MOD3.4. A. R. Antariksawan *)

ANALISIS POMPA PENDINGIN REAKTOR TRIP …. (A.R. Antariksawan)

ANALISIS POMPA PENDINGIN REAKTOR TRIP PADA REAKTOR TRIGA-2000 MENGGUNAKAN RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4 A. R. Antariksawan*) ABSTRAK ANALISIS POMPA PENDINGIN REAKTOR TRIP PADA REAKTOR TRIGA-2000 MENGUNAKAN RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4. Program perhitungan RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4 telah digunakan untuk melakukan perhitungan termohidraulika reaktor TRIGA-2000. Salah satu tujuan perhitungan tersebut adalah untuk memvalidasi program pada reaktor riset. Keseluruhan sistem primer reaktor dimodelkan, termasuk sirkulasi air melalui difuser dan sistem pendinginan teras darurat. Perhitungan dilakukan untuk kondisi tunak pada daya nominal 2000 kW dan satu kondisi transien, yaitu pompa pendingin reaktor trip baik dengan dan tanpa reaktor scram. Model dan input perhitungan telah memberikan hasil perhitungan yang konvergen. Hasil perhitungan kondisi tunak tersebut dibandingkan dengan hasil pengukuran dan nilai dalam LAK. Secara umum, hasil perhitungan memperlihatkan kesesuaian yang baik; untuk parameter termal, perbedaan rata-rata lebih kecil dari 10%. Hasil perhitungan transien memperlihatkan bahwa pada saat pompa pendingin reaktor trip, sirkulasi alam terbentuk di dalam tangki reaktor dan tidak ada kenaikan temperatur bahan bakar yang signifikan. Dalam kasus reaktor gagal scram pun keselamatan melekat dapat mempertahankan temperatur bahan bakar pada batas aman. Dari hasil-hasil tersebut dapat disimpulkan bahwa model, input dan program perhitungan dapat mensimulasikan kondisi termohidraulik reaktor TRIGA-2000 dengan baik. Meskipun demikian, validasi dengan berbagai data ukur masih perlu dilakukan lagi.

ABSTRACT ANALYSIS OF REACTOR COOLANT PUMP TRIP AT TRIGA-2000 REACTOR USING RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4. RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4 has been used to perform the thermal-hydraulic calculation of reactor TRIGA-2000. One of the objectives of this calculation is to validate the code for research reactor application. Overall reactor primary system is modeled, including coolant circulation through diffuser, and emergency core cooling. The calculation is conducted for steady state operation at 2000 kW power, and one transient condition, i.e. pump trip, both with and without reactor scram. The model and input developed can show convergence results. The steady state results are compared with the measurement and the values used in SAR. In general, the results show a good agreement; for thermal parameter, the average difference is approximately lower than 10%. As from the transient results, it can be shown that when pump tripped, natural circulation was developed and did not cause significant increase of fuel temperature. Even when the reactor scram failed, the inherent safety feature could keep the fuel temperature in the safety limit. Based on the results, it could be concluded that the model, input developed and the code simulate 99

JURNAL TEKNOLOGI REAKTOR NUKLIR-TRI DASA MEGA, Vol. 8, No. 3 Oktober, 2006 : Hal 98 - 113

well the thermal-hydraulic condition of reactor TRIGA-2000. However, further validation with various experimental data should still be performed. Kata kunci: Termohidraulik, analisis, pompa trip, TRIGA, RELAP5. *) Peneliti PTRKN BATAN

PENDAHULUAN Selain aspek neutronik, aspek termohidraulika merupakan aspek penting untuk keselamatan desain dan pengoperasian suatu reaktor riset. Besaran termohidraulika seperti temperatur tekanan dan laju alir pendingin serta temperatur bahan bakar perlu diketahui, misalkan melalui prediksi perhitungan, untuk memastikan bahwa reaktor riset tersebut telah didesain dan dapat dioperasikan dengan selamat sesuai dengan kriteria keselamatan yang berlaku. Perhitungan besaran termohidraulika tersebut dapat dilakukan dengan menggunakan berbagai piranti perhitungan. Khususnya, apabila yang diinginkan adalah perhitungan yang melibatkan kejadian transien, misalkan dalam hal kecelakaan yang diasumsikan, maka diperlukan piranti perhitungan yang andal dan sesuai dengan kejadian itu. Salah satu kejadian yang penting untuk diketahui perilaku dan akibatnya pada suatu reaktor adalah kejadian kehilangan aliran pendingin. Jika diandaikan oleh karena suatu sebab aliran pendinginan ke teras reaktor terhenti, maka sangat penting untuk mengetahui apakah pengambilan panas dari teras reaktor tetap dapat dijamin. Sebagai salah satu penyebab terhentinya aliran adalah terhentinya pompa sirkulasi pendingin reaktor. RELAP/SCDAPSIM[1], adalah program perhitungan komputer yang dirancang untuk memprediksi perilaku termohidraulika sistem reaktor dalam kondisi normal dan kecelakaan, dikembangkan oleh perusahan pengembang piranti lunak Innovative System Software. RELAP/SCDAPSIM telah divalidasi untuk rentang kondisi kejadian dan kecelakaan reaktor daya menggunakan berbagai data eksperimen dan data instalasi, termasuk TMI-2. Akan tetapi, validasi model untuk reaktor riset masih sangat terbatas, sebagai contoh pustaka[2]. Oleh karena itu, kelompok khusus dalam SDTP dibentuk untuk melakukan validasi dengan mengaplikasikan RELAP/SCDAPSIM pada beberapa desain reaktor riset, dan membuat perbaikan model jika diperlukan[3]. Makalah ini menguraikan hasil aplikasi RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4 untuk reaktor TRIGA-2000, khususnya untuk menganalisis kejadian pompa pendingin reaktor trip atau yang dapat disebut kecelakaan kehilangan aliran pendingin. Dalam hasil ini diberikan pula perbandingan hasil perhitungan kondisi tunak dengan data pengukuran yang ada. Hal ini ditujukan untuk menilai hasil pemodelan dan validitas program perhitungan serta keterbatasannya. Analisis pompa pendingin reaktor trip ditujukan untuk mengetahui karakteristik pendinginan teras saat tidak ada aliran pendingin secara paksa karena pompa tidak berfungsi. Pemodelan yang digunakan dalam penelitian kali ini merupakan perbaikan dari yang dihasilkan sebelumnya[3].

100


DESKRIPSI RELAP/SCDAPSIM RELAP/SCDAPSIM adalah program perhitungan termohidraulik satu dimensi banyak fasa yang dikembangkan untuk menganalisis keseluruhan perilaku termohidraulik sistem pendingin reaktor dan teras dalam kondisi operasi normal atau kondisi kecelakan dasar desain dan bahkan kecelakaan parah. Model RELAP5 menghitung keseluruhan perilaku termohidraulik sistem pendingin primer, sistem kendali, kinetika reaktor dan perilaku komponen sistem reaktor khusus, seperti katup dan pompa. Model kinetika reaktor mencakup model untuk mempertimbangkan efek reaktivitas umpan-balik dan panas peluruhan. Model SCDAP menghitung perilaku teras dan struktur bejana reaktor dalam kondisi normal dan kecelakaan. Bagian model SCDAP mencakup model komponen reaktor yang dapat dipilih oleh pengguna. Model SCDAP juga mencakup model untuk mengolah tahap akhir suatu kecelakaan parah, termasuk pembentukan debris dan kolam lelehan, interaksi debris/bejana, dan kegagalan struktur bejana. Model-model ini secara otomatis akan dipanggil oleh program ketika kerusakan di dalam teras dan bejana diprediksi terjadi. Namun, model ini khusus untuk reaktor daya. DESKRIPSI REAKTOR TRIGA-2000 Reaktor TRIGA-2000[4] adalah reaktor riset jenis TRIGA MARK II yang dirancang oleh General Atomic bertipe kolam dengan bahan bakar uranium zirkonium hidrida (U-ZrH). Tabel 1 memberikan spesifikasi terpenting reaktor TRIGA-2000. Pada awalnya reaktor ini dirancang untuk daya 250 kW, tetapi hingga saat ini telah mengalami dua kali peningkatan daya dan daya maksimum saat ini adalah 2000 kW. Tabel 1. Spesifikasi utama reaktor TRIGA-2000 No. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10.

Item Desain Jenis Daya termal Material Bahan bakar Pendingin Pengayaan uranium Kategori pendinginan Geometri bahan bakar Susunan bahan bakar Material kelongsong

Spesifikasi TRIGA MARK II (General Atomic) Reaktor kolam 2000 kW U-ZrH Air ringan 20% Alamiah Silinder Heksagonal Baja tahan karat

Gambar 1 memperlihatkan potongan vertikal reaktor. Karena salah satu tujuannya adalah untuk penelitian, maka pada reaktor ini terdapat berbagai fasilitas penelitian seperti fasilitas iradiasi di teras, beberapa tabung berkas neutron. Teras reaktor, yang berbentuk silinder, dikelilingi oleh reflektor grafit. Kedua komponen tersebut terendam dalam air di dalam tangki reaktor berbentuk silinder. Di luar tangki terdapat dinding beton tebal yang selain sebagai struktur penyangga tangki reaktor juga berfungsi sebagai perisai radiasi. Pada saat peningkatan daya menjadi 2000 kW, tinggi tangki aluminium ditambah sekitar 75 cm (lihat Gambar 1), penambahan ini sekaligus untuk meningkatkan fungsi perisai radiasi air pendingin.

101


Gambar 1. Potongan vertikal tangki reaktor TRIGA-2000 Teras reaktor tersusun dari bahan bakar, batang kendali dan elemen dummy yang tersusun dalam konfigurasi heksagonal seperti diperlihatkan pada Gambar 2. Di bagian atas dan bawah teras, terdapat lempeng kisi sebagai tempat dudukan elemen bahan bakar. Teras dikelilingi reflektor yang ditempatkan di atas tempat dudukan reflektor. Gambar 3 memperlihatkan diagram alir pendingin reaktor TRIGA-2000. Pendinginan teras oleh air dirancang secara sirkulasi alamiah. Air masuk ke tangki reaktor dengan ujung pipa masuk berada pada ketinggian kisi bahan bakar bagian bawah. Ketika daya meningkat, aliran air yang bertemperatur lebih rendah bergerak ke bawah, masuk ke teras reaktor dari bagian bawah teras, sedang yang bertemperatur lebih tinggi akan bergerak ke atas.

102


Gambar 2. Susunan teras TRIGA-2000 dan geometri bahan bakar

Gambar 3. Sketsa tiga dimensi sistem pendingin primer TRIGA-2000 Di bagian atas tangki, sekitar satu meter dari bibir tangki, terdapat pipa hisap yang akan mengalirkan air panas ke penukar panas tipe pelat. Aliran ini dilakukan oleh sebuah pompa sentrifugal. Satu buah pompa lagi digunakan sebagai cadangan. Air yang sudah didinginkan di penukar panas akan kembali ke tangki reaktor.

103


PEMODELAN Pemodelan sistem instalasi reaktor TRIGA-2000 hanya dilakukan untuk sistem primer, sedang sistem sekunder dimodelkan sebagai suatu sumber dingin tempat pembuangan panas akhir dari sistem primer dengan karakteristik yang ditentukan. Model sistem primer sendiri dapat dibedakan pada beberapa bagian, yaitu bagian tangki dan teras, bagian sistem perpipaan pendingin primer dan bagian penukar panas. Sistem pendinginan panas darurat dan sistem aliran air melalui difuser telah pula dimodelkan. Sedang, jalur pemurnian air belum diperhitungkan dalam model yang dikembangkan ini. Nodalisasi model TRIGA-2000 diperlihatkan pada Gambar 4. 805 810

042-10

041-9

042-9

040-8

041-8

042-8

040-7

041-7

042-7

040-6

041-6

042-6

040-5

041-5

042-5

040-4

041-4

042-4

040-3

041-3

042-3

040-2 040-1

041-2 041-1

042-2 042-1

J-121

J-412

J-401

310

155 600

J-177

15

170 J-161

J-171

J-153 -2

15 0

160-1

250-1 -2

-2

260-1

J-181 309

-1

190-2

250-2

-2

TMDPJ700 J-141

J-261 -3

2 617 J-179

J-154

-2

390-2

140-2

156

176-1

2-1

-6 -5 J-251 4 024240-3 240-2 240-1

J-174 172

190-1

J-164 -2

390-1

J-131 130-6

180-1

4 013 130-5

CORE

162-1

-8 -7

0 13

042-11

040-9

17 3-2

120-5 120-4

030

J-241

J-411

041-10

120-3 120-2 120-1

210-3

200-4

100-4

-2

J-231

041-11

1 0123 013 -3

140-1

020-1

200-1

050

J-422

040-10 J-111

J-221 210-2 210-1 220-1 220-2 220-3 220-4 220-5 220-6

020-2

J-101 110-1 110-2

J-063

J-059

051

210-4 J-211

230-1

065-10 065-9 065-8 065-7 065-6 065-5 065-4 065-3 065-2 065-1

061-10 061-9 061-8 061-7 061-6 061-5 061-4 061-3 061-2 061-1 J-501

200-2

811

069 J-510

200-3

800

100-2 200-5 100-1

J-081 070-2 070-1

J-060

040-11

100-3

15 1-1

080

391 J-191

300

Gambar 4. Nodalisasi model TRIGA-2000 Bagian tangki reaktor dapat dibedakan dalam model teras dan model air tangki reaktor. Dalam model ini, teras akan dibagi dalam tiga daerah, yaitu kanal panas, kanal rerata dan kanal dingin. Kanal panas mewakili satu kanal bahan bakar di ring terdalam, sedang kanal dingin mewakili daerah yang terisi oleh elemen dummy dan sisanya diwakili oleh model kanal rerata. Bahan bakar dimodelkan sebagai struktur sumber panas yang secara radial dibagi dalam tiga daerah, yaitu daerah bahan bakar, celah (berisi gas) dan kelongsong, sedang secara aksial dibagi dalam beberapa nodal dengan distribusi fluks berpola sinusoidal. Air tangki reaktor dibagi dalam beberapa bagian yang mewakili daerah aliran by-pass teras, bawah teras, chimney, daerah pencampuran di atas teras dan permukaan tangki. Baik di dalam teras maupun di tangki digunakan model cross-flow. Adanya beberapa volume di tangki reaktor, dimaksudkan untuk melihat variasi temperatur air sebagai fungsi ketinggian dari atas teras.

104


Untuk aliran di sisi primer, digunakan model pompa dengan nilai kecepatan 151,84 rad/s dan head pompa sebesar 15 m. Nilai ini merupakan optimasi perhitungan untuk memperoleh laju alir sebesar 50,5 kg/s. Sedang laju alir sisi sekunder ditetapkan sebesar 86,18 kg/s. PERHITUNGAN Dalam studi ini dilakukan satu perhitungan tunak dan perhitungan transien pada saat kejadian pompa pendingin reaktor trip. Perhitungan kondisi tunak dilakukan untuk daya nominal reaktor TRIGA-2000, yaitu 2000 kW. Untuk perhitungan ini, beberapa besaran operasi seperti laju pendingin primer dan sekunder serta temperatur air sekunder yang masuk ke penukar panas ditetapkan. Perhitungan acuan menggunakan nilai konduktivitas celah sebesar 0,95 W/mK. Nilai konduktivitas ini dapat menjadi variabel yang sensitivitasnya terhadap hasil perhitungan masih perlu dianalisis. Untuk kanal panas, rod power factor (daya bahan bakar terpanas dibanding daya rerata teras) yang digunakan untuk perhitungan adalah sebesar 1,9 (diambil nilai maksimum dalam LAK untuk alasan konservatisme) dan jumlah bahan bakar 102 elemen ditambah 5 batang kendali. Selain itu, dalam perhitungan ini kehilangan panas dari pemipaan ke udara maupun dari tangki ke dinding beton tangki reaktor tidak diperhitungkan (diangap adiabatis). Perhitungan kondisi transien dilakukan setelah memperoleh hasil perhitungan kondisi tunak yang dianggap dapat merepresentasikan kondisi operasi. Dalam perhitungan transien, diasumsikan karena sesuatu hal, pada saat t = 0 s, pompa sirkulasi pendingin primer kehilangan catu daya, sehingga pompa akan berhenti beroperasi mengakibatkan aliran dalam sistem pendingin primer terhenti. Sistem keselamatan yang dimodelkan adalah reaktor akan scram jika temperatur air keluar tangki mencapai 49°C dengan waktu tunda 0,5 detik. Selanjutnya dilakukan pula analisis untuk kejadian seperti di atas, tetapi diasumsikan sinyal scram dari temperatur pendingin tidak dapat memicu sistem scram yang ada. Pada dua skenario ini, diasumsikan bahwa sisi sekunder tetap beroperasi normal. HASIL DAN PEMBAHASAN Visualisasi 3D sistem yang dimodelkan Sebelum perhitungan dilaksanakan, program RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4 memberikan fasilitas pada pengguna untuk memeriksa kembali geometri sistem yang dimodelkan dalam bentuk grafis tiga dimensi (3D). Gambar 5 memperlihatkan luaran tampilan. Fasilitas ini juga memungkinkan pengguna mengikuti secara langsung nilainilai parameter pada nodes yang ada selama perhitungan berlangsung. Dengan cara ini, pengguna akan dapat menilai apakah perhitungan berjalan ke arah yang diinginkan.

105


Gambar 5. Tampilan tiga dimensi model TRIGA-2000 Perhitungan tunak Pencapaian kondisi tunak diketahui dari konvergensi hasil perhitungan yang dapat dilihat pula dari kurva beberapa parameter operasi. Gambar 6 memperlihatkan kurva daya termal, masing-masing yang dibangkitkan bahan bakar, baik di kanal panas maupun kanal rerata, dan yang dipindahkan ke sisi sekunder. 1.40E+07 daya kanal panas 1.20E+07 daya kanal rerata daya teras 1.00E+07

daya (watt)

daya ke sekunder 8.00E+06

6.00E+06

4.00E+06

2.00E+06

0.00E+00 0.0

500.0

1000.0

1500.0

2000.0

2500.0

3000.0

waktu (detik)

Gambar 6. Daya termal di teras dan yang dipindahkan ke sisi sekunder Daya teras adalah jumlah dari daya yang dibangkitkan dalam kanal panas dan daya dibangkitkan dalam kanal rerata. Terlihat bahwa kondisi tunak sudah dapat dicapai yang ditunjukkan dengan harga yang konstan. Perbedaan nilai antara daya teras dan daya yang dipindahkan ke sistem sekunder diakibatkan adanya pembangkitan panas akibat gesekan air dengan sudu pompa yang berputar. Hal ini juga terlihat dari kenaikan 106


temperatur air di sisi tekan pompa. Jika model pompa diganti dengan model time dependent junction, maka perbedaan tersebut tidak terlihat. Oleh karena itu, pemodelan pompa masih perlu disempurnakan dengan data teknis lebih lengkap seperti dikehendaki dalam input. Untuk perhitungan ini beberapa data masih mempergunakan nilai default. Namun demikian, secara keseluruhan tidak mempengaruhi hasil. Dalam perhitungan ini diperlukan langkah waktu hingga sekitar 3000 detik untuk mencapai kondisi tunak yang diinginkan. Gambar 7 memperlihatkan laju alir pendingin primer, berturut-turut laju alir primer total, laju alir yang melalui samping teras (bypass), laju alir di kanal panas, kanal rerata dan kanal dingin. Dari Gambar 9 tersebut juga telah terlihat konvergensi nilai laju alir. 6.00E+01

5.00E+01

laju alir (kg/s)

4.00E+01

3.00E+01

laju alir primer

laju alir bypass

laju alir kanal panas

laju alir kanal rerata

2.00E+01 laju alir kanal dingin

1.00E+01

0.00E+00 0.0

500.0

1000.0

1500.0

2000.0

2500.0

3000.0

waktu (detik)

Gambar 7. Laju alir pendingin primer di beberapa tempat Hasil-hasil perhitungan kondisi tunak untuk parameter penting yang lain diberikan pada Tabel 2. Pada Tabel 2 tersebut juga diberikan nilai parameter dari rancangan seperti yang termuat dalam LAK dan juga beberapa nilai hasil pengukuran yang tersedia. Untuk temperatur pendingin, perbandingan antara hasil perhitungan dengan pengukuran memperlihatkan perbedaan lebih kecil dari 2%, tetapi dengan nilai dalam LAK perbedaan mencapai sekitar 17%. Hal ini dapat terjadi karena nilai temperatur inlet dan perubahan temperatur sisi sekunder yang dipergunakan pada LAK berbeda, baik dengan pengukuran maupun dengan perhitungan. Nilai perhitungan ini lebih mendekati kondisi operasi yang dijadikan acuan perbandingan. Hasil perhitungan temperatur bahan bakar memperlihatkan kesesuaian yang baik dengan hasil pengukuran untuk temperatur di pusat bahan bakar, khususnya pada posisi setengah ketinggian bahan bakar. Pada posisi itu, perbedaan hanya sekitar 0,6%, sedang jika dibandingkan dengan nilai LAK, perbedaan mencapai sekitar 8%.

107


Tabel 2. Perbandingan hasil perhitungan dengan pengukuran dan LAK No.

Parameter

Pengukuran(1)

1.

46,96

2.

Temperatur air outlet tangki (°C) Temperatur air inlet tangki (°C)

RELAP/ SCDAPSIM/MOD3.4 47,18

37,32

37,73

32,2

3.

Kenaikan temperatur air (°C)

9,64

9,45

9,8

4.

Temperatur inlet HX, sisi sekunder (°C) Temperatur outlet HX, sisi sekunder (°C) Temperatur outlet teras (°C) - Kanal panas

31,40

31,15(2)

29

37,60

37,44

37

0,43 (u)

80,83 92,65(3) 78,39

79,61 98,94(3) 79,61

1,53 6,35 1,53

612,3(4)

616,22

569,7

551,7(4) 540,4(4)

609,94 604,23 400,15

0,64 (u) 8,16 (l) 10,56 11,81

143,02 135,45

134,7

6,18

135,22 128,69 9,61×105

131,3 128,8 9,55×105

2,98 0,08 0,63

50,5 0,10 10,82 0,76 3,3

0,12 9,6 0,8

0,00 16,67 12,7 5,0

5. 6.

7.

8. 9.

10.

11. 12.

13. 14.

(1)

- Kanal rerata Temperatur pusat bahan bakar maksimum (°C) - FT-1 (di tengah) - FT-2 (1” di atas FT-1) - FT-3 (1” di bawah FT-1) Temperatur pusat bahan bakar, kanal rerata (°C) Temperatur permukaan dalam kelongsong maksimum (°C) - Kanal panas - Kanal rerata Temperatur permukaan luar kelongsong maksimum (°C) - Kanal panas - Kanal rerata Fluks panas maksimum (W/m2) Laju alir pendingin (kg/s) - total - ke kanal panas - ke kanal rerata - fraksi aliran by-pass Fraksi uap maksimum di teras (%) Tekanan di sistem primer (bar) - sisi hisap pompa - sisi tekan pompa Pressure drop total

50,5

0,58 1,6 1,02

1,14 2,81 1,67

LAK

Beda (%)

42

0,47 (u) 12,3 (l) 1,10 (u) 17,17 (l) 1,97 (u) 3,57 (l)

63,72

pengukuran tanggal 4 Juni 2002; (2) ditetapkan; (3) maksimum; (4) rerata; (u) ukur; (l) LAK

Perbedaan lebih besar ditunjukkan untuk temperatur bahan bakar pada posisi 1 inci di atas dan di bawah titik tengah tersebut yang mencapai sekitar 12%. Perbedaan besar ini dapat disebabkan oleh perbedaan input distribusi aksial panas dalam batang bahan bakar. Oleh karena itu, pengukuran distribusi daya aksial pada kanal panas perlu dilakukan. 108


Di sisi lain, prediksi perhitungan untuk temperatur kelongsong juga memperlihatkan kesesuaian yang baik dengan nilai LAK, sedang perbandingan dengan pengukuran tidak dapat dilakukan karena tidak tersedia data. Perbedaan yang relatif lebih besar dengan nilai dalam LAK dapat terjadi karena beberapa kondisi aktual telah mengalami perubahan dari asumsi perhitungan dalam tahap desain. Perhitungan juga memberikan hasil prediksi fraksi uap maksimum di kanal panas sebesar 3,3%. Perlu dicatat bahwa penelitian lain[4] mengindikasikan bahwa korelasi perpindahan panas untuk subcooled boiling pada versi RELAP5 cenderung memberikan nilai yang lebih rendah dari hasil pengukuran. Sehingga, kemungkinan prediksi dalam studi ini juga lebih rendah dari pengukuran di lapangan. Berbeda dengan hasil perhitungan termal, hasil perhitungan hidraulik jika dibandingkan dengan nilai LAK atau hasil pengukuran, pada umumnya memperlihatkan perbedaan lebih besar. Untuk perhitungan laju alir pendingin di dalam teras, estimasi koefisien kerugian tekanan karena friksi dan/atau geometri dan model aliran silang masih perlu divalidasi dengan data pengukuran, meski dalam hal ini agak sulit melakukan pengukuran laju alir di dalam teras. Adanya kemungkinan aliran silang di antara kanal juga menjadi faktor ketidaktentuan. Dalam studi ini, faktor koefisien kerugian tekanan karena friksi dan/atau geometri untuk aliran dalam tangki menjadi variabel yang diatur (adjusted) untuk memperoleh hasil perhitungan parameter termohidraulik yang baik. Sedangkan, perbedaan paling besar yang terjadi untuk prediksi tekanan di sisi primer, khususnya di pompa, memperlihatkan masih perlunya perbaikan dalam pemodelan pompa. Dengan model yang dikembangkan dalam penelitian ini, juga dapat diperoleh hasil hitungan yang memperlihatkan adanya gradien temperatur di dalam air tangki reaktor. Seperti diperlihatkan pada Gambar 8, secara aksial, model membedakan dua daerah, yaitu daerah tengah yang merupakan daerah di atas chminey dan daerah pinggir yang merupakan air di sekeliling daerah tengah tersebut. Hasil perhitungan memperlihatkan gradien temperatur tampak lebih nyata di bagian tengah yang lebih panas dari pada daerah pinggir. Namun, akibat pencampuran air di antara kedua daerah tersebut, temperatur keduanya menjadi sama di bagian atas tangki. Kecuraman perubahan temperatur seperti tampak pada Gambar 8 adalah akibat dari nodalisasi yang masih kasar (pembagian daerah hanya 2 secara radial dan 10 secara aksial).

109


1.2

1 tengah

ketinggian relatif, x/L

pinggir 0.8

0.6 x/L = 1 0.4

pingir pusat chimney

x/L = 0

teras 0.2

0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

temperatur (oC)

Gambar 8. Distribusi temperatur air di tangki reaktor Perhitungan Kondisi Transien Pompa trip Salah satu hasil perhitungan yang penting adalah dapat ditunjukkan adanya sirkulasi pendingin secara alamiah di dalam tangki reaktor. Gambar 9 memperlihatkan bahwa, jika saat operasi tunak, ada aliran pendingin dari daerah bypass (celah antara teras dengan tangki) yang bergerak ke atas, maka pada beberapa saat setelah pompa trip, aliran berbalik ke arah bawah. Sirkulasi alamiah ini dapat terjadi karena air panas yang ada di teras bergerak ke atas, melalui chimney dan kemudian bercampur dengan air yang lebih dingin. Sementara itu air dingin akan bergerak ke bawah melalui celah bypass dan masuk ke teras reaktor dari bagian bawah. Dari sisi temperatur bahan bakar, dalam skenario transien ini, setelah temperatur pendingin keluar tangki reaktor mencapai 49°C pada detik ke 108 dan 0,5 detik kemudian reaktor scram, maka temperatur bahan bakar turun karena hanya tinggal panas peluruhan, hingga akhirnya mencapai nilai konstan sekitar 60°C berkat pendinginan dengan sirkulasi alamiah yang terbentuk seperti ditunjukkan pada lihat Gambar 10.

110


60.0

50.0

laju alir (kg/detik)

40.0

aliran masuk

aliran ke bypass

aliran ke kanal panas

aliran ke kanal rerata

aliran ke kanal dingin

aliran dari bypass

aliran dari chimney

aliran keluar

30.0

20.0

10.0

0.0

-10.0

-20.0 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

waktu (detik)

Gambar 9. Aliran pendingin dalam tangki reaktor 1.00E+03

2.00E+06

9.00E+02

1.80E+06

8.00E+02

1.60E+06 kelongsong

air pendingin

daya reaktor

7.00E+02

1.40E+06

6.00E+02

1.20E+06

5.00E+02

1.00E+06

4.00E+02

8.00E+05

3.00E+02

6.00E+05

2.00E+02

4.00E+05

1.00E+02

2.00E+05

0.00E+00 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

daya reaktor (watt)

temperatur (K)

sumbu bahan bakar

0.00E+00 7000

waktu (detik)

Gambar 10. Temperatur maksimum bahan bakar, kelongsong, air dan daya reaktor Pompa Trip Tanpa Scram Untuk mengetahui karakteristik keselamatan bahan bakar, dicoba disimulasikan kondisi transien berupa pompa trip tetapi diasumsikan sistem scram tidak berfungsi. Kejadian ini dapat dikategorikan Anticipated Transient Without Scram (ATWS). Terlihat dari Gambar 11, bahwa segera setelah pompa terhenti, daya reaktor meningkat hingga sekitar 2100 kW, tetapi kemudian menurun hingga akhir perhitungan. Perubahan daya reaktor tersebut diikuti oleh perubahan temperatur bahan bakar. Pada jangka waktu 111


yang lama, daya reaktor cenderung konstan pada nilai sekitar 20 kW. Hal ini memperlihatkan bahwa kombinasi reaktivitas umpan balik moderator dan bahan bakar yang bernilai negatif dapat menghalangi terjadinya ekskursi daya. Meskipun demikian, nilai reaktivitas umpan balik yang dipergunakan dalam perhitungan ini perlu diverifikasi kembali untuk kondisi fraksi bakar yang sesuai. 1000.00

2.50E+06

900.00 800.00

2.00E+06 sumbu bahan bakar

kelongsong

pendingin

daya reaktor

600.00

1.50E+06

500.00 400.00

1.00E+06

daya reaktor (watt)

temperatur (K)

700.00

300.00 200.00

5.00E+05

100.00 0.00

0.00E+00 0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

waktu (detik)

Gambar 11. Temperatur maksimum bahan bakar, kelongsong, air dan daya reaktor KESIMPULAN Program perhitungan RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4 telah diaplikasikan untuk analisis termohidraulik reaktor riset TRIGA-2000. Hasil perbandingan perhitungan kondisi tunak dengan hasil pengukuran dan data teknis dalam LAK memperlihatkan kesesuaian yang baik. Perbedaan yang ada dimungkinkan karena model yang belum sempurna, keterbatasan data untuk input, misalkan untuk pompa, maupun ketidaktersediaan data pengukuran yang akurat. Perhitungan transien untuk kasus pompa pendingin reaktor trip telah memberikan hasil yang baik dari aspek gambaran fenomena fisis yang terjadi. Saat pompa trip, fenomena sirkulasi alamiah dapat terbukti dalam perhitungan ini. Ketika setelah pompa trip diasumsikan sinyal scram tidak berfungsi, maka hasil perhitungan memperlihatkan adanya efek reaktivitas umpan balik negatif yang mengakibatkan daya reaktor akan kembali turun dan temperatur bahan bakar menurun pula. UCAPAN TERIMA KASIH Kegiatan ini merupakan bagian kerja sama dengan ISS dalam program SDTP tahun 2005. Terimakasih kami sampaikan pada Dr. Chris Allison dari ISS yang telah memberikan kesempatan menggunakan RELAP/SCDAPSIM ini Ucapan terimakasih juga tertuju pada Dr. Hadid Subki dan Efrizon Umar, MT yang telah memberikan data dan bantuan dalam penyusunan input deck. 112


DAFTAR PUSTAKA 1. SCDAP/RELAP5 Development Team, ”SCDAP/RELAP5/MOD3.2 Code Manual, Volume I: SCDAP/RELAP5 Interface Theory”, NUREG/CR-6150, INEL-96/0422, Revision 1, 1997. 2. HARI S. et al., “Analysis of Transient Events without Scram in Research Reactor using the RELAP5/Mod3.2 Computer Code”, Nuclear Technology, 130(3), pp. 296309, June, 2000. 3. A.R. ANTARIKSAWAN et al.,”Validation of RELAP/SCDAPSIM/MOD3.4 for Research Reactor Applications”, ICONE-13, Beijing, China, May 16-20, 2005. 4. HARI S. et al., ”Simulation of a Subcooled Boiling Experiment using RELAP5/MOD3.2 Computer Code”, Proc. ASME, NED, vol. 22, p. 45, 1998.

113

MOD3.4. A. R. Antariksawan *)

Recommend Documents