INVESTIGASI AWAL PERFORMA NEUTRONIK ONLINE REFUELING PASSIVE COMPACT MOLTEN SALT REACTOR

ISSN 1411–240X Nomor : 536/D/2007 Tanggal 26 Juni 2007

Investigasi Awal Performa Neutronik......... (Andi Purnama)

INVESTIGASI AWAL PERFORMA NEUTRONIK ONLINE REFUELING PASSIVE COMPACT MOLTEN SALT REACTOR Andi Purnama Jati, Andang Widi Harto, Alexander Agung Jurusan Teknik Fisika, Fakultas Teknik, Universitas Gadjah Mada Jl. Grafika 2, Yogyakarta 55281 ABSTRAK Telah dilakukan investigasi awal performa neutronik online refueling Passive Compact Molten Salt Reactor (PCMSR) berbahan bakar leburan garam 7LiF-ThF4-PuF4 (Th232-Pu239-Pu240-Pu241-Pu242) dengan pendingin (secondary salt) 7LiF-BeF2. Analisis dilakukan dengan memecahkan persamaan deplesi sistem ekstraksi bahan bakar oleh solver DVODE sementara perhitungan neutronik teras diselesaikan oleh paket program SRAC. Parameter yang diperhitungkan adalah koefisien reaktivitas teras (suhu dan void) bahan bakar dan pendingin (secondary salt).PCMSR pada penelitian ini memiliki daya 2000 MWt dengan ukuran teras aktif silinder jari-jari 200 cm dan tinggi 400 cm. Teras tersusun atas kumpulan sel yang kanal bahan bakar dan pendinginnya paralel. Teras diasumsikan memiliki suhu operasi normal rerata 1373 K(1100°C). Hasil analisis menunjukkan bahwa rerata koefisien void fuel pada BOL senilai 5,17919.10-4/%void untuk rentang fraksi void di bawah 60% dan -2,52853.10-3/%void untuk fraksi void di atas 60%, sedangkan pada EOL sebesar 4,64417.10-3/%void. Sementara itu rerata koefisien reaktivitas void pendingin reaktor ini pada BOL sebesar -1,24211.10-3/%void dan pada EOL sebesar -5,86515.10-4/%void. Nilai rerata koefisien reaktivitas suhu fuel pada BOL sebesar -2,70927.10-5/K dan pada kondisi EOL sebesar -3,60940.105 /K, sedangkan nilai rerata koefisien reaktivitas suhu pendingin pada BOL sebesar -5,01088.10-5/K dan pada kondisi EOL sebesar -2,27588.10-5/K. Kata kunci: online refueling, PCMSR, koefisien reaktivitas ABSTRACT A preliminary investigation about neutronic performance of online refueling Passive Compact Molten Salt Reactor (PCMSR) 7LiF-ThF4-PuF4 (Th232-Pu239-Pu240-Pu241-Pu242) fueled and 7LiFBeF2 (secondary salt) coolant has been accomplished. This analysis was done by solving the depletion equation of fuel extraction system by DVODE solver meanwhile all of neutronic calculations were done by SRAC2003 computer code. This study focused on the core reactivity coefficient (temperature and void) of PCMSR fuel and coolant. In this investigation, PCMSR having 2000MWt initial power with 200 cm radius and 400 cm active height cylindrical core. The core is arranged by parallelled fuel and coolant channel cell lump. The core is assumed to have an average normal operating temperature at 1373 K(1100°C). The Results show that the value of average fuel void reactivity coefficient in BOL is 5,17919.10-4/%void for void fraction below 60% dan -2,52853.10-3/%void for void fraction above 60%, whereas in EOL it is -4,64417.10-3/%void at all void fraction range. Meanwhile, for coolant, it has -1,24211.10-3/%void average fuel void reactivity coefficient value in BOL and -5,86515.10-4/%void in EOL. The value of average fuel temperature reactivity coefficient is -2,70927.10-5/K in BOL and -3,60940.10-5/K in EOL. Meanwhile, the value of average coolant temperature reactivity coefficient is -5,01088.10-5/K in BOL and -2,27588.10-5/K in EOL. Keywords: online refueling, PCMSR, reactivity coefficient

PENDAHULUAN Perkiraan peningkatan populasi penduduk dunia dari sekitar 6 miliar menjadi sekitar 10 miliar pada tahun 2050[1] memperkuat tingkat urgensi dibutuhkannya pasokan energi handal bagi dunia. Di sisi lain, bahan bakar fosil kuantitasnya semakin berkurang dan efek 113

J. Tek. Reaktor. Nukl. Vol. 10 No. 3, Oktober 2008, Hal. 113-125


penggunaannya terbukti memainkan peran antagonis dalam perubahan iklim dunia[2]. Oleh karena itu manusia kemudian mengembangkan pemanfaatan sumber energi alternatif untuk mengatasi masalah ini. Dari pengembangan yang ada, tersedia beberapa pilihan untuk menghasilkan pasokan energi yang handal dan stabil. Lumbung energi tersebut termasuk energi fisi nuklir[3]. Salah satunya ialah Passive Compact Molten Salt Reactor (PCMSR) dengan modifikasi online refueling. Sistem online refueling PCMSR bertujuan untuk segera mengekstraksi nuklida transuranium, nuklida hasil belah, serta Pa-233 pada saat reaktor beroperasi. Nuklida transuranium dan hasil belah selanjutnya akan ditangani sistem reprocessing sedangkan Pa233 ditampung dan meluruh menjadi U-233 tanpa gangguan serapan neutron. Penelitian ini ditujukan untuk memperoleh informasi mengenai performa neutronik online refueling PCMSR. Performa neutronik di sini ialah nilai faktor multiplikasi efektif, serta koefisien reaktivitas (suhu dan void) kondisi awal (beginning of life/BOL) dan akhir/setimbang (end of life/EOL) PCMSR dalam pengaruh online refueling. Perhitungan kekritisan dilakukan dengan paket program SRAC[4] dalam dua tahap, yaitu perhitungan sel dan perhitungan reaktor.

DESKRIPSI TERAS PCMSR Teras PCMSR dalam penelitian ini terdiri atas kumpulan sel, dimana sel terdiri atas saluran bahan bakar dan pendingin yang tersusun paralel seperti tertera pada Gambar 1. Zona teras terdiri dari 3 bagian utama, yaitu bahan bakar terhomogenisasi, reflektor, dan control zone seperti tertera pada Gambar 2. Reflektor di bagian tengah dan sisi luar bahan bakar, memiliki komposisi sama dengan moderator, yaitu grafit. Sementara itu control zone difungsikan sebagai tempat peletakan batang kendali, baik untuk shutdown maupun pengendalian daya. Dalam kasus ini, control zone diasumsikan berisi gas Helium.

Gambar 1. Bentuk sel PCMSR dalam penelitian.

114



Gambar 2. Penampang lintang radial dan aksial PCMSR

Komposisi utama bahan bakar adalah campuran leburan garam PuF4-ThF4-7LiF, dengan komposisi Pu berupa Pu-vector yang terdiri atas nuklida Pu-239, Pu-240, Pu-241, dan Pu-242 dengan perbandingan mol masing-masing 0,75; 0,15; 0,1; dan 0,05. Perbandingan mol (Th-Pu)F4-7LiF atau kekentalan bahan bakar pada penelitian ini divariasikan dalam nilai 40%, sedangkan pengayaan Pu-vector terhadap Th-232 diambil pada nilai 4%. Sementara itu pendingin/garam sekunder adalah campuran 75 % 7LiF dan 25 % BeF2 (fraksi mol) tanpa bahan bakar. Sistem online refueling PCMSR secara sederhana dilukiskan pada Gambar 3.

115



Gambar 3. Ilustrasi sistem online refueling PCMSR.

TEORI DAN METODE PERHITUNGAN Perhitungan Komposisi Bahan Bakar Komposisi bahan bakar online refueling PCMSR dipengaruhi oleh pemodelan matematis sistem ekstraksi reaktor ini yang cukup kompleks. Untuk membuat penyederhanaan terhadap pemodelan pada Gambar 3, dibuat beberapa asumsi berikut: • Laju ekstraksi masa bahan bakar dan pengembalian sama besar. • Proses ekstraksi di dalam teras memiliki efisiensi 100%. • Proses ekstraksi Pa-233 dan insersi U-233 berlangsung sangat cepat sehingga setiap U-233 yang terbentuk seketika dikirim menuju teras PCMSR, tidak ada waktu jeda U-233 dari sistem penampungan Pa ke teras PCMSR. • Jumlah nuklida Th-232 tetap pada nilai awalnya akibat adanya insersi Th-232. • Ketika reaktor dioperasikan, sistem online refueling sudah berada dalam kondisi steady state. Sementara itu, nuklida-nuklida yang terlibat dalam pemodelan ini adalah nuklida transuranium yang pola perubahannya ditunjukkan dalam Gambar 4. Pola perubahan nuklida di atas diatur oleh beberapa asumsi untuk menyederhanakan proses perhitungan. Asumsi terpenting ialah nuklida hasil peluruhan alfa keberadaannya di dalam teras diabaikan. Nilai penampang lintang serapan dan fisi dari nuklida transuranium sebagai bagian dari persamaan deplesi didapatkan dari program database Janis 2.1. Penampang lintang dibagi menjadi dua kelompok energi, sesuai dengan kelompok energi yang digunakan dalam persamaan deplesi. Nilai energi cut-off disesuaikan dengan harga cut-off energi yang digunakan program SRAC agar nilai penampang lintang nuklida sedapat mungkin sesuai dengan tingkat energi collapsing dan smearing fluks dari teras PCMSR. Nilai rerata 116



tampang lintang pada energi resonansi dan energi tinggi (E > 1 MeV) didapatkan melalui pembobotan dengan spektrum Maxwellian.

Gambar 4. Pola peluruhan dan serapan neutron nuklida transuranium teras PCMSR. Secara umum, persamaan deplesi nuklida (N) bernomor atom Z dan bernomor massa A memenuhi persamaan, (1) d AzN = production – loss dt dimana produksi dan loss nuklida dalam penelitian ini dirumuskan sebagai, Production= ( z −1A) λ⋅( z −1A) N + ( A−1z)σ c fast ⋅( A−1z) N ⋅ φ fast + ( A−1z)σ c thermal⋅( A−1z) N ⋅ φthermal A

A

A

A

A

A

Loss = z λ⋅ z N + z σ a fast ⋅ z N ⋅ φ fast + z σ a thermal ⋅ z N ⋅ φthermal

(2) (3)

117


dengan, A Z

= = =

( z −1) λ ⋅( z −1) N A

A


nomor massa. nomor atom. A

laju produksi nuklida z N oleh peluruhan beta nuklida A

( z −1) N .

( A−1)σ z

c fast ⋅

( A−1) N ⋅ φ z

fast

=

z

c thermal

⋅ ( A−1) N ⋅ φ z

thermal

λ⋅ N

A A z z A A σ z a fast ⋅ z N

⋅ φ fast

A A z σ a thermal ⋅ z N

⋅ φthermal

( A−1)

N oleh radiative capture

=

N pada spektrum cepat. A laju produksi nuklida z N oleh radiative capture ( A−1) nuklida z N pada spektrum termal.

=

laju peluruhan nuklida

=

laju pengurangan nuklida z N akibat serapan neutron pada spektrum cepat.

=

laju pengurangan nuklida z N akibat serapan neutron pada spektrum termal.

nuklida ( A−1)σ

A z

laju produksi nuklida z

A z

N A

A

Kemudian, dengan membagi ruas kiri dan kanan persamaan di atas dengan bilangan Avogadro, maka persamaan di atas menjadi persamaan deplesi nuklida dalam satuan mol. Persamaan deplesi nuklida diaplikasikan pada 29 nuklida transuranium pada Gambar 4. Adapun khusus untuk nuklida Pa-233, akibat dari adanya ekstraksi Pa selama masa operasi berlangsung, persamaan deplesi mol nuklida tersebut akan berubah. Perubahannya ialah adanya loss Pa-233 dari teras akibat ekstraksi. Mol Pa-233 di teras PCMSR yang terbawa sistem ekstraksi mengikuti persamaan, (4) m n Pa terekstraksi = ex n Pa teras

m total

Sementara itu untuk mengakomodasi adanya sistem penampungan Pa dan sebagai kompensasi ekstraksi Pa pada bahan bakar, perubahan nuklida Pa di sistem penampungan Pa juga dihitung dalam penelitian ini. Laju perubahan nuklida Pa di penampungan Pa disimbolkan sebagai, (5) m ex dnPa n Pa teras − λ Pa n Pa = dt m total

Nuklida U-233 juga memiliki satu ruas tambahan lagi, yaitu suku terakhir ruas kanan persamaan 4.8, diamana λPa n Pa yang merepresentasikan jumlah U-233 hasil peluruhan Pa233 di penampungan Pa. Karena diasumsikan U-233 hasil peluruhan Pa langsung terkirim secara cepat menuju teras, maka suku ini harus ditambahkan ke dalam persamaan deplesi nuklida U-233 untuk melengkapi pemodelan sistem online refueling. Persamaan-persamaan ini kemudian dipecahkan oleh solver DVODE dengan nilai toleransi kesalahan absolut dan relatif sebesar 10-10. Nilai laju ekstraksi massa bahan bakar dalam penelitian ini divariasikan namun dibatasi pada nilai 1 ton/hari.

118



Perhitungan Kekritisan Komposisi bahan bakar yang didapat dari solver DVODE tadi dipakai untuk perhitungan kekritisan. Perhitungan kekritisan dilakukan dengan paket program SRAC [5] dalam dua tahap, yaitu perhitungan sel dan perhitungan reaktor. Perhitungan sel bertujuan untuk menghasilkan parameter-parameter sel. Parameterparameter sel pada kelompok energi g yang dihitung adalah tampang lintang serapan [Σa(g)], tampang lintang hamburan [Σs(g)], tampang lintang fisi [Σf(g)], tampang lintang perlambatan neutron dari kelompok energi g ke kelompok energi h di bawah energi g [Σ(g→h)], tampang lintang perlambatan neutron dari kelompok energi h ke kelompok energi h di bawah energi h [Σ(h→g)], koefisien difusi neutron [D(g)] serta jumlah neutron rerata yang dihasilkan tiap reaksi fisi [D(g)]. Dalam paket program SRAC, perhitungan ini dilakukan oleh modul PIJ [5] dengan menyelesaikan persamaan transport Boltzmann neutron dengan metoda collision probability method (CPM)[5]. Jika fluks neutron dalam sel telah dapat dihitung, maka parameter-parameter penting sel untuk perhitungan reaktor dapat ditentukan.

Perhitungan Parameter Reaktor Parameter-parameter sel yang dihasilkan dari perhitungan oleh modul PIJ dalam paket program SRAC akan dipergunakan untuk melakukan perhitungan reaktor keseluruhan. Pada paket program SRAC, perhitungan reaktor keseluruhan dilakukan oleh modul CITATION[4]. Modul CITATION melakukan perhitungan dengan menyelesaikan persamaan difusi neutron multigrup pada kondisi tunak sebagai berikut [6] dengan metode beda hingga (finite difference). Hasilnya adalah distribusi fluks neutron dan pembangkitan daya termal reaktor. Analisa output program SRAC difokuskan pada k (k-eff) yang mempresentasikan kondisi reaktor apakah subkritis, kritis atau superkritis [6] dan juga nilai k-eff pada variasi suhu dan void bahan bakar maupun pendingin teras. Pengaruh suhu teras reaktor terhadap faktor perlipatannya. Sering ditampilkan dalam bentuk koefisien suhu dari reaktivitas (temperature coefficient of reactivity), yang dirumuskan sebagai berikut : ∂ρ 1 ∂k (6) αT = = ∂T k ∂T dengan,

αT

=

koefisien reaktivitas suhu bahan bakar (

ρ

= = =

reaktivitas ( k ) suhu bahan bakar (K) faktor perlipatan

T k

∆k

k )K-1

∆k

Jika faktor perlipatan bertambah seiring dengan kenaikan suhu bahan bakar, maka koefisien reaktivitas bahan bakar dikatakan positif. Dalam kondisi ini densitas neutron bertambah demikian juga dengan laju fisi dan generasi panas. Reaktor dengan koefisien reaktivitas suhu positif tidak aman untuk dioperasikan. Sedangkan, jika koefisien reaktivitas suhu negatif, perubahan suhu secara transien akan diikuti dengan penurunan faktor perlipatan, sehingga laju fisi dan juga generasi panas akan berkurang. Kondisi ini merupakan fitur penting dalam kestabilan reaktor dan keselamatan operasi.

119



Kasus yang timbul jika menggunakan bahan bakar leburan garam adalah timbulnya void. Void dapat terjadi antara lain karena munculnya produk fisi yang bersifat gas dalam leburan garam. Timbulnya void dapat mempengaruhi densitas bahan bakar dan berarti juga mempengaruhi tampang lintang makroskopiknya sehingga faktor perlipatan juga akan berubah. Pengaruh fraksi void dalam bahan bakar terhadap perubahan faktor perlipatan disebut sebagai koefisien reaktivitas void. (7) ∂ρ 1 ∂k αΦ = = ∂Φ k ∂Φ α Φ = koefisien reaktivitas void bahan bakar ( ∆k k )(% void)-1 ∆k ρ = reaktivitas ( k ) Φ = fraksi void bahan bakar (%void)

k = faktor perlipatan Koefisien reaktivitas void yang diharapkan adalah negatif yang berarti kenaikan fraksi void akan menurunkan reaktivitas dan faktor perlipatan. HASIL DAN PEMBAHASAN Kekritisan Teras PCMSR Nilai k-eff PCMSR untuk pengayaan 4% dan kekentalan bahan bakar 40% pada kondisi BOL dan EOL masing-masing sebesar 1,03805 dan 1,03897 pada kondisi suhu operasi 1373 K (1100 ºC). Nilai ekses reaktivitas kondisi awal dan akhir terlihat tidak begitu bereda, hal ini akan memudahkan kerja sistem pengendalian selama masa operasi reaktor. Koefisien Reaktivitas Teras BOL PCMSR Data perubahan k-eff terhadap void fuel dan pendingin pada PCMSR kekentalan 40% pengayaan 4% kondisi BOL ditampilkan dalam Gambar 5. Nilai rerata koefisien reaktivitas void fuel untuk komposisi dan geometri ini, pada masa BOL PCMSR yaitu -5,17919.10-4/%void untuk rentang fraksi void di bawah 60% dan -2,52853.10-3/%void untuk fraksi void di atas 60%. Hal ini dihasilkan dari fenomena perubahan moderator to fuel ratio (MFR) terhadap nilai k-eff suatu teras reaktor. Timbulnya void akan merubah nilai MFR teras, dan merubah nilai k-eff. Dalam hal ini, sampai tingkat fraksi void 60%, PCMSR kondisi BOL masih berada pada kondisi undemoderated. Sementara itu untuk void pendingin, karena teras reaktor tetap dalam kondisi undermoderated, koefisien reaktivitas void-nya bisa dipastikan tetap bernilai negatif. Dari data dapat diketahui bahwa nilai rerata koefisien reaktivitas void pendingin PCMSR pada BOL sebesar -1,24211.10-3/%void. Perubahan k-eff terhadap lonjakan suhu bahan bakar maupun pendingin memiliki gradien negatif. Hal ini menunjukkan PCMSR memiliki koefisien reaktivitas suhu bahan bakar dan pendingin negatif, seperti reaktor-reaktor nuklir lainnya. Efek Doppler relativistik bertanggung jawab penuh terhadap fenomena ini. Besar perubahan k-eff terhadap perubahan suhu bahan bakar dan pendingin terangkum dalam Gambar 6 dan 7.

120



1.2000 void fuel

1.1500

void pendingin

k-eff

1.1000 1.0500 1.0000 0.9500 0.9000 0.8500 0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Fraksi Void Fuel

Gambar 5. Perubahan k-eff vs fraksi void fuel PCMSR kekentalan bahan bakar 40% pengayaan 4% kondisi BOL.

1,0650 1,0600 1,0550

k-eff

1,0500 1,0450 1,0400 1,0350 1,0300 1,0250 1,0200 673

773

873

973 1073 1173 1273 1373 1473 1573 1673 1773 1873 1973 Suhu Fuel (K)

Gambar 6. Perubahan k-eff vs perubahan suhu bahan bakar.

121



1,0800 1,0700 1,0600

k-eff

1,0500 1,0400 1,0300 1,0200 1,0100 1,0000 673

773

873

973

1073 1173 1273 1373 1473 1573 1673 1773

1873 1973

Suhu Pendingin (K)

Gambar 7. Perubahan k-eff vs perubahan suhu pendingin. Dari Gambar 6 dan 7, didapatkan semua nilai rerata koefisien reaktivitas suhu bernilai negatif, yaitu masing-masing untuk bahan bakar ( α T ) dan pendingin ( α T ) sebesar -2,70927.10-5/K dan -5,01088.10-5/K. F

C

Kekritisan Pada Titik Fraksi Bakar PCMSR Dari pengamatan ekstraksi 1 ton bahan bakar per hari, maka nilai k-eff pada beberapa titik fraksi bakar periode hidup PCMSR terangkum pada Gambar 8. 1,04000

k-eff

1,03950

1,03900

1,03850

1,03800 0

5

10

15

20

25

30

35

Burnup (tahun)

Gambar 8. Perubahan k-eff pada beberapa titik fraksi bakar (burnup) PCMSR.

122

40



Kenaikan k-eff di awal fraksi bakar, terjadi akibat dominasi U-233 di dalam teras reaktor nuklir. Kemudian meningkatnya build up nuklida berat absorber neutron seperti isotop Am, Cm, dan Np, mengompensasi dominasi serapan fisil teras yang akhirnya menurunkan nilai k-eff sampai jenuh, yaitu sampai semua nuklida di dalam teras mencapai nilai setimbang. Kesetimbangan semua nuklida teras online refueling PCMSR dalam makalah ini dipastikan berada pada fraksi bakar 20 tahun, dikarenakan tidak adanya perubahan k-eff secara signifikan dalam masa fraksi bakar di atas 20 tahun. Reaktivitas Teras PCMSR Kondisi Setimbang (EOL) Perubahan k-eff terhadap fraksi void fuel dan pendingin pada kondisi EOL, diambil pada fraksi bakar 40 tahun, tersusun pada Gambar 9. Dari Gambar 5 dan 9 yang menarik untuk disimak adalah pola perubahan k-eff terhadap fraksi void fuel PCMSR. Pada kondisi EOL, tidak ada lagi kenaikan k-eff di awal kenaikan fraksi void, namun reaktivitas void pendingin PCMSR juga masih negatif ditandai dengan turunnya k-eff tiap kenaikan fraksi void pendingin. Kompleksitas nuklida di dalam teras kondisi EOL menjadi penyebab fenomena ini karena interaksi neutron di dalam teras bergantung pada komposisi nuklida teras. Kenaikan fraksi void fuel meningkatkan populasi neutron termal teras, dimana dalam skala kecil, kenaikan void fuel menambah laju reaksi serapan neutron di dalam bahan bakar, terutama fisi. Namun jika kenaikan skala kecil void tidak menaikkan k-eff teras, maka kemungkinan besar laju serapan neutron termal di bahan bakar bukan didominasi serapan fisi, melainkan radiative capture. Hal ini bisa disebabkan oleh banyaknya material non fisil di dalam teras reaktor. 1,0500 1,0000 0,9500 0,9000 0,8500 k-eff

0,8000 0,7500 0,7000 bahan bakar pendingin

0,6500 0,6000 0,5500 0,5000 0,4500 0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

Fraksi Void

Gambar 9. Perubahan k-eff vs perubahan fraksi void fuel dan pendingin PCMSR. Nilai rerata koefisien reaktivitas void fuel dan pendingin masing-masing sebesar -4,64417.10-3/%void dan -5,86515.10-4/%void. Dari sini, dapat disimpulkan bahwa koefisien reaktivitas void negatif mutlak dimiliki online refueling PCMSR pada kondisi EOL. 123



Sementara itu pola perubahan k-eff tiap kenaikan suhu ditunjukkan pada Gambar 10 dan 11.

1,0800 1,0700

k-eff

1,0600 1,0500 1,0400 1,0300 1,0200 1,0100 673

773

873

973

1073

1173 1273 1373 1473 1573 1673 1773

1873 1973

Suhu Fuel (K)

Gambar 10. Perubahan k-eff vs perubahan suhu bahan bakar EOL PCMSR.

1,0600 1,0550 1,0500

k-eff

1,0450 1,0400 1,0350 1,0300 1,0250 1,0200 673

773

873

973

1073

1173 1273 1373 1473 1573 1673 1773

1873 1973

Suhu Pendingin (K)

Gambar 11. Perubahan k-eff vs perubahan suhu bahan bakar EOL PCMSR. Tidak ada fenomena luar biasa yang muncul pada pola perubahan k-eff teras terhadap perubahan suhu bahan bakar maupun pendingin. Nilai rerata koefisien reaktivitas suhu bahan bakar dan pendingin kondisi EOL PCMSR masing-masing sebesar -3,60940.10-5/K dan -2,27588.10-5/K. Koefisien reaktivitas suhu dan void baik bahan bakar maupun pendingin negatif menunjukkan munculnya sifat inherent safety PCMSR pada masa EOL.

124



KESIMPULAN Nilai k-eff online refueling PCMSR pengayaan 4% dan kekentalan 40% pada BOL sebesar 1,03805 dan pada EOL sebesar 1,03897. PCMSR memiliki nilai rerata koefisien reaktivitas void fuel BOL memiliki dua nilai berbeda, yaitu sebesar 5,17919.10-4/%void untuk rentang fraksi void di bawah 60% dan -2,52853.10-3/%void untuk fraksi void di atas 60%. Kemudian pada kondisi EOL rerata koefisien reaktivitas bernilai mutlak negatif (pada semua rentang fraksi void) sebesar -4,64417.10-3/%void. Nilai rerata koefisien reaktivitas void pendingin PCMSR pada BOL sebesar 1,24211.10-3/%void dan pada EOL sebesar -5,86515.10-4/%void. Nilai rerata koefisien reaktivitas suhu bahan bakar pada BOL = -2,70927.10-5/K dan pada kondisi EOL = 3,60940.10-5/K. PCMSR mempunyai nilai rerata koefisien reaktivitas suhu pendingin pada BOL = -5,01088.10-5/K dan pada kondisi EOL = -2,27588.10-5/K. Walaupun koefisien reaktivitas prompt (suhu) PCMSR telah menunjukkan nilai negatif, modifikasi terhadap desain teras awal PCMSR perlu dilakukan terutama pada kondisi BOL untuk mendapatkan sifat mutlak inherent safety pada semua BOL dan EOL.

DAFTAR PUSTAKA 1. 2. 3. 4. 5. 6.

CORRADINI, M, Secure Nuclear Energy in the 21st Century, Nuclear Engineering and Engineering Physics, University of Madison, Wisconsin, 2005. BUGAT, A, World Market for Nuclear Energy, Conference on Nuclear Energy and Science, The Watergate Hotel, Washington D. C, 2003. DUFFEY, R. B., Vision of Energy Supply in the 21st Century : Managing Global Bonfire, Climate Change and Energy Options Symposium-CNS Proceedings, Ottawa, Ontario, Canada, 1999. GRIMES, W. R., Molten Salt Reaktor Chemistry, Nucl. Appl. Technol., 8, 137– 155, February, 1970. TSUCIHASHI, K. ET AL., SRAC1995 manual, Japan, 1995. Duderstadt, J.J. and Hamilton,L.J., Nuclear Reaktor Analysis, John Wiley & Sons, NewYork, 1976.

125

INVESTIGASI AWAL PERFORMA NEUTRONIK ONLINE REFUELING PASSIVE COMPACT MOLTEN SALT REACTOR

Recommend Documents