Scminar Tahunan Pcngawasan Pcmanfaatan Tcnaga Nuklir - Jakarta, 1J Dcscmhcr 2003 ISSN 1693 - 7902

EV ALUASI MOMEN INERSIA POMPA PENDINGIN UTAMA DESAINREAKTOR AP600 TERHADAP MDNBR DI DALAM TERAS

PADA KONDISI LOFA

Sudarmono

Pusat Pengembangan Sistem Reaktor Maju (P2SRM) - BAT AN

ABSTRAKEVALUASI MOMEN INERSIA POMPA PENDINGIN UTAMA DESAINREAKTOR AP600 TERHADAP MDNBR DI DALAM TERAS PADA KONDISI

LOFA. Evaluasi momen inersia rotor pompa pendingin utama terhadap minimum rasioakhir pendidihan inti (DNBR) merupakan hal yang sangat penting. Sebab berkurangnyanilai momen inersia rotor pompa pendingin utama menyebabkan laju aliran massapendingin utama berkurang dengan sangat cepat pada kondisi LOFA. Akibatnyakoefisien perpindahan panas antara kelongsong bahan bakar dan pendingin jugabekurang dengan sangat cepat sehingga dapat menyebabkan terjadinya akhirpendidikan inti di teras setcrusnya suhu bahan bakar dan kelongsong akan bertambahbesar dan tak terkendali. Metode evaluasi menggunakar1 program COBRA-IV -I yangdikopel dengan korelasi EPRI-Columbia. Hal tersebut dilakukan dengan cara membagiteras menjadi V4 bagian yang simetris. Bagian tersebut masih dibagi lagi dalam 50 kanaldan 40 nodal secaJ'a aksial. Laju aliI' dan daya transien ditentukan dari perhitunganprogram RETRAN-02. I-Iasil perhitungan momen inersia yang diperoleh yaitu sebesar208 kg m2 yang- di dasarkan pada besarnya minimum rasio akhir pendidihan inti yangtet:jadi yaitu sebesar 1,3. Bila dibandingkan dengan data desain yaitu sebesar 42,14 kgm2 terdapat perbedaan yang signifikan. Evaluasi hasil yang diperoleh menunjukkanbahwa nilai momen inersia disain PWR perlu diperbesar sampai dengan 208 Kg m2•

Kata Kunci : Evaluation, Momen inersia, MDNBR, AP600.

ABSTRACT

EVALUATION OF MOMEN INERTIA PRIMARY PUMP(AP ~OO REACTORDESIGN VERSUS MDNBR AT CORE OF THE LOFA \CONDITION. It is

potentially one of limiting design constraints of the AP-600 reactor6e"'cause the coolantflow rate reduces very rapidly under LOFA condition due to the low inertia of canned­motor pump compared to the conventional circulation pumps. If a loss of flow accidentoccurs, the mass flow will decreases rapidly and by this the heat transfer coefficientcladding-coolant reduces As a consequence, the MDNBR will reduce, fuel andcladding temperature also will increase. In this methods, the whole core wasrepresented by the V4 sector and divided into 50 sub channels and 40 axial ·nodes. In theevaluation, momen inertia of pump analyses for AP-600 reactor were performed withCOBRA-IV-I sub channel code. As the DNB correlation, EPRI-Columbia Correlationwas selected for base case. The flow and power transients under pump trip accidentwere determined from RETRAN-02 calculations. The results above compared with thedesign data are 42,1 Kg M2 and 208 Kg M2 respectively. The evaluation results showthat AP~600 reactor required the inertia more than 42,1 Kg M2 that is 208 Kg M2.

Keywords: Evaluation, Momen inertia, MDNBR, AP600.

396

Scminar Tahunan I'cngawasan I'cmantimtan Tcnaga Nuklir • Jakarta. II Dcscmbcr 2003

PENDAHULUAN

ISSN 1693 - 7902

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 yang bertujuan untuk mengurangi faktor kegagalan, baik kesalahan

tindakan 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

Seminar Tahunan f'cngawasan f'cmanfaat<1I1Tenaga Nuklir • Jakarta, II Dcsember 2003 ISSN 1693 - 7902

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 roddrive mechanism

I

Gambar 1. Bejana tekan reaktor

398

Seminar Tahunan Pengawasan Pemanfaatan Tcnaga Nuklir - Jakarta, II Descmbcr 2003

Bejanll reaktor

ISSN 1693 - 7902

Perangkat clemenbakar,145

Gambar 2. Perangkat clemen bakar dan konfigurasi teras

Konfigurasi perangkat elemen bakar term asuk control rod thimbles dan an

instrumentation 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

Seminar Tahllnan Pcngawasan Pcmanfaatan Tenaga Nllklir - Jakarta, 11 Descmbcr 2003

DESKRIPSI PAKET PROGRAM COBRA-IV-I

ISSN 1693 - 7902

raket program COBRA-lV-I adalah paket program tiga dimensi yang merupakan

suatu pengembangan dari COBRA-III-c. Paket program ini dapat digunakan untuk

analisis subkana I yang menghitung 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 COBRA-IV-I yang

dikopel dengan korelasi fluks panas kritis EPRI-Columbia(5) 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 hot channel factor sebesar 1,03, nuclear uncertainty

factor 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

ScminarTahllnanI'cngawasanI'cmanlilatanTcnagaNlIklir-Jakarta.11Ikscmbcr21111,1ISSN 1(,1).1 7')(12

pendingin utama telah ditentukan dari perhitungan program RETRAN-02/MOD3 oleh

Araya,F., et al(6)

Besarnya akhir pendidihan inti ditentukan dengan simulasi pada perangkat

bahan bakar terpanas dengan menggunakan korelasi fluks panas kritis EPRI-Columbia,

yaitu :

q 0 =

dengan :

( A - X .. )1111

(C F C ( Xg 111111 +X iill )

q 1

A

C

G

PI'

= PIP rP2G(1'S+P7Pr).,= P3PrP4G(1'6+PS Pr},,= Fluks panas kritis (l06Btu/h. ft2);

= Fluks panas lokal (l06Btu/h. ft2);

= kwalitas masukan; XI = kwalitas lokal

= Kecepatan masa (l06Ib/h.ft2);

= reduksi tekanan (P /Pkritis)

P1-PS = konstanta;

PI = 0,5328;

P2 = 0,1212;

P3 = 1,6151; P4 =1,4066; Ps =-0,3040;

P6 = 0,4843; P7 =-0,3285; Ps =-2,0749;

Fg = Grid spacer factor = 1,3 - 0,3 Cg.

Cg = Grid spacer loss coefficient

Cnuu = Non-uniform heat flux factor

= 1 + (yQ+

1 )

G )

y

y=

= Axial heat flux profil parameter

Average cluster heat flux to Z

Local cluster radial - Average heat flux at Z

·I() I

Seminar Tahllnan Pengawasan Pemanfaatan Tcnaga NlIklir - Jakana, II Dcsember 2003

Asumsi yang dipergunakan dalam perhitungan adalah sebagai berikut :

a. Fluks massa 0,20 sampai dengan 4, I M. Lbs/hr-ft2.

b. Tekanan sebesar 200 sampai 2450 psia.

c. Kwalitas uap lokal -0,25 sampai dengan 0,75.

d. Kwalitas masukan sebesar -1.10 sampai dengan 0,0.

e. Panjang hidrolik sebesar 30 sampai dengan 168 inchi.

f. Diameter hidrolik sebesar 0,35 sampai dengan 0,55 inchi.

g. Diameter bahan bakar sebesar 0,38 sampai dengan 0,63 inchi.

TAT A KERJA

ISSN 1693 - 7902

1). Membuat pemodelan nodal subkanal dengan membagi teras menjadi 1/4 bagian

yang simetris dan membagi 1/4 bagian teras terse but menjadi 50 subkanal serta

membagi 50 subkanal terse but menjadi 40 nodal secara aksial seperti pada

Gambar 3a dan 3b serta Gambar 4.2). Pusat Teras

Elemen bakar teras

14

. 1312II109

0,9

IJ70,720,540,540,8021

201918171615

0,721,411,180,650,630,641,40

28

272625242322

o,n1,181,171,170,830,751,35

35

3433323130290.54

0.651,17],371,270,891,1041

4039383736

0,54

0.630,831,270,911,1746

454443420.60

0.640.750.891,1750

4948471;4 bagian teras1,60

1,401,351,10

Jumlah subkanal clan clistribusi faktor claya radial.Gamhar 3a. Skematik nodal modcll/4 teras dan faktor radial

402

Scminar Tahllnan Pcngawasan Pcmanfaalan Tcnaga NlIklir - Jakarta. II Dcscmbcr 200.\

1;2 Pcrangkat bahan bakar tcrpanas.

Pusat teras.

00000000000800000000000000000000000000000000000000

Batang bahan bakar. Faktor daya radial

ISSN 1(,93 .. 7902

•(])

Subkanal 1 sid 8

2,097

1,922

1,748

o 1,537

o Tabung pengarah batang kendali

@ TabLing pengarah detector.

Gambar 3b. Skematik nodel radial dan faktor puncak radial

403

SCII1IIIar Tahlillall I'clIgall'asan I'cmanfaatan Tcnaga NlIklir - Jakarta, II Dcscmocr 2003

Ketinggian spacer grid (m)

Jumlah 110da3,66

3,2025

32,745

2,2875

ISSN 1693 - 7902

1,830

1,3725

0,915

0.'1575

o 110dal aksial

40 nodal

2

1,83

o 0,5 1,0

Faktor puncak daya

1,5

1.29

Gambar 4. Nodal aksial, lokasi grid spacer, distribusi daya aksial

3). Menentukan distribusi daya radial secara neutronik pada 50 sub kanal terse but

yang harganya dapat dilihat pada Gambar 3a dan 3b, serta menentukan harga

faktor punc~lk daya radial yang diperoleh berdasarkan perhitungan neutronik yaitu

dengan nilai faktor puncak daya radial akibat efek batang kendali jatuh yaitu

sebesar 1,616. enginering hol channel facIoI' sebesar 1,03, nuclear uncerlainlly

facIoI' sebesar 1,05 dan faktor puncak daya radial rerata batang bahan bakar

terpanas yaitu sebesar 1,2 sehingga didapat hasil faktor puncak daya radial dalam

batang bahan bakar terpanas F(r) yaitu sebesar 2,097 dan menentukan distribusi

daya aksial secara neutronik yang hasilnya seperti ditunjukkan pada Gambar 4,

serta bcsarnya t~lktor puncak daya aksial yaitu scbesar 1,29.

4). Menentukan parameter-parameter geometri, antara lain:

a). Panjang kanal pendingin yaitu sebesar 3,66 meter.

b). LlIas tam pang lintang aliran untllk semua kanal pendingin di Iypical cell

atau bagian kanal yang dikelilingi oleh healer rods termasuk hol rod,

Ihill/hle cell atau bagian kanal yang dikelilingi oleh sebuah batang kendali

dan 3 healer rods, side cell (bagian kanal'yang dikelilingi oleh heater rods)

dan perangkat elemen bakar masing-masing sebesar 0,1362 in2, 0,1184 in2,

0,1184 in2 dan 37,58 ill.

404

SeminarTahunanPengawasanPemanfaatanTenagaNuklir-Jakarta,II Descmber2003 ISSN1693- 7902

c). Perimeter kering untuk setiap kanal, di typical cell, thimble cell, side cell

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 batang

bahan bakar adalah masing-masing sebesar 0,093 in, 0,122 in dan 0,0315.

5). Menentukan koefisien campuran turbulen.

Berdasarkan sensitivitas studi oleh Reddy dan Fighetti (7), Koefisien campuran

turbulen yang merupakan perbandingan antara fluktuasi tampang lintang per

satuang panjang dengan perkalian lebar kanal dan kecepatan rerata aliran masa

pendingin. Hal ini pengaruhnya dominan pada efek kondisi aliran lokal. Oalam

perhitungan ini digunakan koefisien sebesar 0,038 adalah sarna seperti yang

digunakan pada analisis keselamatan reaktor daya Takahama 3 dan 4 plant (9)

6). Menentukan konduktivitas termal bahan bakar.

Harga konduktivitas termal diperoleh dengan formulasi sebagai berikut (8) :

KU02 (T) = KU02 (To) {1+C1(T-To)+C2(T-To)2+C3(T-To)3

Oimana :

K U02 (To) adalah konduktivitas termal bahan bakar pada suhu 1898 of, yaitu

sebesar 2,89 Btu/hr.ft.oF dan C 1, C2 dan C3 adalah konstanta yang besarnya

masing-masing adalah -3,7379X10-4; 2,3302X10-7, -2,9043X10-11•

7). Menentukan koefisien perpindahan panas gap antara bahan bakar dan kelongsong

(hgap).

Harga koefisien perpindahan panas gap antara bahan bakar dan kelongsong

diperoleh dari model TRAC-PFI (8) dengan menggunakan formulasi se15agai

berikut :

hgap = hgas + hkontak+ hrad

dimana koefisien perpindahan panas gas, koefisien perpindahan panas kontak

(contact) dan koefisien perpindahan panas radiasi adalah masing-masing sebesar

405

Seminar Tahunan Pengawasan Pcmanfaatan Tenaga Nuklir - Jakarta, 11 Desember 2003 ISSN 1693 - 7902

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 seperti

ditunjukan pada Tabel 1. Korelasi EPRI void (9). dan korelasi CHF EPRI­

Columbia (10) telah di implementasikan pada original program COBRA IV-I (4)

Tabell. Korelasi thermohidrolik yang di gunakan di dalam program COBRAIV-I

model subcool void Levymodel bulk void

EPRIkoe{isien rod[riction

Blasius,korelasi perpindahan panas

RELAP-4 packaf?eCross flow axial velocity

(Uei) + U(i)/2koe{isien spacer loss

1,0Cross flow resistance

0,5faktor momentum turbulen

0,0CHF c'orrelation

EPRI-Columbia

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

S~l11illarTahullau 1'~lIgawasi1l11'~l11alll;lalallT~lIaga Nuklir - Jakarta, II l)~s~l11h~r2()())

200

tangki

JI53

j 143

ISSN 1(,9) -- 79()2

JI60L-­JI61

'162

Pcngatur tckallan

Bejana tekan reaktor

159 11111-I111D= Kendali

volume- Heat slab (27 slabs

(--= Junction (71 June.)

[]= Panas

sisa

Gambar 5. Pemodelan sistcm pendingin utama, data masukan programRETRAN 02.

407

Scminar Tahllnan I'cngall'asan I'clllanfaalan Tcnaga NlIklir - Jakarta, 11 Dcscmbcr 2003 ISSN 1693 - 7902

0,9

0,80.7 .I/)

0,6

rg .~ra0,5 .

E•..0 0,4z

0,30,20,10

0

0,5

Laju alir

1,5 2

Waktu (detik)

2,5 3 3.5 4

Gambar 6a. HasH normalisasi laju alir dan daya tcrhadap waktu untuk kondisimomcn incrsia 208 kg m2•

0.9

0,80.7Vi

0.61\1 ~ 0,51\1

E00,4Z0.3

0.20,100

0,5

1.5 2

Waktu (detik)

2.5 3 3.5 4

Gambar.6b. HasH normalisasi laju alir dan daya tcrhadap waktu untuk kondisimomcn incrsia 42,1 kg m2

40~

Seminar Tahunan Pengawasan Pemanfaatan Tenaga Nuklir - Jakarta, II Desember 2003

HASIL DAN PEMBAHASAN

ISSN 1693 - 7902

Hasil evaluasi momen inersia pompa pendingin utama AP600 pada LOF A dengan

nilai 42,1 kg m2 dan 208 kg m2 terhadap MDNBR selama pompa skrem seperti

ditunjukkan pada Gambar 7a dan Gambar 7b.

4·

3·

a:::ccz 2CI~

o

o 0.5 1 1.5 2 2.5

Waktu (detik)

3 3.5 4 4.5

Gambar 7a. HasH Momen inersia 42,1 kg m2, untuk MDNBR terhadap waktu

Di typical cellKetinggian = 379 mmMDNBR= 1,7Waktu = 4 detik

4

3.5

3

a::: 2.5ccz 2CI~ 1.5

1

0.5

o

o 1 2 3

Waktu (detik)

4 5

Gambar 7b. HasH Momen inersia 208 kg m2, untuk MDNBR terhadap waktu

409

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 LOFA 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 Advanced Passive 600 plant,

Nuclear Safety, Vol. 33, No.1, 1992;

2. 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 dan 4

nuclear power plants" (1978);

4. 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 Tenaga Nuklir - Jakarta, II Desember 2003 ISSN 1693 - 7902

7. 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