## DESAIN DAN ANALISIS SISTEM PEMBUANGAN PANAS RESIDU PASIF PADA MOLTEN SALT REACTOR EXPERIMENT (MSRE) 10 MW
Siti Nurhasanah UIN Sunan Gunung Djati Bandung, Indonesia Email:  sitinurhasanah@uinsgd.ac.id

## ABSTRACT
As one of the Generation IV reactors, the Molten Salt Reactor (MSR) has the advantage of meeting safety requirements. To enhance the inherent safety, it is necessary to develop a conceptual design of a passive residual heat removal system for the 10  MW Molten Salt Reactor  Experiment  (MSRE)  designed  by  Oak  Ridge  National  Laboratory  (ORNL).  The principle, main components and design parameters of the system were discussed, and the thermalhydraulic behaviours, such as natural circulation and heat removal capability, were numerically analysed in C++ code, especially for the bayonet cooling thimble. The results show that this system can effectively remove the decay heat in the molten salt in MSRE and has  a  heat  removal  rate  close  to  the  decay  heat  generation  rate,  thus  causing  the temperature of the molten salt to decrease stably. The width of the gas gap in the bayonet cooling  thimble  has  little  effect  on  the  heat  exchange  or  natural  circulation  inside  the thimble, while the width of the vapour riser, although it has little effect on the heat transfer of the system, greatly affects the natural circulation. With the vapour riser width increasing from 3.6 to 5.1 mm, the mass flow rate increases from 1.9 kg/s to 4.79 kg/s. Finally, three operational schemes are proposed for the passive residual heat dissipation system, among which  reducing  the  thimble  cooling  thimble  to  three  quarters  results  in  comprehensive performance.
Keywords: Residual heat, passive safety, molten salt reactor experiment, bayonet cooling thimble, C++

## ABSTRAK
Sebagai salah satu reaktor Generasi IV, Molten Salt Reactor (MSR) memiliki keunggulan dalam memenuhi persyaratan keselamatan. Untuk meningkatkan keamanan yang melekat, diperlukan pengembangan desain konseptual dari sistem pembuangan panas residual pasif untuk Molten Salt Reactor Experiment (MSRE) 10 MW yang dirancang oleh Oak  Ridge National  Laboratory  (ORNL).  Prinsip,  komponen  utama  dan  parameter  desain  sistem menjadi salah satu pembahasan, dan perilaku termalhidraulik, seperti sirkulasi alami dan kemampuan penghilangan panas, dianalisis secara numerik dalam kode C ++, terutama untuk  bidal  pendingin  bayonet.  Hasilnya  menunjukkan  bahwa  sistem  ini  dapat  secara efektif  menghilangkan  panas  peluruhan  dalam  garam  cair  dalam  MSRE  dan  memiliki tingkat penghilangan panas yang mendekati laju pembangkitan panas peluruhan, sehingga menyebabkan suhu garam cair menurun secara stabil. Lebar celah gas di bidal pendingin bayonet tidak banyak berpengaruh pada pertukaran  panas atau sirkulasi alami di dalam bidal, sementara lebar penambah uap, meskipun sedikit pengaruhnya pada perpindahan panas  sistem,  sangat  mempengaruhi  sirkulasi  alami.  Dengan  lebar  penambah  uap meningkat dari 3,6 menjadi 5,1 mm, laju aliran massa meningkat dari 1,9 kg/dtk menjadi 4,79 kg/dtk. Akhirnya, tiga skema operasional diusulkan untuk sistem pembuangan panas residu  pasif,  di  antaranya  dengan  mengurangi  bidal  pendinginan  bidal  menjadi  tiga perempat menghasilkan kinerja yang komprehensif.
Kata  Kunci:  panas  residu,  keselamatan  pasif,  molten  salt  reactor  experiment,  bidal pendingin bayonet, C++

## PENDAHULUAN
Sebagai  satu-satunya  reaktor  bahan  bakar  cair  di  antara  enam kandidat dari Proyek reaktor nuklir canggih generasi IV, garam cair reaktor (MSR)  pada  awalnya  diusulkan  oleh  Oak  Ridge  National  Laboratory (ORNL)  untuk  percobaan  reaktor  pesawat  terbang  (ARE)  dan  percobaan reaktor garam cair (MSRE). Kedua proyek ini membentuk teknologi dasar untuk  MSR  dan  menunjukkan  keunggulan  utama  MSR,  termasuk  faktor produksi neutron yang baik, keamanan bawaan dan pengisian bahan bakar online, pemrosesan, dan pemindahan produk pemisah (Holcomb & Cetiner, 2010;  LeBlanc,  2010;  Robertson,  1965).  Mengikuti  proyek-proyek  ini, banyak  penelitian  dilakukan  oleh  ORNL  berdasarkan  pengalaman  positif MSRE, dan beberapa konsep untuk MSR diusulkan untuk produksi energi nuklir skala besar.
Keselamatan  harus  menjadi  faktor  pertama  yang  dipertimbangkan ketika  merancang  reaktor  atau  sistem.  Di  antara  semua  masalah  yang terkait  dengan  keselamatan,  kuncinya  adalah  untuk  memastikan  bahwa panas  residu  dihilangkan  secara  efisien  (Iwamura,  Murao,  Araya,  & Okumura, 1995). Sebagai salah satu reaktor Generasi IV, MSR seharusnya memiliki  lebih  banyak  karakteristik  pasif  demi  meningkatkan  keamanan bawaannya,  terutama  untuk  sistem  pembuangan  panas  residualnya. Kecelakaan  pembangkit  listrik  tenaga  nuklir  Fukushima  Daiichi menunjukkan  bahwa  jika  terjadi  pemadaman  stasiun  (SBO)  yang dikombinasikan  dengan  kegagalan  generator  diesel  darurat,  sisa  panas dalam  teras  reaktor  tidak  dapat  dihilangkan  secara  efektif,  sehingga kemungkinan  mengarah  ke  serangkaian  masalah  serius  lainnya,  seperti pencairan inti reaktor dan kebocoran gas radioaktif. Oleh karena itu, sistem pembuangan  panas  residu  pasif  harus  dipertimbangkan  dalam  desain pembangkit listrik tenaga nuklir (Wang, Qiu, Tian, Su, & Zhang, 2013).
Gambar.1  menunjukkan  skema  dari  sistem  pembuangan  panas residual untuk MSRE yang dikembangkan oleh ORNL (Beall, Haubenreich,
Lindauer,  &  Tallackson,  1965)  di  mana  sistem  pembuangan  panas peluruhan digerakkan oleh pompa elektrik, teknik yang konsisten dengan pembangkit  listrik  tenaga  nuklir  Fukushima  Daiichi.  Menurut  desain  ini, terbukti  bahwa  sistem  akan  berhenti  bekerja  setelah  pompa  kehilangan daya.
Gambar  1. Diagram skema dari sistem pembuangan panas residu Saat ini, konsep keselamatan pasif semakin banyak digunakan dalam desain  pembangkit  listrik  reaktor  untuk  meningkatkan  keselamatan  dan penyederhanaan  desain  sistem.  Konsep  keamanan  pasif  diusulkan  untuk meningkatkan keamanan dan keandalan pembangkit listrik tenaga nuklir (PLTN) pada tahun 1980-an. Prinsip kerja sistem keselamatan pasif adalah untuk  menggabungkan  dan  menggunakan  langkah-langkah  keamanan pasif, seperti gravitasi atau sirkulasi alami yang disebabkan oleh perbedaan densitas berdasarkan teknologi PWR yang ada untuk memastikan integritas reaktor  (Juhn,  Kupitz,  Cleveland,  Cho,  &  Lyon,  2000;  Schulz,  2006).  Ini tidak  hanya  menyederhanakan  peralatan  keselamatan  teknik  tetapi  juga mengurangi kemungkinan kerusakan bagian sistem, sehingga
meningkatkan  keselamatan  yang  melekat  pada  pembangkit  listrik  tenaga nuklir.  Dengan  demikian,  sistem  keselamatan  pasif  telah  diadopsi  secara luas oleh reaktor nuklir generasi ketiga, seperti AP1000 (Wang et al., 2012; Zhang, Qiu, Su, & Tian, 2011).
Sebuah reaktor garam cair berbasis thorium, Thorium Molten Salt Reactor (TMSR) merupakan salah satu perkembangan baru-baru ini dari Program  Penelitian  Prioritas  Strategis  dari  Chinese  Academy  of  Sciences (CAS). Dengan tujuan untuk meneliti dan mengembangkan energi fisi dari generasi keempat, tujuan proyek TMSR adalah membangun reaktor garam cair  berbasis  thorium  dengan  daya  2  MW  dan  meningkatkan  kapasitas teknik  yang  mendukung  evolusi  sistem  energi  nuklir  TMSR  pada  tahun 2020. Dalam penelitian ini mengambil keuntungan penuh dari konsep pasif dan  merancang  sistem  pembuangan  panas  residual  pasif  untuk  reaktor garam  cair  dengan  daya  penuh  10  MW.  Model  perpindahan  panas  yang melibatkan  bidal  pendingin  bayonet,  loop  utama  dan  pendingin  udara dikembangkan menggunakan program C++ untuk menyelidiki kemampuan penghilangan  panas  residu  dan  karakteristik  transien  dari  sistem. Penelitian  ini  diharapkan  dapat  dijadikan  dasar  atau  gambaran  desain teknik dari sistem pembuangan panas residu pasif, terutama peningkatan keamanan yang melekat pada reaktor garam cair Cina 2 MW.

## TINJAUAN PUSTAKA

## 1. Deskripsi Sistem
Alih-alih  menggunakan  sirkulasi  paksa  air  untuk mendinginkan  kondensor,  pendingin  udara  alami  diadopsi  untuk meningkatkan  keselamatan  dan  keandalan  yang  melekat  dari  MSRE. Gambar 2 menunjukkan diagram skematik dari sistem pembuangan panas residu  pasif  yang  dirancang  untuk  reaktor  garam  cair  10  MW,  yang terutama  terdiri  dari  tangki  pembuangan  bahan  bakar,  drum  uap, pendingin  udara,  cerobong  asap,  tangki  air  umpan,  katup  dan  pipa  yang sesuai.
Gambar  2. Diagram skema sistem  pembuangan panas residu pasif Panas  peluruhan  yang  dihasilkan  dalam  garam  cair  dalam  tangki pembuangan dihilangkan oleh aliran air mendidih dalam tabung bayonet dimasukkan ke dalam bidal, yang direndam dalam garam cair. Gambar. 3 menunjukkan  diagram  skematik  bidal  pendingin  bayonet,  yang  terutama terdiri  dari  dua  tabung  konsentris.  Dan  bagian  dalam  berfungsi  sebagai downcomer  untuk  air  umpan,  dan  uap  dihasilkan  dalam  annulus sekitarnya, yaitu, penambah uap.
Gambar  3. Diagram skema bidal pendingin bayonet
Setelah  sistem  digerakkan,  air  dalam  riser  uap  dipanaskan  hingga mendidih,  yang  mengarah  pada  penumpukan  sirkulasi  alami  di  bidal pendingin bayonet karena perbedaan kepadatan antara tabung umpan dan penambah uap. Air dalam drum uap masuk ke tabung umpan dari lubang masuk terbuka di dalamnya dan mengalir ke bawah bagian bawah bayonet, di  mana  nantinya  akan  berbalik  dan  masuk  ke  penambah  uap.  Saat  air mengalir ke atas dalam penambah uap, ia menyerap sisa panas dari garam yang meleleh dan menguap. Selanjutnya, campuran mengalir ke drum uap, di mana air diresirkulasi sementara uap mengalir ke pendingin udara yang ditempatkan  di  cerobong  asap.  Karena  sirkulasi  udara  yang  alami,  uap terkondensasi dalam pendingin udara dan mengalir kembali ke drum uap dengan gravitasi. Jadi, itu sisa panas dikeluarkan dari garam dan akhirnya dilepaskan  ke  atmosfer.  Tangki  air  umpan  dan  tangki  pemutus  aliran  air berfungsi  sebagai  fasilitas  pasokan  air  untuk  drum  uap.  Gas  yang  tidak terkondensasi  dalam  tangki  air  umpan  dihilangkan  dan  dilepaskan  ke atmosfer setelah disaring.
Untuk  membuat  sistem  pasif,  perangkat  proteksi  tekanan  berlebih diperlukan di loop utama untuk mencegah kecelakaan serius akibat tekanan berlebih.  Katup  pengaman,  dipasang  pada  pendingin  udara,  akan  secara otomatis terbuka ketika tekanan dalam loop melebihi nilai yang ditetapkan karena  kondisi  kecelakaan,  seperti  kegagalan  kondensor,  dll.,  dengan
demikian melepaskan  uap ke sistem kondensat uap. Sistem pembuangan panas pasif terdiri dari tiga loop sirkulasi alami. Ini termasuk (1) sirkulasi alami  dua  fase  dalam  bidal  pendingin  bayonet,  yang  mentransfer  panas peluruhan  ke  loop  kedua;  (2)  sirkulasi  alami  dua  fase  antara  pendingin udara dan drum uap; (3) loop terbuka di mana uap masuk pendingin udara terkondensasi oleh sirkulasi udara di cerobong asap.

## 2. Model Matematika
Seperti  terlihat  pada  Gambar.  3,  ada  dua  penghalang  independen, dinding  bidal  dan  dinding  tabung  bayonet,  untuk  memisahkan  garam bahan  bakar  dari  air  jika  tabung  thimble  terganggu  atau  rusak.  Panas dipindahkan  dari  bidal  ke  bayonet.  tabung  oleh  radiasi  dan  konduksi termal, yang dapat dihitung dengan persamaan berikut (Ramesh & Dusan, 2002):
𝛷 𝑟 = 𝜎(𝑇 𝑇 4 −𝑇 𝐵 4 ) 1−𝜀𝑇 𝜀𝑇 𝐴 𝑇 + 1 𝐴𝑇𝑋𝑇,𝐵 + 1−𝜀𝐵 𝜀𝐵 𝐴 𝐵
(1)
𝛷 𝐶 = 2𝜋𝐿(𝑇 𝑇 −𝑇 𝐵 ) 𝑙𝑛(𝐷 𝑇 𝐷 𝐵 ⁄ ) (2)
Di bawah kondisi shutdown yang panas, tangki drainase dipanaskan oleh  tungku  silindris  yang  mengelilingi  dinding  tangki  untuk  mencegah pemadatan garam cair.  Bagian atas, bawah, dan panas tangki ditutupdan diisolasi. Namun, penelitian ORNL menunjukkan bahwa kehilangan panas dari tangki pembuangan akan mencapai sekitar 20 kW pada suhu garam bahan  bakar  922  K,  yang  harus  dipertimbangkan  dalam  analisis  sistem sehubungan dengan transfer panas.
Sedangkan kehilangan panas dari tangki pembuangan bahan bakar ke  keadaan  ini  terutama  hasil  radiasi  dan  konveksi  bebas,  yang  terakhir dikorelasikan  dengan  angka  tak  berdimensi  yang  dinamakan  bilangan Grashof  (Gr) dan bilangan Prandtl (Pr) serta bilangan Nusselt (Nu) (Yang & Tao, 2006).
𝑁𝑢 = 𝐶(𝐺𝑟𝑃𝑟) 𝑛
(3)
Tabel  1 Parameter utama tangki pembuangan bahan bakar dan drum uap.
Parameter Nilai Desain tekanan (kPa) 448.2 Desain temperatur (K) 977 Jumlah bidal pendingin bayonet 32 Diameter tabung bidal (mm) 38 Diameter tabung bayonet (mm) 25.4 Diameter feed tube (mm) 12.7 Diamater steam drum (mm) 1220 Tinggi steam drum (mm) 458 Diameter steam exit (mm) 76 Diameter condensate inlet (mm) 12.7 Daya (kW) 100
untuk bilangan Grashof didefinisikan:
𝐺𝑟 = 𝑔𝛼 𝑣 ∆𝑡𝑙 3 𝑣 2
(4)
di mana C dan n ditentukan pada tabel 2.
Tabel  2 Nilai Konstanta pada persamaan-persamaan yang digunakan
Jenis aliran C n Gr Aliran laminar 0.59 ¼ 1.43 x 10 4 – 3 x 10 9 Aliran transisi 0.0292 0.39 3 x 10 9 – 2 x 10 10 Aliran turbulen 0.11 1/3 >2 x 10 10
Lazarek  dan  Black  (1982)  mengusulkan  korelasi  sederhana berdasarkan 738 data percobaan yang telah dilakukan terkait  pendidihan aliran jenuh R113 dalam  sebuah inner diameter tabung sebesar 3,15 mm dan  mencatat  bahwa  perpindahan  panas  yang  efisien  menunjukkan ketergantungan yang kuat pada fluks panas dengan diabaikannya pengaruh kualitas  uap,  menunjukkan  bahwa  mekanisme  pendidihan  nukleat mengontrol  proses  perpindahan  panas  dinding.  Pada  proses  pendidihan terjadi pada steam riser bayonet, di mana koefisien perpindahan panas ℎ 𝑡𝑝 dihitung dengan metode Lazarek-Black (Sun & Mishima, 2009) (Tabel 1 dan 2).
ℎ 𝑡𝑝 = 30 𝑅𝑒 0.857 𝐵𝑜 0.714 𝜆 𝑙 𝐷 (5)
𝑅𝑒 = 𝐺𝐷 𝜇 𝑙 𝐵𝑜 = 𝑞 𝐺𝛾
(6)
Untuk  kasus  ini,  di  mana  fluida  diuapkan  dari  cairan  pada  suhu saturasi ke campuran uap air- cairan dengan perubahan linear dari kualitas massa x dan panjang L , rugi tekanan dua fasa dapat dievaluasi dengan:
∆𝑃 = 2𝑓 𝑡𝑝 𝐺 2 𝐿𝑣 𝑙 𝐷 [1 + 𝑥 2 𝑣 𝑔 −𝑣 𝑙 𝑣 𝑙 ] + 𝐺 2 𝑣 𝑙 𝑣 𝑔 −𝑣 𝑙 𝑣 𝑙 𝑥 + 𝑔𝑠𝑖𝑛𝜃𝐿 (𝑣 𝑔 −𝑣 𝑙 )𝑥 𝑙𝑛 [1 + 𝑥 𝑣 𝑔 −𝑣 𝑙 𝑣 𝑙 ]
(7)

## Tabel 3 Parameter utama dari pendingin udara
Parameter Nilai Jumlah baris tube 4 Ukuran inner tube (mm) 16 Ukuran outer size (mm) 20 Tinggi fin (mm) 9 Lebar pitch fin (mm) 2.5 Rasio fin 13.9 Jumlah tube 114 Luasan transfer panas (m2) 14.4 Tinggi cerobong asap 9.3 Panjang bagian bawah cerobong asap 2.7 Lebar bagian bawah cerobong asap 2.3 Diamater atas cerobong asap 1.35
Faktor  friksi  dapat  dihitung  dari  bilangan  Reynolds  dengan menggunakan persamaan Blasius.
𝑓 𝑡𝑝 = 0.079  ( 𝐺𝐷 𝜇 ) −0.25
(8)
Pendingin  udara  menggunakan  tabung  sirip  tinggi  berbentuk-L sebagai  bagian  transfer  panasnya.  Uap  mengembun  di  dalam  tabung pendingin udara, dan aliran konveksi mendominasi perpindahan panas di luar  tabung.  Akers  dan  Rosson  (1960)  mengusulkan  korelasi  sederhana untuk memprediksi koefisien perpindahan panas ℎ 𝑖 dari kondensasi dalam pipa horizontal:
𝑓𝑜𝑟 𝑅𝑒 = 𝐺 𝑒 𝐷 𝑖 𝜇 𝑙 < 5 𝑥10 4 , ℎ 𝑖 = 5.03 𝜆 𝑙 𝐷 𝑖 𝑅𝑒 𝑙 1 3 𝑃𝑟 𝑙 1 3 (9)
𝑓𝑜𝑟 𝑅𝑒 = 𝐺 𝑒 𝐷 𝑖 𝜇 𝑙 > 5 𝑥10 4 , ℎ 𝑖 = 0.0265 𝜆 𝑙 𝐷 𝑖 𝑅𝑒 𝑙 0.8 𝑃𝑟 𝑙 1 3 (10)
Dalam kondisi eksperimental, Briggs dan Rose (1999) mengusulkan korelasi  modifikasi  dari  koefisien  perpindahan  panas  untuk  tabung  sirip tinggi sebagai berikut:
ℎ 𝑜 = 453.6 𝑉 𝑤𝑖𝑛𝑑 0.718
(11)
Ketinggian  cerobong  asap  bisa  diungkapkan  dengan  mengikuti persamaan (Nuntaphan, Kiatsiriroat, & Wang, 2005)
𝐻 = 𝜉 𝛴 2𝑔(𝜌 𝑜 −𝜌 𝑚 )𝜌 𝑟𝑒𝑓 ( 𝑉 𝑤𝑖𝑛𝑑 𝐴 𝑟𝑒𝑓 ) 2 (12)
𝜉 𝛴 = 𝑓 𝑡 + 𝑓 𝑠 (13)
di  mana 𝜉 𝛴 adalah  total  koefisien  hambatan  dalam  cerobong asap, 𝐴 𝑟𝑒𝑓 adalah  area  permukaan  referensi, 𝜌 𝑜 adalah  kerapatan  outlet udara, 𝜌 𝑚 adalah  densitas  rata-rata, 𝑓 𝑡 adalah  koefisien  hambatan  dari cerobong asap, dan 𝑓 𝑠 adalah koefisien hambatan dari bundel pipa.
𝑓 𝑡 = 952.343 𝑅𝑒 𝑟𝑒𝑓 −0.5227
(14)
𝑓 𝑠 = 1.536 ( 𝐷𝑡 𝐷𝑏 ) 4 (15)
di  mana 𝐷 𝑡 dan 𝐷 𝑏 adalah  diameter  bagian  atas  dan  sama  dengan diameter bagian bawah cerobong asap, masing-masing.
Penurunan tekanan udara melalui tabung bersirip tergantung pada kecepatan  angin  dan  jumlah  baris  tabung  N r (Rabas,  Eckels,  &  Sabatino, 1981)
∆𝑃 𝑠 = 2.292𝑁 𝑟 𝑉 𝑤𝑖𝑛𝑑 1.434 (16)
Resistensi gesekan ℎ 𝑓 dan resistansi local ℎ 𝑗 dalam pipa dalam sistem dapat dievaluasi oleh Persamaan (17) dan (18).
ℎ 𝑓 = 𝜆 𝐿 𝑑 𝑉 2 2𝑔 (17)
ℎ 𝑗 = 𝜆 𝐿 𝑑 𝑉 2 2𝑔 (18)
Sistem pembuangan panas residual pasif terdiri dari tiga pasangan sirkulasi alami, dan sirkulasi alami dibangun oleh menyeimbangkan kepala penggerak 𝑃 𝑑 dan hambatan aliran total 𝛴∆𝑃 sepanjang loop.
|𝑃 𝑑 −𝛴∆𝑃| 𝑃 𝑑 ≤ 1%
(19)
Karena sirkulasi air dan uap ditutup dalam sistem, maka laju aliran massa total uap dan air adalah konstan.
𝑀 𝑔 +𝑀 𝑙 = 𝑀 𝑔𝑙 + 𝑀 𝑙1 (20)
Kesetimbangan  termal  antara  garam  cair  dan  sistem  pembuangan panas pasif dapat diekspresikan oleh
𝑀𝐶 𝑝 ∆𝑇 = (𝜙 𝑏 + 𝜙 𝑇 − 𝜙 𝑑 )∆𝑡 (21)
di  mana 𝜙 𝑏 adalah  kekuatan  bidal  pendingin  bayonet, 𝜙 𝑇 adalah daya disipasi panas dari tangki pembuangan bahan bakar, dan 𝜙 𝑑 adalah daya peluruhan dari garam cair.

## METODOLOGI PENELITIAN
Kemampuan  penghilangan  panas  dari  sistem  pembuangan  panas pasif dievaluasi dengan menyeimbangkan kepala penggerak dari sirkulasi alami  dan  hambatan  aliran  sepanjang  loop  dengan  asumsi  aliran  satu dimensi dalam kondisi tunak. Model numerik dibangun dalam kode C++, dimana  perilaku  termalhidrolik  sistem  diperoleh  sesuai  dengan  prosedur yang ditunjukkan pada Gambar. 4.
Gambar  4. Diagram alir metode numerik untuk analisis termalhidrolik Adapun  langkah-langkah  yang  bisa  dilakukan  adalah  sebagai berikut:
Pertama, nilai awal, seperti daya peluruhan 𝜙 𝑑 , tekanan dalam drum upa P dan suhu garam cair T diberikan, dan laju aliran massa dari sirkulasi alami di tabung bayonet m b dan daya bidal pendingin bayonet 𝜙 𝑏 , dan lain- lain  dapat  diperoleh  dengan  menghitung  sirkulasi  alami  dalam  bidal pendingin bayonet
Kedua, parameter, seperti laju aliran massa dari kondensasi m a dan daya pendingin udara 𝜙 𝑎 , bisa diperoleh dengan menyeimbangkan kepala penggerak dari sirkulasi alami dan hambatan aliran sepanjang loop antara pendingin udara dan drum uap
Ketiga,  persamaan  konservasi  massa  dan  persamaan  konservasi energi  diselesaikan  untuk  mendapatkan  perubahan  tekanan  dalam  drum uap  serta  perubahan  suhu  garam  cair.  Hasilnya  akan  digunakan  sebagai nilai awal waktu berikutnya.

## HASIL DAN PEMBAHASAN

## 1. Analisis sistem numerik
Gambar. 5 menunjukkan perbandingan laju penghilangan panas dari bidal pendingin bayonet dan pendingin udara dengan laju peluruhan panas. Garam  cair  dialirkan  ke  tangki  pembuangan  bahan  bakar  setelah  reactor dalam  keadaan  mati,  dan  daya  peluruhan  sebesar100  kW  dalam  1,5  jam pertama.  Tingkat  pembuangan  panas  bidal  pendingin  bayonet  mencapai nilai maksimum 107,8 kW di awal dan menurun terus menerus sesudahnya. Kehilangan panas dari tangki pembuangan sekitar 18,6 kW, menghasilkan daya disipasi panas total awal dari tangki pembuangan bahan bakar 126,4 kW. Kekuatan pendingin udara meningkat menjadi 106,2 kW setelah sistem digerakkan dan berkurang secara bertahap sesudahnya.
Gambar  5. Parameter transien sistem a) variasi daya berbanding waktu, b)variasi tekanan dalam drum uap terhadap waktu.c) variasi dari suhu garam cair terhadap waktu
Dalam  percobaan  MSRE,  penelitian  ORNL  menunjukkan  bahwa kehilangan  panas  dari  tangki  pembuangan  sekitar  20  kW,  dan  kekuatan dari sistem pembuangan panas residual adalah sekitar 100 kW (Beall et al., 1965), keduanya mendekati hasil diperoleh dalam penelitian ini.
Dengan  adanya  penurunan  daya  peluruhan,  tekanan  dalam  drum uap  pada  awalnya  naik  dan  kemudian  turun  perlahan.  Nilai  awal  dari tekanan sekitar 101 kPa, mencapai nilai maksimumnya sebesar 111 kPa pada 880  s,  hal  ini  dikarenakan  pendinginan  dari  pendingin  udara  yang  tidak memadai  pada  kondisi  awal.  Karena  total  daya  pembuangan  panas  lebih
besar dari daya peluruhan, suhu garam cair dengan nilai awal dari 663 ˚ C, akan  turun  menjadi  50 ˚ C  dalam  10  jam.  Untuk  memastikan  keamanan absolut dari sistem dalam desain reaktor garam cair Cina 2 MW. Percobaan, suhu garam cair diharapkan lebih rendah dari nilai awal dan lebih tinggi dari 500 C.

## 2. Pengaruh lebar celah gas pada sistem
Berdasarkan  struktur  dari  bidal  pendingin  bayonet  dalam  reaktor garam cair 10 MW, lebar celah gas dan penambah uap mungkin memiliki pengaruh besar pada kinerja bidal pendingin bayonet. Untuk mengevaluasi pengaruhnya, pertimbangkan jika bayonet dan bidal dipasang di diameter luar,  kemudian  divariasikan  tebal  dinding  mereka  untuk  mendapatkan lebar yang berbeda untuk celah gas yang mencakup kisaran 3.1-5.1 mm dan lebar berbeda untuk riser uap mulai dari 3,6 hingga 5,1 mm.
Seperti  yang  ditunjukkan  pada  Gambar.  6  dan  7,  karena  radiasi terutama kontribusinya pada perpindahan panas antara bidal dan tabung bayonet, efek lebar celah gas kecil. Daya dalam transfer panas yang timbul dari radiasi termal meningkat dari 76,58 kW menjadi 85,25 kW ketika lebar celah gas meningkat dari 3,1 mm menjadi 5,1 mm, dan daya dari konduksi termal berkurang dari 36,49 kW menjadi 23,75 kW, sehingga menghasilkan penurunan daya total dari 112 kW hingga 108 kW. Berkaitan dengan aliran bidal  pendingin  bayonet,  laju  aliran  massa  sirkulasi  alami  naik  dari  4,22 kg/s  hingga  4,31  kg/s  dengan  kualitas  yang  sesuai  sedikit  menurun  dari 0,012 hingga 0,011.
Gambar  6. Pengaruh lebar celah gas pada perpindahan panas.    Total daya,   Perpindahan panas radiasi,   Perpindahan panas konduksi.
Gambar  7. Pengaruh lebar celah gas pada sirkulasi alami. (a) Pengaruh lebar celah gas pada laju aliran sirkulasi. (b) Pengaruh lebar celah gas pada kualitas.
3. Pengaruh lebar riser uap pada sistem Seperti  yang  ditunjukkan  pada  Gambar.  8  dan  9,  saat  lebar penambah  uap  ( steam  riser )  diubah-ubah  dari  3,6  mm  menjadi  5,1  mm, total daya transfer panas tetap hampir tidak berubah, sementara laju aliran sirkulasi  alami  pada  bidal  pendingin  bayonet  meningkat  dari  1,9  kg/s, menjadi 4,79 kg/s dan kualitasnya menurun dari 0,025 menjadi 0,01.
Gambar  8. Pengaruh lebar penambah uap pada pertukaran panas.   Total daya,   Perpindahan panas radiasi,   Perpindahan panas konduksi.
Gambar  9. Pengaruh lebar penambah uap pada sirkulasi alami. (a) Pengaruh lebar penambah uap terhadap laju aliran sirkulasi. (B) Pengaruh lebar penambah  uap pada kualitas.
Secara  keseluruhan,  ketika  lebar  celah  gas  meningkat  dari  3,1  mm menjadi5,1  mm,  menghasilkan  perubahan  daya  dan  sirkulasi  alamilaju aliran keduanya kurang dari 5%. Saat lebar uap naik berubah dari 3,6 mm menjadi 5,1 mm, laju aliran massa alami sirkulasi meningkat dari 1,9 kg/dtk menjadi 4,79 kg/dtk; Namun, ada asedikit efek pada efisiensi perpindahan panas  sistem.  Hasil  dari,lebar  penambah  uap  lebih  penting  untuk optimalisasi sistem.

## 4. Skema operasional sistematis
Mempertimbangkan keselamatan reaktor, semua bagian dari sistem yang  mengandung  garam  dipanaskan  menggunakan  listrik  untuk mempertahankan garam dikeadaan cair. Di awal operasi, daya peluruhan berkurang  dengan  cepat,  sementara  tingkat  pembuangan  panas  masih tinggi. Akibatnya,suhu garam menurun dengan cepat. Ketika laju peluruhan panas rendah, beberapa langkah harus diambil untuk mengendalikan laju pembuangan  panas  dan  dengan  demikian  mencegah  suhu  garam  cair menurun terlalu cepat. Seperti ditunjukkan pada Gambar. 5, suhu lelehan Garam turun menjadi 500 ˚ C dalam 10 jam ketika semua bidal pendingin bayonet  sedang  bekerja,  pada  titik  mana  sistem  pemanas  tangki pembuangan harus diaktifkan untuk memastikan keamanan mutlak sistem.
Untuk sistem pembuangan panas residu pasif, dibuat tiga skema operasional, termasuk mengubah  jumlah  bidal  pendingin  bayonetl  dan  menyesuaikan  aliran  udara  di  cerobong asap, untuk menunda proses start-up pemanas tangki pembuangan bahan bakar

## 5. Skema mengurangi bidal pendingin bayonet hingga setengahnya
Dalam desain MSRE, bukaan pintu masuk bidal memiliki dua jenis ketinggian  yang  bergantian  dengan    bidal  yang  berdekatan.  Dengan demikian,  jumlah  bidal  pendingin  bayonet  dapat  dikurangi  setengahnya menyesuaikan level air dalam drum uap.
Ketika  bidal  pendingin  bayonet  berkurang,  hasil  perhitungan menunjukkan  bahwa  suhu  garam  cair  akan  naik  dengan  cukup  drastis bahkan  bisa  melebihi  kapasitas  dari  tangki  pembuangan  bahan  bakar. Untuk memenuhi persyaratan agar tetap bisa beroperasi, ,bidal pendingin
dikurangi  setengahnya  setelah  sistem  bekerja  selama  3  jam.  Skema  ini diimplementasikan dengan mengatur tiga arah katup yang dipasang pada pipa loop tengah dan menggunakan air yang terkondensasi ke dalam tangki air umpan sampai tingkat air dalam drum uap menurun ke nilai tertentu, dengan  demikian  menyebabkan  bukaan  dengan  ketinggian  lebih  tinggi terpapar dari air. Setelah itu, hanya setengah dari bidal pendingin bayonet yang  tersisa  bekerja  dan  kapasitas  pendinginan  turun  menjadi  sekitar setengah. Katup tiga arah kemudian disesuaikan kembali ke posisi semula untuk  mengarahkan  kondensat  kembali  ke  drum  uap  seperti  sebelum penyesuaian.
Sebagaimana  diperlihatkan  pada  Gambar  10,  setelah  setengah pendinginan  bidal  bayonet  tidak  berfungsi,  kapasitas  pembuangan  panas menurun tajam dan total daya pembuangan panas mencapai tingkat yang sama  kurang  dari  daya  peluruhan,  menyebabkan  suhu  garam  cair meningkat  dari  615 ˚ C  menjadi  617 ˚ C  untuk  waktu  yang  singkat.  Oleh karena itu, daya bidal pendingin bayonet dan daya disipasi panas total juga akan sedikit meningkat karena kenaikan suhu garam cair, tetapi menurun lagi setelah system telah berjalan selama 4,6 jam. Suhunya menurun secara monoton karena daya pembuangan panas total melebihi panas peluruhan dan diperlukan 25 jam sebelum suhu menurun menjadi 500 ˚ C.
Gambar  10.  Variasi parameter sistem transien setelah mengurangi bidal pendingin bayonet bidal menjadi  setengahnya. (a) Variasi daya sistem berbanding waktu. (B) Variasi tekanan dalam drum uap berbanding waktu. (c) Variasi suhu garam cair berbanding waktu.

## 6. Skema menyesuaikan aliran udara di cerobong asap
Dengan mengurangi pembukaan cerobong asap dapat menghasilkan penurunan  intensitas  perpindahan  panas  dari  sistem  yang  muncul  dari reduksi  arus  masuknya  udara,  sehingga  mencapai  tujuan  untuk menurunkan kekuatan pendingin udara.
Gambar. 11 menunjukkan hasil numerik dari perubahan dalam daya sistem suhu  garam cair dan lain-lain. Daya dari pendingin udara menurun dengan  cepat  setelah  mengurangi  separuh  laju  aliran  udara  di  cerobong asap dengan mengatur regulator peredam yang dipasang di bagian bawah cerobong asap. Sementara itu, tekanan dalam drum uap naik dari 90 kPa hingga  96  kPa  karena  laju  pembangkitan  uapnya  melebihi  tingkat kondensasi.  Secara  bersamaan,  perpindahan  panas  di  pendingin  udara secara  bertahap  ditingkatkan  karena  peningkatan  tekanan,dengan demikian menghasilkan kondensasi lebih banyak uap. Setelah itu tekanan sistem menurun lagi dan mencapai sekitar 52 kPa dalam 10 jam kemudian.
Gambar  11.  Variasi parameter sistem transien setelah menyesuaikan aliran udara di cerobong asap. (a) Variasi daya sistem berbanding waktu. (B) Variasi tekanan dalam drum uap berbanding waktu. (c) Variasi suhu garam cair berbanding waktu.
Meskipun tekanan dalam drum uap akan meningkat selama periode tertentu  setelah  mengurangi  aliran  udara  di  cerobong  asap,  ia  hanya memiliki sedikit pengaruh pada proses perpindahan panas mendidih dalam bidal  pendingin  bayonet.  Dengan  demikian,  suhu  garam  cair  akan  terus menurun hingga 500 ˚ C dalam 10 jam. Alhasil, skema menyesuaikan aliran udaradi cerobong asap hampir tidak dapat berdampak pada daya system.

## 7. Skema mengurangi bidal pendingin bayonet oleh tiga- tempat tinggal
Untuk  lebih  memudahkan  laju  penurunan  suhu  garam  cair  dan penundaan  start-up dari pemanas tangki bahan bakar, jumlah  inlet bidal pendingin bayonet rendah berkurang dari 16 menjadi 8, tanpa mengubah jumlah total. Jadi, setelah menyesuaikan sistem, tiga perempat bagian bidal pendingin  akan  berhenti  bekerja.  Selanjutnya,  untuk  menjaga keseimbangan  antara  daya  peluruhan  dan  kapasitas  pembuangan  panas, waktu dari akan mulai operasi hingga penyesuaian tidak kurang dari 3 jam. Jika kurang dari 3 jam, suhu garam cair akan naik  edngan cukup drastis karena  penurunan  kapasitas  pendinginanyang  dihasilkan  dari  tiga perempat dari bidal pendingin bayonet dalam keadaan tidak bekerja. Selain itu, seperti yang dijelaskan di sini, sistem harus disesuaikan 10 jam setelah digerakkan.  Karena  itu  diperlukan  sekitar  50  menit  untuk  mengurangi jumlah  bidal  pendingin  bayonet  yang  beroperasi,  jam  ke  9  setelah dimulainya operasi adalah waktu yang tepat untuk menyesuaikan sistem.
Seperti yang dapat diamati dari Gambar 12, tekanan dalam drum uap berkurang hingga 52 kPa setelah sistem berjalan selama 9 jam, dan setelah itu,  turun  menjadi  sekitar  19  kPa  dalam  50  menit  setelah  sirkulasi  alami dibangun kembali dalam sistem.
Gambar  12. Variasi parameter sistem transien setelah mengurangi bidal pendinginan bayonet menjadi tiga perempat. (a) Variasi daya sistem berbanding waktu. (B) Variasi tekanan dalam drum uap berbanding waktu. (c) Variasi suhu garam cair berbanding waktu.
Suhu  garam  cair  naik  dari  506,8 ˚ C  menjadi  567 ˚ C  setelah pembentukan kembali sirkulasi alami, dan sebagai hasilnya, kekuatan bidal pendingin bayonet dan panas  disipasi naik pada  saat bersamaan.  Setelah berjalan selama 23 jam, suhu garam cair menurun lagi dan mencapai 500 ˚ C pada jam ke-59, yang masih dalam kriteria aman.
Di antara tiga skema ini, jelas bahwa yang terakhir bias lebih lanjut menunda waktu penyesuaian serta memulai pemanas tangki drain bahan bakar, sehingga menunjukkan kinerja lebih baik. Selain itu, penelitian lebih lanjut  menunjukkan  bahwa  suhu  garam  akan  melebihi  nilai  awalnya  jika jumlah inlet bidal pendingin bayonet inlet rendah dikurangi menjadi 6 atau kurang.

## SIMPULAN
Dalam penelitian ini, sistem pembuangan panas residu pasif untuk Molten Salt Reactor Experiment (MSRE) dirancang dan diverifikasi secara numerik.  Hasil  perhitungan  menunjukkan  bahwa  apabila  dibandingkan dengan sistem pendingin yang asli, sistem baru memiliki tingkat inherent safety (keamanan  yang  melekat)  lebih  baik.  Sistem  tersebut    memenuhi fungsinya  dengan  tiga  cara  sirkulasi  alami  dan  bisa  secara    efektif memenuhi persyaratan keamanan tersebut. Lebar penambah uap memiliki efek  yang  jelas  pada  sirkulasi  alami  di  bidal  pendingin  bayonet dibandingkan dengan penambahan celah gas. Namun secara keseluruhan tidak juga memiliki pengaruh yang signifikan terhadap kinerja perpindahan panas yang terjadi. Skema operasional dengan mengurangi bidal pendingin bayonet  menjadi  tiga  perempat  bagian  menghasilkan  kinerja  yang  paling baik di antara ketiga skema yang dilakukan. Skema tersebut dapat menunda waktu penyesuaian  menjadi satu persembilan jam dan menunda start-up pemanas tangki pembuangan bahan bakar menjadi jam ke-59.

## DAFTAR PUSTAKA
Akers,  W.  W.,  &  Rosson,  H.  F.  (1960).  Condensation  inside  a  horizontal tube. Chem. Eng. Prog. Symp. Ser. , 56 (30), 145 – 150.
Beall, S. E., Haubenreich, P. N., Lindauer, R. B., & Tallackson, J. R. (1965).
MSRE  Design  and  Operation  Report  V .  Office  of  Scientific  and Technical Information (OSTI). https://doi.org/10.2172/4034157
Briggs, A., & Rose, J. W. (1999). An Evaluation of Models for Condensation Heat  Transfer  on  Low-finned  Tubes. Journal  of  Enhanced  Heat
Transfer , 6 (1), 51 – 60. https://doi.org/10.1615/jenhheattransf.v6.i1.50
Holcomb, D. E., & Cetiner, S. M. (2010). An Overview of Liquid Fluoride Salt  Heat  Transport  Systems .  Office  of  Scientific  and  Technical Information (OSTI). https://doi.org/10.2172/990239
Iwamura, T., Murao, Y., Araya, F., &  Okumura, K. (1995). A concept and safety  characteristics  of  JAERI  passive  safety  reactor  (JPSR).
Progress in Nuclear Energy , 29 , 397 – 404. https://doi.org/10.1016/0149-1970(95)00068-u
Juhn, P. E., Kupitz, J., Cleveland, J., Cho, B., & Lyon, R. B. (2000). IAEA activities  on  passive  safety  systems  and  overview  of  international development. Nuclear  Engineering  and  Design , 201 (1),  41 – 59. https://doi.org/10.1016/s0029-5493(00)00260-0
LeBlanc, D. (2010). Molten salt reactors: A new beginning for an old idea.
Nuclear Engineering and Design , 240 (6), 1644 – 1656. https://doi.org/10.1016/j.nucengdes.2009.12.033
Nuntaphan, A., Kiatsiriroat, T., & Wang, C. C. (2005). Air side performance at low Reynolds number of cross-flow heat exchanger using crimped spiral  fins. International  Communications  in  Heat  and  Mass Transfer ,
32 (1 – 2), 151 – 165. https://doi.org/10.1016/j.icheatmasstransfer.2004.03.022
Rabas, T. J., Eckels, P. W., & Sabatino, R. . . (1981). The effect of ﬁn density on  the  heat  transfer  and  pressure  drop  performance  of  low- ﬁnned tube banks. Chemical Engineering Communications , 10 (1 – 3), 127 – 147. https://doi.org/10.1080/00986448108910930
Ramesh,  K. S., & Dusan, P. S. (2002). Fundamentals of Heat Exchanger Design . Hoboken, New Jersey: John Wiley & Sons, Inc.
Robertson, R. C. (1965). MSRE Design and Operation Report I . Office of Scientific and Technical Information ({OSTI}). https://doi.org/10.2172/4654707
Schulz,  T.  L.  (2006).  Westinghouse  AP1000  advanced  passive  plant.
Nuclear  Engineering  and  Design , 236 (14 – 16),  1547 – 1557. https://doi.org/10.1016/j.nucengdes.2006.03.049
Sun,  L.,  &  Mishima,  K.  (2009).  An  evaluation  of  prediction  methods  for saturated flow boiling heat transfer in mini-channels. International
Journal  of  Heat  and  Mass  Transfer , 52 (23 – 24),  5323 – 5329. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2009.06.041
Wang, M., Qiu, S., Tian, W., Su, G., & Zhang, Y. (2013). The comparison of designed water-cooled and air-cooled passive residual heat removal system for 300MW nuclear power plant during the feed-water line break  scenario. Annals  of  Nuclear  Energy , 57 ,  164 – 172. https://doi.org/10.1016/j.anucene.2013.01.027
Wang, M., Zhao, H., Zhang, Y., Su, G., Tian, W., & Qiu, S. (2012). Research on  the  designed  emergency  passive  residual  heat  removal  system during the station blackout scenario for CPR1000. Annals of Nuclear Energy , 45 , 86 – 93. https://doi.org/10.1016/j.anucene.2012.03.004 Yang, S. M., & Tao, W. Q. (2006). Heat Transfer . Beijing: Higher Education Press.
Zhang, Y., Qiu, S., Su, G., & Tian, W. (2011). Design and transient analyses of emergency passive residual heat removal system of CPR 1000. Part Ⅰ : Air cooling condition. Progress in Nuclear Energy , 53 (5), 471 – 479. https://doi.org/10.1016/j.pnucene.2011.03.001