Daftar isi Scminar Tahunan Pcngawasan
Pcmanfaatan Tcnaga Nuklir - Jakarta, 1 J Dcscmhcr 2003
ISSN 1693 - 7902
EV ALUASI MOMEN INERSIA POMPA PENDINGIN UTAMA DESAIN REAKTOR AP600 TERHADAP MDNBR DI DALAM TERAS PADA KONDISI LOFA Sudarmono Pusat Pengembangan Sistem Reaktor Maju (P2SRM) - BAT AN
ABSTRAK EVALUASI MOMEN INERSIA POMPA PENDINGIN UTAMA DESAIN REAKTOR AP600 TERHADAP MDNBR DI DALAM TERAS PADA KONDISI LOFA. Evaluasi momen inersia rotor pompa pendingin utama terhadap minimum rasio akhir pendidihan inti (DNBR) merupakan hal yang sangat penting. Sebab berkurangnya nilai momen inersia rotor pompa pendingin utama menyebabkan laju aliran massa pendingin utama berkurang dengan sangat cepat pada kondisi LOF A. Akibatnya koefisien perpindahan panas antara kelongsong bahan bakar dan pendingin juga bekurang dengan sangat cepat sehingga dapat menyebabkan terjadinya akhir pendidikan inti di teras setcrusnya suhu bahan bakar dan kelongsong akan bertambah besar dan tak terkendali. Metode evaluasi menggunakar1 program COBRA-IV -I yang dikopel dengan korelasi EPRI-Columbia. Hal tersebut dilakukan dengan cara membagi teras menjadi V4 bagian yang simetris. Bagian tersebut masih dibagi lagi dalam 50 kanal dan 40 nodal secaJ'a aksial. Laju aliI' dan daya transien ditentukan dari perhitungan program RETRAN-02. I-Iasil perhitungan momen inersia yang diperoleh yaitu sebesar 208 kg m2 yang- di dasarkan pada besarnya minimum rasio akhir pendidihan inti yang tet:jadi yaitu sebesar 1,3. Bila dibandingkan dengan data desain yaitu sebesar 42,14 kg m2 terdapat perbedaan yang signifikan. Evaluasi hasil yang diperoleh menunjukkan bahwa nilai momen inersia disain PWR perlu diperbesar sampai dengan 208 Kg m2• Kata Kunci : Evaluation, Momen inersia, MDNBR, AP600.
ABSTRACT ~OO REACTOR EVALUATION OF MDNBR MOMEN AT INERTIA DESIGN VERSUS CORE PRIMARY OF THE PUMP(AP LOFA \CONDITION. It is potentially one of limiting design constraints of the AP-600 reactor6e"'cause the coolant flow rate reduces very rapidly under LOF A condition due to the low inertia of cannedmotor pump compared to the conventional circulation pumps. If a loss of flow accident occurs, the mass flow will decreases rapidly and by this the heat transfer coefficient cladding-coolant reduces As a consequence, the MDNBR will reduce, fuel and cladding temperature also will increase. In this methods, the whole core was represented by the V4 sector and divided into 50 sub channels and 40 axial ·nodes. In the evaluation, momen inertia of pump analyses for AP-600 reactor were performed with COBRA-IV-I sub channel code. As the DNB correlation, EPRI-Columbia Correlation was selected for base case. The flow and power transients under pump trip accident were determined from RETRAN-02 calculations. The results above compared with the design data are 42,1 Kg M2 and 208 Kg M2 respectively. The evaluation results show that AP~600 reactor required the inertia more than 42,1 Kg M2 that is 208 Kg M2. Keywords: Evaluation, Momen inertia, MDNBR, AP600.
396
ISSN 1693 - 7902
Scminar Tahunan I'cngawasan I'cmantimtan Tcnaga Nuklir • Jakarta. II Dcscmbcr 2003
PENDAHULUAN Di dalam reaktor AP 600, sistem keselamatan tidak hanya dengan cara sistem alami dan sistem keselamatan teknis tetapi diperlukan juga kemampuan
keteknikan
yang dipunyai operator. Bertambahnya reaktor daya yang diperlukan di dunia hams berjalan seiring dengan berkurangnya faktor kegagalan proses pada sistem yang ada di dalam reaktor, oleh karena itu dikembangkan aneka konsep pasif seperti AP-600 oleh Westhinghouse tindakan
yang bertujuan untuk mengurangi faktor kegagalan, baik kesalahan
manusia
maupun
mengurangi
biaya pemeliharaan
dalam
pengoperasmn
reactor( I). Evaluasi momen inersia pompa pendingin utama desain reaktor AP600 terhadap MDNBR di dalam teras pada kondisi lofa. Hal ini dilakukan guna mendalami segi keselamatan
yang mendukung
peningkatan
kewaspadaan
untuk dapat memberikan
informasi keyakinan aman selama dalam pengoperasian AP-600. Rotor pompa primer AP-600 tidak menggunakan seal sehingga faktor keselamatan akan lebih tinggi, dengan
demikian kemungkinan terjadinya IOCA dapat dihindari sebab baik sistem kimiawi dan sistem pendinginannya
lebih sederhana maupun momen inersia rotor pompa rendah
dibanding PWR konvensional. Apabila pompa pendingin gagal (trip) mengakibatkan laju aliran pendingin tumn dengan sangat cepat karena momen inersia rotor pompa rendah sehingga koefisien perpindahan panas antara kelongsong elemen bakar dan pendingin turun maka suhu elemen bakar dan kelongsong akan naik dan dapat mengakibatkan
terjadinya akhir
pendidihan inti (DNB). Rasio akhir pendidihan inti (DNBR) adalah hasil perbandingan fluks panas kritis hasil dari korelasi fluks panas kritis dan fluks panas kritis lokal batang bahan bakar. Berdasarkan perhitungan fluks panas kritis dari korelasi EPR/-Colll1nhia, batas MDNBR untuk konsep AP-600 telah ditentukan yaitu sebesar 1,3. Analisis
momen
inersia
rotor
pompa
dilakukan
mcnggunakan
Program
RETRAN02 dengan input data masukan berupa permodelan sistcm pendingin utama reaktor AP-600
(2).
Seterusnya hasil ini dipakai sebagai input data masukan Program
COBRA-IV -I yang dikopel dengan korelasi EPRI-Columbia
(3).
Selain itu analisis
dilakukan pada subkanal terpanas dengan data masukan pemodelan
1/4 bagi~n teras
yang simetris yang dibagi dalam 50 subkanal dan 40 nodal aksial. Parameter koefisien
397
ISSN 1693 - 7902
Seminar Tahunan f'cngawasan f'cmanfaat<1I1Tenaga Nuklir • Jakarta, II Dcsember 2003
campuran olakan (turbulent) sebesar 0,038 sebagai data masukan, diambil sarna seperti yang dipakai untuk menganalisis keselamatan reaktor Takahama 3 &
4(3).
DESKRIPSI KONSEP AP-600 Oalam konsep AP-600 digunakan bahan bakar dalam bentuk senyawa U02, dengan pengayaan 2%-3%, bentuk U02 merupakan pellet dalam bentuk silinder kecil dengan diamcter 9,5 mm dan panjang 366 mm yang dimasukkan dalam kelongsong yang terbuat dari zircalloy. Teras konsep AP-600 berisikan 145 perangkat elemen bakar untuk tiap-tiap perangkat eleme bakar berisikan 264 elemen bakar dan 24 batang kendali. Bejana tekan reaktor AP-600 seperti pada Gambar 1. Gambar 2 menunjukkan konfigurasi perangkat elemen bakar dan teras (I). In-vessel control rod drive mechanism
I
Gambar 1. Bejana tekan reaktor
398
Seminar Tahunan Pengawasan
ISSN 1693 - 7902
Pemanfaatan Tcnaga Nuklir - Jakarta, II Descmbcr 2003
Bejanll reaktor Perangkat clemen bakar,145
Gambar 2. Perangkat Konfigurasi instrumentation
clemen bakar dan konfigurasi
teras
perangkat elemen bakar term asuk control rod thimbles
dan an
thimble adalah sarna seperti pada konvensional PWR dengan model
perangkat elemen bakar 17X17. Reaktor AP-600 terdiri dari 2- loop pressurized water reactor (PWR), dengan densitas daya teras dikurangi sampai sebesar 75 % dibanding pada konvensional PWR. Untuk mengkompensasi
reaktivitas lebih akibat eleminasi dari sistem pengatur
kimiawi, maka cluster batang kendali perlu dipasang pada semua perangkat elemen bakar. Sebagai pengganti sistem pendingin darurat, AP-600 menggunakan sistem pasif. Sistem pasif terdiri dari dua akumulator, dua sistem injeksi secara grafitasi dan dua CMT (Core make up tank). Teras reaktor AP-600 dirancang bangun dengan koefisien rapat reaktivitas besar sehingga larutan boron dapat dielimenasi
dan laju pembangkitan
panas bersifat linier rendah. Hal ini digunakan untuk memperkecil efek doppler karena perubahan densitas fluida. Demikian juga sistem tekanan AP-600 dibuat 1,5 kali lebih besar dari sistem tekanan PWR konvensional.
399
ISSN 1693 - 7902
Seminar Tahllnan Pcngawasan Pcmanfaatan Tenaga Nllklir - Jakarta, 11 Descmbcr 2003
DESKRIPSI PAKET PROGRAM COBRA-IV-I raket program COBRA-lV-I suatu pengembangan analisis
adalah paket program tiga dimensi yang merupakan
dari COBRA-III-c.
subkana I yang menghitung
Paket program ini dapat digunakan untuk
laju aliran pendingin,
daya, tekanan maupun
temperatur masuk dan keluar teras dalam kondisi tunak dan transien. Program ini diturunkan berdasarkan hukum kesetimbangan
massa, energi dan
momentum linier untuk suatu komponen yang berada pada suatu campuran dua fasa. Persamaan kesetimbangan di atas diselesaikan secara matematis dengan memperhatikan adanya batasan yang ada di dalam teras, misal adanya subkanal, gap, bahan bakar dan sebagainya
(4)
Untuk menentukan DNB digunakan paket program COBRA-IV-I
yang
dikopel dengan korelasi fluks panas kritis EP RI-Columbia. 1..
METODE EVALUASI Metode evaluasi yang digunakan ialah dengan pemodelan 1/4 sektor teras yang simetris dan dibagi dalam 50 subkanal dan 40 nodal aksial pada kondisi tunak dan transien. Kasus gagalnya pompa primer AP-600 telah digunakan sebagai model data masukan COBRA-lV-I,
dengan obyek analisis adalah pada phase awal yaitu 10 detik
setelah gagalnya pompa primer. Analisis DNBR
dilakukan
dengan menggunakan
program
dikopel dengan korelasi fluks panas kritis EPRI-Columbia(5)
COBRA-IV-I
yang
Pendekatan metode ini
telah diverifikasi dengan data eksperimen dalam kondisi tunak maupun tidak tunak. Faktor puncak daya radial ditentukan
berdasarkan
perhitungan
neutronik.
Dalam
perhitungan ini digunakan faktor puncak daya radial akibat efek batang kendali jatuh yaitu sebesar 1,616, engineering factor
hot channel factor
sebesar 1,03, nuclear
uncertainty
sebesar 1,05 dan faktor puncak daya radial rerata batang bahan bakar tepranas
untuk batang bahan bakar terpanas di dalam perangkat-perangkat terpanas yaitu sebesar 1,2, sehingga didapat hasil untuk faktor puncak daya radial dalam batang bahan bakar terpanas F(r) sebesar : F(r} = 1,616 x 1,2 x 1,03xl,05 = 2,097. Dalam perhitungan, besarnya faktor puncak aksial sebesar 1,29 juga ditentukan dari perhitungan
neutronik. Nomalisasi
laju alir dan daya pada kegagalan pompa
400
ISSN
ScminarTahllnanI'cngawasan I'cmanlilatan TcnagaNlIklir-Jakarta.11Ikscmbcr
21111,1
pendingin Araya,F.,
utama telah ditentukan
dari perhitungan
program
akhir
bahan bakar terpanas
pendidihan
inti ditentukan
dengan menggunakan
korelasi
dengan
( A - X
= (C
F
g
C
( X
+
111111
..
1111
)
X q
iill
)
1
dengan :
,
A
= PIP rP2G(1'S+P7Pr).
C
= P3PrP4G(1'6+PS Pr}, , = Fluks panas kritis (l06Btu/h.
ft2);
= Fluks panas lokal (l06Btu/h.
ft2);
= kwalitas masukan;
XI = kwalitas lokal
G
= Kecepatan
PI'
= reduksi tekanan (P /Pkritis)
masa (l06Ib/h.ft2);
P1-PS = konstanta; PI
= 0,5328;
P2
= 0,1212;
P3
= 1,6151;
P6
= 0,4843; P7 =-0,3285;
Fg
= Grid spacer factor = 1,3 - 0,3 Cg.
Cg
= Grid spacer loss coefficient
Cnuu
= Non-uniform
P4
= 1 +
y
oleh
=1,4066;
Ps =-0,3040; Ps =-2,0749;
heat flux factor
(y
1 )
Q+
G
)
= Axial heat flux profil parameter
Average
y= Local
cluster heat flux to Z
cluster radial
- Average heat flux at Z
·I() I
simulasi
pada
perangkat
fluks panas kritis EPRI-Columbia,
yaitu :
0
RETRAN-02/MOD3
7')(12
et al(6)
Besarnya
q
1(,1).1
Seminar Tahllnan Pengawasan Pemanfaatan
Asumsi yang dipergunakan
Tcnaga NlIklir - Jakana,
dalam perhitungan
ISSN 1693 - 7902
II Dcsember 2003
adalah sebagai berikut :
a.
Fluks massa 0,20 sampai dengan 4, I M. Lbs/hr-ft2.
b.
Tekanan
c.
Kwalitas uap lokal -0,25 sampai dengan 0,75.
d.
Kwalitas masukan sebesar -1.10 sampai dengan 0,0.
e.
Panjang hidrolik
f.
Diameter hidrolik sebesar 0,35 sampai dengan 0,55 inchi.
g.
Diameter bahan bakar sebesar 0,38 sampai dengan 0,63 inchi.
sebesar 200 sampai 2450 psia.
sebesar 30 sampai dengan 168 inchi.
TAT A KERJA 1).
Membuat
pemodelan
yang simetris
nodal subkanal
dan membagi
dengan
membagi
teras menjadi
1/4 bagian teras terse but menjadi
II
50 subkanal
44 49 . 0,72 1312 10 20 16 18 25 26 27 22 23 19 31 32 33 38 42 43 47 48 34 39 40 45 IJ7 17 24 15 91,17 30 36 37 0.75 29 0.63 0.64 1,18 1,41 0,83 0.89 0.65 Elemen bakar teras 0,65 0,54 0,80 0,63 1,40 1,17 ],37 1,27 1,18 1,10 1,35 1,40 0,64 0,91 0,83 0,89 0,75 1,27 1,35 1,10 50 subkanal terse but menjadi membagi 40 nodal secara aksial 1;4 bagian teras Gamhar Skematik modcll/4 teras dan faktor radial Pusat clan clistribusi faktor claya radial. Gambar 3aTeras dan 3b3a.serta Gambar nodal 4. 2).
402
1/4 bagian
seperti
serta pada
Scminar Tahllnan Pcngawasan
Pcmanfaalan Tcnaga NlIklir - Jakarta. II Dcscmbcr 200.\
1;2 Pcrangkat
ISSN 1(,93 .. 7902
bahan bakar tcrpanas.
Pusat teras.
0000000 00008000 0000000 0000000 0000000 0000000 0000000
•
Batang bahan bakar.
Faktor daya radial
o
2,097
(])
o
1,922
1,748
Subkanal
@
1,537
Tabung pengarah
batang kendali
TabLing pengarah
detector.
1 sid 8
Gambar 3b. Skematik nodel radial dan faktor puncak radial
403
SCII1IIIar Tahlillall
I'clIgall'asan
Ketinggian
I'cmanfaatan
Tcnaga
NlIklir
- Jakarta,
II Dcscmocr
ISSN 1693 - 7902
2003
spacer grid (m) Jumlah
110da
3,66 3,2025 3 2,745 2,2875 2 1,830
1.29
1,83
1,3725
0,915 0.'1575
o
110dal aksial
o
40 nodal
0,5
1,5
1,0
Faktor puncak
daya
Gambar 4. Nodal aksial, lokasi grid spacer, distribusi 3).
Menentukan
distribusi
yang harganya
daya radial secara
dapat dilihat
pada Gambar
faktor punc~lk daya radial yang diperoleh dengan
nilai
sebesar
1,616. enginering
facIoI'
faktor puncak
sebesar
terpanas
pada 50 sub kanal terse but
3a dan 3b, serta menentukan
berdasarkan
daya radial akibat
perhitungan
efek batang
hol channel facIoI' sebesar
1,05 dan faktor
yaitu sebesar
neutronik
puncak
1,2 sehingga
daya aksial
neutronik
kendali
jatuh
1,03, nuclear
daya radial
rerata
harga
batang
yaitu yaitu
uncerlainlly bahan
bakar
didapat hasil faktor puncak daya radial dalam
batang bahan bakar terpanas
F(r) yaitu sebesar 2,097 dan menentukan
daya aksial secara neutronik
yang hasilnya
seperti ditunjukkan
distribusi
pada Gambar
4,
serta bcsarnya t~lktor puncak daya aksial yaitu scbesar 1,29. 4).
Menentukan
parameter-parameter
a).
Panjang kanal pendingin
b).
LlIas tam pang lintang atau
bagian
kanal
geometri, antara lain: yaitu sebesar 3,66 meter.
aliran untllk semua kanal pendingin
yang
dikelilingi
oleh healer
rods
termasuk
Ihill/hle cell atau bagian kanal yang dikelilingi
oleh sebuah
dan 3 healer rods, side cell (bagian kanal'yang
dikelilingi
dan perangkat
elemen bakar masing-masing
0,1184 in2 dan 37,58 ill.
404
di Iypical
cell
hol rod,
batang kendali
oleh heater rods)
sebesar 0,1362 in2, 0,1184 in2,
SeminarTahunanPengawasan Pemanfaatan TenagaNuklir- Jakarta,II Descmber 2003
c).
ISSN1693- 7902
kering untuk setiap kanal, di typical cell, thimble cell, side cell
Perimeter
dan perangkat
elemen
bakar
masing-masing
sebesar
1,175 in, 0,881
in,
0,588 in dan 310,2 in. d).
Perimeter
basah untuk setiap kanal di typical cell, thimble cell, side cell dan
perangkat
elemen bakar masing-masing
sebesar
1,175 in, 1,258 in, 1,084 in
dan 347,9 in. e).
Lebar gap antara batang bahan bakar dan perangkat
elemen bakar, lebar gap
antara dua batang bahan bakar dan lebar gap antara dua perangkat bahan bakar adalah masing-masing 5).
Menentukan
koefisien campuran
Berdasarkan
sensitivitas
yang
merupakan
satuang
panjang
dengan
pendingin.
digunakan
6).
perkalian
konduktivitas
dominan
koefisien
fluktuasi
tampang
pada efek kondisi
sebesar
0,038
adalah
campuran lintang
per
rerata aliran masa aliran lokal. Oalam sarna
seperti
3 dan 4 plant
reaktor daya Takahama
yang (9)
termal bahan bakar.
termal diperoleh
= KU02 (To)
KU02 (T)
antara
Koefisien
(7),
lebar kanal dan kecepatan
pada analisis keselamatan
Harga konduktivitas
dengan formulasi
sebagai berikut
(8) :
{1+C1(T-To)+C2(T-To)2+C3(T-To)3
:
K U02 (To) adalah sebesar
konduktivitas
2,89 Btu/hr.ft.oF
masing-masing 7).
perbandingan
ini digunakan
Menentukan
Oimana
turbulen.
Hal ini pengaruhnya
perhitungan
sebesar 0,093 in, 0,122 in dan 0,0315.
studi oleh Reddy dan Fighetti
turbulen
batang
Menentukan
termal
bakar pada suhu
dan C 1, C2 dan C3 adalah
adalah -3,7379X10-4; koefisien
bahan
perpindahan
2,3302X10-7,
konstanta
1898 of, yaitu yang besarnya
-2,9043X10-11•
panas gap antara bahan bakar dan kelongsong
(hgap). Harga
koefisien
diperoleh
perpindahan
dari model
panas
TRAC-PFI
gap antara dengan
(8)
bahan
bakar
menggunakan
dan
kelongsong
formulasi
se15agai
berikut : hgap = hgas + hkontak+ hrad dimana
koefisien
perpindahan
(contact) dan koefisien
panas
perpindahan
gas, koefisien
perpindahan
panas
panas radiasi adalah masing-masing
405
kontak sebesar
Seminar Tahunan Pengawasan Pcmanfaatan
ISSN 1693 - 7902
Tenaga Nuklir - Jakarta, 11 Desember 2003
483, 172 Btu/hr.ft2.oF.; 0 Btu/hr.fe.oF dan 12,628 Btu/hr.ft2.oF. sehingga hgap dipero1eh sebesar 495,8 Btu/hr.ft2.oF. 8).
Menentukan harga kondisi awal : Data masukan kondisi awal yang dipergunakan
dalam program COBRA-IV-I
adalah tekanan, suhu pendingin, laju aliran massa pendingin dan fluks panas permukaan rerata yang masing-masing sebesar 15.65 Mpa (2269,2 psi), 285,2 °C (545,3 OF), 2275 kg/s.m2 _(1,678
M1b/hr.ft2
)
dan 0,4433 MW/m2 (0,1405
Mbtu/hr. ft2). 9):
Menentukan kore1asi termohidrolik. Korelasi termohidrolik yang digunakan di dalam COBRA IV-I adalah ditunjukan Columbia Tabell.
pada Tabel 1. (10)
Korelasi EPRI void
(9).
seperti
dan korelasi CHF EPRI-
telah di implementasikan pada original program COBRA IV -I
(4)
Korelasi thermohidrolik yang di gunakan di dalam program COBRA IV-I
EPRI 0,5 EPRI-Columbia RELAP-4 packaf?e 0,0 Levy (Uei) + U(i)/2 Blasius, 1,0
model subcool void
lO). Menentukan
harga
normalisasi
daya dan laju alir dengan
cara membuat
pemodelan sistem pendingin utama, seperti yang ditunjukkan pada Gambar 5, selanjutnya dengan menggunakan Program RETRAN 02/MOD3, dipero1eh harga seperti ditunjukkan pada Gambar 6a dan Gambar 6b.
406
ISSN 1(,9) -- 79()2
S~l11illarTahullau 1'~lIgawasi1l11'~l11alll;lalallT~lIaga Nuklir - Jakarta, II l)~s~l11h~r2()())
200
tangki
j 143
JI53 JI60 L--
Pcngatur tckallan
JI61 '162
Bejana tekan reaktor
-[] D
111 sisa I = Junction (71slabs June.) Heat = Kendali slab 11111(27 volume = Panas
159
(--
Gambar 5. Pemodelan sistcm RETRAN 02.
pendingin
407
utama,
data
masukan
program
ISSN 1693 - 7902
Scminar Tahllnan I'cngall'asan I'clllanfaalan Tcnaga NlIklir - Jakarta, 11 Dcscmbcr 2003
z .~ 0 •.. E rg I/)
ra
0,6 0,5 0,9 . 0,5 0,4
0 0,3 0 . 0.7 0,1 0,2 0,8
Laju alir
2
1,5
3
2,5
4
3.5
Waktu (detik)
Gambar 6a. HasH normalisasi laju alir dan daya tcrhadap momcn incrsia 208 kg m2•
Z1\1 1\1 Vi
0,4 0.9 0.6 0,5 0 0.3 0 0.7 0,1 0,8 0.2
~E0
waktu untuk kondisi
0,5
1.5
2
Waktu
Gambar.6b.
2.5
3
3.5
4
(detik)
HasH normalisasi laju alir dan daya tcrhadap momcn incrsia 42,1 kg m2
40~
waktu untuk kondisi
Seminar Tahunan Pengawasan
Pemanfaatan
ISSN 1693 - 7902
Tenaga Nuklir - Jakarta, II Desember 2003
HASIL DAN PEMBAHASAN
Hasil evaluasi momen inersia pompa pendingin utama AP600 pada LOF A dengan nilai
42,1
ditunjukkan
kg m2 dan 208 kg m2 terhadap
MDNBR
selama
pompa
skrem
seperti
pada Gambar 7a dan Gambar 7b.
4·
3·
a:::
cc
z2 CI
~
o o
1
0.5
1.5
2
3
2.5
3.5
4
4.5
Waktu (detik)
Gambar 7a. HasH Momen inersia 42,1 kg
4
3 cc
untuk MDNBR terhadap
waktu
Di typical cell Ketinggian = 379 mm MDNBR= 1,7 Waktu = 4 detik
3.5
a:::
m2,
2.5
z
2 ~ 1.5 1 CI
0.5 o o
1
2
3
4
5
Waktu (detik)
Gambar
7b. HasH Momen inersia 208 kg m2, untuk MDNBR terhadap
409
waktu
Seminar Tahunan Pengawasan Pemanfaatan
Tenaga Nuklir - Jakarta, 11 Oesember ~003
ISSN 1693 -7902
Dari hasil tersebut dapat diketahui bahwa pengaruh nilai momen inersia sebesar 42,1 kg m2 terhadap MDNBR dengan korelasi EPRl-Columbia adalah sebesar 1,099 pada ketinggian 2,358 m di typical cell setelah 3 detik dari pompa skrem. Hasil MDNBR tersebut di bawah kriteria keselamatan karena lebih kecil dari pada batas minimum yang di ijinkan yaitu sebesarl,3.
Langkah berikutnya dilakukan penaikkan interval I kg m2
sampai dengan 208 kg m2 maka hasil MDNBR yang diperoleh yaitu sebesar 1,7 pada ketinggian 2,379 m di typical cell setelah 4 detik dari pompa skrem. KESIMPULAN Hasil evaluasi di atas menunjukkan bahwa dengan nilai momen inersia pompa pendingin utama reactor AP 600 sebesar 42,1 kg m2 diperoleh MDNBR sebesar 1,099. Selanjutnya dengan nilai momen inersia sebesar 208 kg m2 diperoleh MDNBR sebesar 1,4.
Dengan demikian agar tidak terjadinya pendidihan inti di dalam teras reactor
AP600 pada saat terjadinya kondisi LOF A nilai momen inersia desain AP 600 perlu di naikan dari 42,1 kg m2 hingga minimum menjadi 208 kg m2. DAFT AR ACUAN
1.
B.A. McIntyre and R.K. Beck, Westinghouse Nuclear
2.
Advanced
Passive 600 plant,
Safety, Vol. 33, No.1, 1992;
Araya.F., et al. : Analysis of complete loss-of-flow accident for design of JAERI passive safety reactor JPSR", J.Nucl. Sci. Technol. 1997;
3.
Kansai electric power company, " License application of Takahama-3 nuclear
4.
dan 4
power plants" (1978);
WHEELER,C.L.et aI., COBRA-lV-I: An Interim Version of COBRA for Thermal
hyd~aulic analysis of rod bundle nuclear fuel elements and cores, BNWL~ 1962, (1976); 5.
Takamichi IWAMURA, et al. Application of subchannel code to DNB analysis of HCL WR, JAERI-MEMO, 1994;
6.
Araya.F., et al. : Analysis of complete loss-of-flow accident for design of JAERI passive safety reactor JPSR", J.Nucl. Sci. Technol. 1997;
410
Seminar Tahunan Pengawasan Pemanfaatan
7.
Tenaga Nuklir - Jakarta, II Desember 2003
ISSN 1693 - 7902
Reddy, D.G.and Fighetti,C.F., Parametric Study of CHF Data, Volume 2.
A
Generalized Subchannel CHF Correlation for PWR and BWR Fuel Assemblies, EPRI-NP-2609, Vo1.2, (1983); 8.
Takamichi IWAMURA, et aI, DNB analysis of JAERI Passive Safety Reactor (JPSR) Using COBRA IV-I Subchannel Code. October 1994;
9.
Chexal,B. and Lellouche, G.,:" A full-range drift fluk correlation for vertical flows", EPRI NP-3989-sr (1985);
10.
MURAO Y., ARAYA F., IWAMURA T., AND WATANABE H., The 1993 ANS Winter Meeting, San Fransisco, USA, Nov. 14-18, 1993.
DISKUSI
Pertanyaan (Puradwi, P2TKN - BATAN) Untuk MDNBR 1,4 pada momen inertia 208 kg
m2,
terjadi di kanal berapa? Dan faktor
radialnya berapa? Jawaban (Sudarmono, P2SRM - BA TAN) Terjadi di kanal no. 1 dengan factor puncak daya radial sebesar 2,097
411
