) -suhu pennukaan clad pada z;,perpindahanpanaspendidihan inti, rOC] -fluks panas melalui pennukaanelemen padaz;, [W/cm1 Acon(zJ-koefisien perpindahanpanas konveksi, [W/cm2°C]
jout(zJ
ISSN0216-3128
Proseding Pertemuan don Presentasi I/miah PPNY-BATAN, Yogyakarta 14 -15 Juti 1999
BukuI
Acon(zJ -koefisien perpindahanpanaskonveksi, [W/cm2°C] Aboi!
-koefisien perpindahan panas pendidihan,
tetap= 2.2569x 10-4W/cm2°C 1;
-suhu pendinginrata-ratapadasegmenke
261
distribusi daya linear aksial pada elemen bakar yang berbentuk sinus terpotong dan FT adalah faktor puncak daya yang ditentukan dari fz x fHR. Hasil perhitungan dan percobaan nilai fzmenurut RA VNIK, M!2) untuk semua tipe bahan bakar bemilai 1.25. SedangfHR ditentukan dariGambar 3.
-i, rOC]
Tsat
-suhu air saturasipada tekananyang diberikanrOC]
Pada reflektor bagian atas, faktor gesekan Darcy-Weisman digunakan untuk perhitungan penurunan tekanan, sehingga pada pendekatan adiabatik suhu pendingin pada bagian di atas kanal pendingin yang tidak dipanaskan dijaga sarna seperti permukaan teras.
Suhu pendingin rata-rata ( 1; ) dari perbedaan antara titik didih (T saU clan 1; pada segmenaksial i pada tekanan yang diberikan dihitung dari:
-~+'T' 'T' -I .lj -1-
.l'
1
2 Traz,; = Tsal -~
3.2. Perhitungan Distribusi Suhu Pendingin Aksial
dengan Traz,i adalah perbedaanantara suhu titik didih danpendingiunrata-rata.
Bila pendinginmenerimaenergiE(znJ,suhu pendinginakannaik sebesar~~ : E(zn)
= mn .cp.,n ./1Tn
(6)
mn adalah massa dari unit volume pendingin di sekitar Zn dan Cp,n kapasitas panas pendingin sebagai fungsi suhu pada ketinggian yang sarna. Dengan memperhatikan hal tersebut, maka laju aliran massa (~) sepanjang kanal adalah konstan clan dengan penggunaan Zj untuk tinggi rata-rata lapisan ke-j .. rpm = Po .Sin 'Vo
(7)
(8) DenganSin= luasan pendinginmasuk{cm1, va = keceparan aliran awal (cm/s) daD Zi adalah ketinggian aksial ke-i. (cm). Maka kenaikan suhu padaint~rvali. dapatdinyatakansebagai:
M:= ,
1("0 p..1 J\:, +{z.),L£. ,
dengan P.N' =~
tjJm'cpj
RT
Gambar 3. fHR sebagaifungsi dari lowi ele~en bakar LEU pada teras campuran reaktor TRIGAMARK II denganbahan bakarst~ndar8.5"W/O.[2]
FIUkspanaslapisan aksialjout (W/cm2)daribatang bahan bakar dengan radius rei, daD tinggi hc dihitungrumus:
(9)
.1
(13) T, = T. 1
1- I
+ il7:1
(10)
dengan K adalah jumlah elemen bakar yang memanasisatu kanal pendingin (0.5 untuk kanal segitiga), Ptermal adalah daya termal reaktor, Nel adalahjumlahelemenbakardalamteras,f{z;}adalah
Pada tahap akhir akan dihitung seberapa dekatdengantitik kritis, dimanaDNBR akanterjadi. Tipikal kurva rejim pendidihan untuk reaktor TRlGA MARK II disajikanpadaGambar4.
.-,.,
262
Buku I
Pendekatankedua ini tidak umum digunak~, tetapi basil perbitunganakan memberikanbasil yang konservatif..
1000 NUCWTt: OOIUNG
ioutiW/cnt f CI!ITICAI. 100
ProsedingPertemuandan Presentasillmiah PPNY-BATAN,Yogyakarta14-.J5Ju/i 1999
:
: :"
REATrt.~
R C'
:
I'ILMBOILL'fG AND
I
RADIA11OI1
ru.w BOILl~
IV. HASILDANPEMBAHASAN
.,: ro CONVECTION
I
10
Gambar 4. Kurva regimpendidihanuntukTRIGA MARK 11.'1]
Besarnyarasio DNB dihitung pada masingmasingsegmenaksialdalamduacarayangberbeda: a) Dengankorelasi Bernathdari flUks panaskritis Vcrit) clan suhu kelongsong luar kritis yang bersinggungandenganpendingin(T wall,crit) :
DNBR; =
~-
(14)
.,(Zi) lou. j i,cril = A i,cril(T~a/l,Cril -T;)
(15)
A
(16)
Ai , crit adalah koeflSien perpindahan panas 2 dengan saWall [W/cm °C], jout adalah fluks panas pada ketinggian
Zi, f , adalah suhu pendingin rata-rata pada segmen i, dh adalah diameter hidrolika kanal pendingin, rei adalah radius batang bahan bakar, p adalah tekanan clan Vi adalah kecepatan aliran yang diberikan pada lapisan aksial.
b) Fluks panas kritis untuk reaktor TRIGA MARK II untuk perhitungan konservatif [I] diberikan dengan rumus:
DNBR;
137.,W = -:
/ cm2 ,
(18)
Analisis perhitunganDNBR dilakukan pada kondisi mantapkonveksialamiahdenganperlakuan kanal rata-ratadan kanalpanas.Perhitungandengan kanal panas dilakukan dengan dua model faktor puncak daya yang secara umum biasa digunakan yaitu lfhrl.6) dan yang lebih ekstrim lfhr2.4), sepertipada Gambar 3. Sehinggabesarnya faktor puncakdayatotal lfT=fz xfhr)untuk masing-masing kanalpanasadalah1.25 x 1.6 =2 dan 1.25 x 2.4 =3 serta1.25x 0.8 = 1 untuk kanalrata-rata. Penurunantekanan hidrostatik (hydrostatic pressure drop) pada kanal pendingin di sepanjang bahanbakaraktif untuk masing-masingperhitungan kanal rata-rata dan kanal panas disajikan pada Gambar 5. Dari Gambar5 tersebuttampak bahwa penurunan tekanan hidrostatik semakin besar dengan besarnya faktor puncak daya dan terjadi padabagiantengahaksialbahanbakar. Hal tersebut disebabkankarena fluks panas yang tinggi pada bagian tersebut. Pada lokasi-lokasi penurunan tekananhidrostatikyang besartersebuttelah terjadi pendidihaninti (nucleateboiling). Hasil perhitunganpenurunantekanan pada teras reaktor TRIGA MARK II ini dimaksudkan untuk menentukanvolume uap per satuanpermukaan yang dipanasi. Di sampingtekanan hidrostatik, volume uap juga ditentukan oleh suhu pendingin rata-rata, kecepatan aliran dan fluks panas permukaan. Data volume uap tersebut selanjutnya digunakan untuk menghitung fraksi .gelembung (void fraction) pada setiap ketinggian aksial di sepanjangbahan bakar. Dengan fraksi gelembung ini akan dengan mudah ditentukan densitas pendingin pada masing-masing lapisan aksial. Densitas pendingin di sepanjangkanal pendingin akan digunakan untuk menentukan koefi~ien perpindahanpanaskonveksi. Hasil perhitui1gankenaikan suhu pendingin di sepanjangbahanbakaraktif untuk kanal rata-rata dan kanal panas disajikan pada Gambar 6. Dari gambar tersebut tampak bahwa kenaikan suhu pendingin di sepanjangbahan bakar tersebuttidak melebihititik tidih dari pendinginpadatekanan1.79 bar tersebut(::116.65 °C). Hal tersebutjuga sesuai denganmodel fisis pada program TRISTAN yang tidak dirancang untuk keadaandimana suhu rataratapendinginmelebihititik didihnya.
Proseding Pertemuan don Presentasi I/miah PPNY-BATAN, Yogyakarta 14 -15 Ju/i 1999
263
Buku I
Gambar 5. Penurunantekanandi sepanjangbahanbakar aktif
Gambar 6. Distribusi suhupendingindi sepanjangbahanbakar aktif
Dengan menghitung suhu permukaan kelongsong untuk masing-masinglapisan aksial, ditentukan rejim perpindahan panas konveksi maupun perpindahanpanas pendidihan inti. Dari perhitungan tersebutditentukan fluks panaskritis yang melewatipermukaanelemen bakar ke kanal pendingindi sepanjangbahanbakar (DNBR). Rasio DNB antara fluks panaskritis dan fluks panasriil dihitung pada setiap segmen aksial dengan dua korelasi seperti di atas. Kedua basil rasio DNB sebagaifungsi ketinggian akan ditampilkan untuk
masing-masing perhitungan kanal rata-rata °dan kanal panas, seperti terlihat pada Gambar 7 dan Gambar 8. Dari ke'dua gambar tersebut terlihat bahwa untuk perhitungan dengan kanal rata-rata, reaktor masih beroperasi tanpa terjadi adanya pendidihaninti. Sedangkanuntuk perhitungankanal panas untuk masing-masing faktor puncak daya yaitu fJ=2 dan fJ=3 terjadi pendidihan inti pada masing-masinglokasi ketinggian aksial pada bahan bakar yaitu 18.05 cm -21.06 cm dan 8.02 cm 31.08cm.
~,' ~ 20
264
ProsedingPertemuandan Presentasillmiah PPNY-BATAN,Yogyakarta14-15Ju/i 1999
Buku I
35
30
25
10
5
0
Gambar 7. Grafik DNBRsepanjangbahanbakar denganko/erasi.] (Bernath),
DNBR korelasi 2 (137 W/cm1 sepanjang bahan bakar I
45
I
I
I
I , ...I
, , ..I
45
40
40
35
35
30
30
cr: 25
25
...
(I)
z
-(-
0
20
-~ I: ~
./
:::- """""'"
/ 10
"""'
,
""", 5
5
0
I'
0
...I
..,
5
.I
'
10
...I
.,
, "
15
.,
20
..I
25
,
I'
30
35
,
, , .
0
40
Panjang bahan bakar (cm)
Gambar 8. GrafikDNBR sepanjangbahanbakar denganko/erasi2.
Secara konservatif dari Gambar 4 terlihat bahwa fluks panas melalui permukaankelongsong maksimumpada harga ==137 W/cm2 untuk semua kondisi rejim. Sehinggarasio DNB untuk reaktor TRIGA MARK II secara konservatif dapat
ditentukansebesar:: 1. Dengandemikian walaupun perhitunganrasio DNB dilakukansecarakonservatif maupundengankorelasi Bernath,rasio DNB masih dalamjangkauanyangdiijinkan.
Proseding Pertemuan dan Presentasi Ilmiah PPNY-BATAN, Yogyakarta 14 -15 Juti 1999
~I
V. KESIMPULAN Hasil perhitungan tennohidrolika untuk reaktor TRIGA MARK II pacta kondisi mantap dengan konveksi alamiah menunjukkan bahwa penurunan tekanan hidrostatik pactakanal pendingin akan semakin besar dengan besarnya faktor puncak daya dan terjadi pacta bagian tengah aksial bahan bakar. Pendidihan inti terjadi pacta perhitungan
kanal panas dengan faktor puncak daya radial
265
4. MELE, I. et al., "TRIGA MARK II Benchmark Experiment, Part I, Steady State Operations", Nuclear Technology,Vol. 105,p. 37-51, January 1994. 5. TONG, L. S., WEISMAN, J., "Thennal Analysis of Pressurized Water Reactors", American NuclearSociety,1.970. 6. EI-WAKIL, M.M., "Nuclear Heat Transport",An Intext Publisher,London,1971
masing-masingfH~1.6 danfH~2.4 yang mana di lokasi tersebut terjadi penurunan tekanan hidrostatik besar. Pada perhitungan dengan kanal rata-rata belum terjadi pendidihan inti di kanal pendingin. Kenaikan suhu pendingin di sepanjang bahan bakar aktif untuk perhitungan kanal panas clan kanal ratarata tidak melebihi titik didih dari pendingin, yaitu 116.65 °C pada tekanan 1.79 bar. Hasil perhitungan rasio DNB dengan kedua korelasi relatif sarna, narnun korelasi dengan persarnaan (18) meniberikan hasil yang lebih konservatif. Nilai rasio DNB pada kondisi kanal panas maupun kanal rata-rata tidak melarnpaui nilai rasio DNB kritis reaktor TRIGA MARK II sebesar==1.
TANYAJAWAB Imam :- Apa manfaat yang bisa dipetik daTi analisis DNBR bagi kemampuanrancangbangunreaktor nuklir. Suwoto -Dari kajian ana/isis DNBR ini nantinya diharapkan da/ampengoperasianreaktor TRIGAMARK II akan aman terhadapterjadinya DNBR kritis yang dapat menyebabkan pe/e/ehanbahan bakar yang harusdihindari.
VI. DAFTAR PUSATAKA 1. MELE, I., ZEFRAN, B., "TRISTAN: A Computer Program for Calculating Natural Convection Flow Parametersin TRIGA Core", Proceeding of Workshopon Nuclear Reactors-Physics, Designand Safety,ICTP -Trieste, Italy, April 11 -May 13,1994. 2. RAVNIK, M., "Nuclear safety Parametersof Mixed TRIGA Cores",Proceedingof Workshop on ReactorsPhysicsCalculationsfor Applications in Nuclear Technology, ICTP -Trieste, Italy, February12-March 16,1990. 3. RA VNIK, M., "Principles and PhysicalsModels of ResearchReactorCalculations",Proceedingof Workshop on Nuclear Reactors-Physics, Design and Safety,ICTP -Trieste, Italy, April 11 -May 13,1994.
Hadi Surtoko -Apakah model perhitungan yang anda lakukan dapat dilakukan untuk kanal selain segitiga ? Mohon penjelasan ?
Suwoto -Pemodelan untuk perhitungan dapat dilakukan dengan kanal selain segitiga (seperti kanal segiempatdan lainnya). Akan tetapi sebelum .melakukan perhitungan harus terlebih dahulu menyesuaikan subroutine yang ada dalam program TRISTAN kebentuk yang diinginkan (misalnyakanal segiempat). Karena subroutine yang ada dalamprogram TRISTANhanya untuk kanal bentuksegitiga.
