I
2 N N 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012 ( Akreditasi s/d April 2015)
P P N P ......... (Muh. Darwis Isnaini)

## PENGARUH GRID PEJARAK DAN NOZZLE TERHADAP PARAMETER TERMOHIDROLIKA PERANGKAT BAHAN BAKAR REAKTOR AP1000
Muh. Darwis Isnaini
Pusat Teknologi Reaktor dan Keselamatan Nuklir (PTRKN) BATAN
Email : darwis@batan.go.id
Diterima editor 9 September 2013 Disetujui untuk publikasi 2 Oktober 2013
ABSTRAK PENGARUH  GRID  PEJARAK  DAN NOZZLE TERHADAP  PARAMETER  TERMOHIDROLIKA PERANGKAT  BAHAN  BAKAR  REAKTOR  AP1000 .  Grid  pejarak  berfungsi  secara  mekanik  untuk menambah  kekuatan  perangkat  bahan  bakar  nuklir  (BBN)  dari  getaran  yang  ditimbulkan  oleh  aliran pendingin  yang  mengalir  melalui  celah  subkanal  di  dalam  perangkat  BBN.  Oleh  sebab  itu  perlu  dilakukan analisis  termohidrolika  reaktor  AP1000  pada  kondisi  tunak  untuk  mengetahui  pengaruh  dipasangnya  grid pejarak pada perangkat BBN. Metodologi  yang dilakukan  melakukan perhitungan penurunan tekanan teras, fluks  massa  dan  koefisien  hantaran  kalor  pada  perangkat  BBN  tanpa  grid  pejarak  dan  variasi  jumlah  grid. Pada  analisis  subkanal  terpanas  (SKP)  ditekankan  pada  perbandingan  termohidrolika  reaktor  AP1000  pada kondisi  tunak  antara  SKP  tanpa  grid  pejarak  dan  SKP  dengan  8/2  grid- nozzle, dengan  menggunakan  kode COBRA-EN.  Dibandingkan  SKP  tanpa  grid  pejarak,  maka  pemasangan  8/2  grid- nozzle menyebabkan penurunan tekanan teras meningkat 3,74 kali lipat dari 73,99 kPa menjadi 276,88 kPa, fluks massa pendingin dan koefisien hantaran kalor  berfluktuasi pada daerah sekitar grid pejarak, menghasilkan proses pengambilan panas oleh pendingin menjadi lebih efektif. Penurunan tekanan yang semakin besar juga akan berakibat pada nilai  fluks  kalor  kritis  (CHF)  bertambah  besar.  Karena  daya  reaktor  tidak  berubah,  maka  fluks  kalor cenderung  berubah  kecuali  pada  daerah  grid,  oleh  sebab  itu  nilai  DNBR  menjadi  bertambah  besar  yang berarti  marjin  keselamatannya  juga  bertambah  besar.  Perhitungan  untuk  SKP  dengan  8/2    grid- nozzle dibandingkan dengan desain diperoleh hasil penurunan tekanan teras sebesar 276,88 kPa (perbedaan 0,68%), temperatur outlet pendingin  sebesar  325,54 o C  (perbedaan  0,21%),  fluks  kalor  maksimum  sebesar  1635,16 kW/m 2 (perbedaan 0,03%) dan MDNBR sebesar 2,48 (lebih besar 14,06% dari batas minimum korelasi W-3). Penambahan 8/2 grid- nozzle memberikan angka keselamatan yang lebih tinggi.
Kata kunci: Pengaruh grid pejarak dan nozzle , analisis termohidrolika, AP1000, COBRA-EN.

## ABSTRACT
THE  INFLUENCE  OF  NOZZLE  AND  SPACER  GRIDS  AGAINST  THERMAL-HYDRAULICS PARAMETERS  OF  AP1000  REACTOR  FUEL  ASSEMBLIES. One  of  the  spacer  grids  function  was  to increase  the  mechanical  strength  of  fuel  assembly  from  vibration  caused  by  the  coolant  flow  through  the subchannels in the fuel assemblies.Therefore, thermal-hydraulics analysis of AP1000 reactor on steady state condition must be carried out to determine the effect of installing the spacer grids in the fuel assemblies. The methodology  were  making  the  calculation  such  as  core  pressure  drops,  mass  flux  and  heat  transfer coefficient  for  fuel  assemblies  without  spacer  grids  and  with  variation  number  of  spacer  grids.  The  hottest subchannel analysis was focused on the comparative of thermal-hydraulicsof AP1000 reactor on the steady state condition between the hottest subchannel without spacer grids and the hottest subchannel with 8/2 grid- nozzle using COBRA-EN code. Compared to the hottest subchannel without spacer grids, the installing 8/2 grid-nozzles on subchannels affected the core pressure drops increased 3.74 times from 73.99 kPa to 276.88 kPa, the coolant mass flux decreased and the heat transfer coefficient fluctuated in the  grid spacer region, having  an  affect  on  heat  transfer  process  by  collant  would  be  more  effective.  The  greater  pressure  drop would have an affect on increasing the critical heat flux (CHF). Because of the reactor power didn’t change, the heat flux didn’t prone to change, except near the grid spacer region, so the DNBR would increased, its mean that the safety margin would be better. The calculation for the hottest subchannel with 8/2 grid-nozzles compared  to  the  design  gave  results  the  core  pressure  drop  was  276.88  kPa  (deviation  of  0.68%),    the coolant  outlet  temperature  was  325.54 o C  (deviation  of 0.21%),  the  maximum  heat  flux was  1635.16  kW/m 2 (deviation of 0,03%) and the MDNBR was 2.48 (14.06% greater than the W-3 correlation limit). Installing 8/2 grid-nozzles would gave higher safety margin.
Keywords: The influence of nozzle and spacer grid, thermal-hydraulic analysis, AP1000,  COBRA-EN.
J ! " # ! $" % & ' ) *" + V &+ , 5 No.3 Oktober 2013, Hal. 159-170
-. $/$ 0! ' + $ " * 3 " ' ! 46 %$/ 6 /74 3 8 ' 6 + 9: , 5 ; <== ) , > ,, – 240X Nomor : 402/AU2/P2MI-LIPI/04/2012

## PENDAHULUAN
Setiap perangkat bahan bakar nuklir (BBN) AP1000 tersusun atas 264 batang bahan bakar (fuel rod), 24 tabung pengarah (guide thimble ) dan 1 tabung berisi instrumentasi, yang mempunyai panjang aktif 4,267 m. Perangkat bahan bakar disangga pada beberapa interval sepanjang batang bahan bakar dengan  grid  untuk  menjaga  jarak  antar  batang  bahan  bakar  secara  lateral  (ke  arah  samping)  selama umur perangkat.
Terdapat  dua  jenis  grid  yang  digunakan  pada  perangkat  BBN  AP1000.  Jenis  pertama  disebut grid  pengatur  jarak  atau  grid  pejarak  ( spacer  grid )  yang  berbentuk  lesung  penyangga  ( support dimples ),  pegas  ( springs )  dan  sirip  penyampur  ( mixing  vanes )  atau  kombinasinya  yang  dirangkai dalam susunan berbentuk kerat, seperti ditunjukkan pada Gambar 1. Grid pejarak dengan bentuk sirip penyampur  digunakan  pada  perangkat  BBN  daerah  fluks  kalor  tinggi  untuk  menaikkan  campuran pendingin. Jenis yang kedua ditempatkan pada bagian bawah dan atas perangkat BBN, yang berfungsi untuk  dudukan/pemegang  perangkat  BBN  sehingga  memudahkan  selama  proses  penanganan pemuatan  dan pengosongan  ( loading  and  unloading ) bahan bakar  ke  dalam  teras reaktor,  dan untuk mengarahkan aliran pendingin masuk dari bawah teras ke perangkat BBN dan keluar lagi menuju atas teras,  disebut nozzle bawah  ( bottom  nozlle )  dan nozzle atas  ( top  nozzle )  [1].  Pada  perangkat  BBN AP1000 terdapat 2 grid jenis kedua ( nozzle bawah dan atas) yang terbuat dari stainless steel SS-304 dan 8 grid jenis pertama yang terbuat dari ZIRLO sesuai dengan bahan kelongsong bahan bakar.
Fungsi dari grid pejarak (spacer-grid) adalah (1) untuk menambah kekuatan mekanik perangkat BBN  dari  getaran  (vibrasi)  ke  arah  samping  (lateral)  dan  vertikal,  (2)  mempertahankan  jarak  antar batang  bahan  bakar  pada  kondisi  pemuatan operasi  dan  kecelakaan, (3)  mendorong  untuk terjadinya campuran  aliran,  dan  (4)  menjaga  tabung  pengarah  tetap  lurus  sehingga  tidak  menghalangi  insersi batang kendali baik pada kondisi normal maupun kecelakaan, atau secara ringkas grid pejarak berguna untuk  menjaga  keutuhan  perangkat  batang  bahan  bakar  [2].  Keberadaan  grid  pejarak  sedikit  banyak akan  mengurangi  luasan  aliran  pendingin  pada  posisi  grid  pejarak,  sehingga  akan  meningkatkan penurunan tekanan ( pressure  drop ) sepanjang  teras.  Agar tidak  mengganggu  turbulensi aliran,  maka pada  grid  pejarak  dipasang  sirip  penyampur  aliran  ( flow  mixing  vane ).  Akibat  dari  perubahan  nilai penurunan tekanan teras, akan berakibat pada perubahan fluks panas kritis, sehingga rasio untuk terjadi awal pendidihan inti ( Departure of Nucleate Boiling Ratio – DNBR) juga akan berubah. Untuk dapat mengetahui pengaruh adanya grid pejarak tersebut, maka diperlukan pemodelan dan perhitungan yang lebih rinci. Dengan latar belakang di atas, maka di dalam makalah ini, akan dibahas lebih jauh hasil penelitian tentang pengaruh grid pejarak perangkat BBN pada perhitungan parameter termohidrolika teras  AP1000.  Penelitian  ini  dilakukan  dengan  tujuan  untuk  mengevaluasi  desain  suatu  pembangkit listrik  tenaga  nuklir  (PLTN)  terhadap  pengaruh  dipasangnya  komponen  grid  pejarak  dan  grid dudukan/pemegang  ( nozzle )  perangkat  BBN  AP1000  terhadap  parameter  termohidrolika  seperti penurunan tekanan teras, temperatur pendingin, temperatur kelongsong bahan bakar, temperatur meat bahan bakar, fluks kalor kritis, DNBR minimum (MDNBR) dengan menggunakan kode COBRA-EN yang  telah  divalidasi  dengan  baik  [3,4,5].  Dari  perhitungan  ini  diharapkan  diperoleh  beberapa  hasil yang  merupakan  bagian  untuk  memperbaiki  dan  melengkapi  hasil  evaluasi  desain  AP1000 sebelumnya.
Manfaat  dari  hasil  penelitian  adalah  dapat  memberikan  analisis  parameter  termohidrolika khususnya  pada  dokumen  kendali  desain  ( Design  Control  Document – DCD)  tentang  analisis  grid ( grid  analyses )  sehingga  dapat  terunut  dan  tervalidasi  dengan  baik,  serta  memberikan  sumbangan dalam litbang energi khususnya mengenai termohidrolika reaktor AP1000 di Indonesia.
BC CD E F EE GH FKL D M O M Q R FK 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012 ST U W U X Y Q ZU [ \ Akreditasi s/d April 2015) ] Y ^_U Q\ ` aQ b c ] Y d U Q U [ e U ^ D M ff ZY g Y Q `U c U h ] U Q U O Y i Y Q ......... (Muh. Darwis Isnaini)

## DASAR TEORI
Penurunan Tekanan pada Grid Pejarak (Spacer Grid) dan Nozzle
Kehilangan  tekanan  sepanjang  batang  bahan  bakar  selain  dipengaruhi  oleh  panjang  batang bahan  bakar,  dapat  juga  ditimbulkan  dengan  adanya  grid  dudukan/pemegang  yang  berbentuk nozzle ( nozzle bagian  atas  dan  bawah)  atau  grid  pejarak  sarang  lebah  ( Honeycomb  Grid  Spacer ),  seperti ditunjukkan  pada  Gambar  1.  Kehilangan  tekanan  dapat  dihitung  menggunakan  koefisien  kehilangan tekanan.  Penurunan  tekanan  akibat  adanya  pejarak  lebih  besar  dibandingkan  dengan  kehilangan tekanan sepanjang perangkat BBN telanjang ( bare-rod bundle ).
Penurunan  tekanan  ( D ps)  sepanjang  pejarak  diberikan  oleh  persamaan  DeStordeur  sebagai berikut [6]:
l v /A s /2)(A 2 s V ( ρ s C s Δp = mn o
pq rs t r : C s : koefisien penahan (drag coefficient)
u : rapat jenis pendingin, kg/m 3
A v : luas aliran yang tak tertutup oleh grid atau pejarak, m 2
A s : luas proyeksi frontal dari pejarak, m 2
V s : kecepatan pendingin di bagian pejarak, m/s
Grid  pejarak  mempunyai  ukuran  tebal  dan  tinggi  masing-masing  0,8  dan  40  mm  [7].  Koefisien penahan grid (grid drag coefficient) merupakan fungsi bilangan Reynold untuk untuk tipe pejarak kawat sprial dan pejarak grid sarang lebah, di mana pada nilai bilangan Reynold tinggi (Re ~ 10 5 ), nilai koefisien penahan (C s ) untuk pejarak grid sarang lebah sebesar » 1,65 [6], untuk pejarak grid bentuk lesung dengan sirip penyampur aliran sebesar 2,37 [8], sedangkan nilai koefisien penahan untuk nozzle bagian bawah dan atas masing-masing sebesar 3,29 dan 2,60 [8].
Gambar 1. Potongan perangkat BBN dilengkapi nozzle (bagian atas dan bawah) dan grid pejarak  bentuk lesung dengan sirip penyampur aliran pada batang bahan bakar dan thimble pengarah. [1,2]
v w xy z w { y |z } ~  w  z  w  ~w  No.3 Oktober 2013, Hal. 159-170
 || y   | z   z  y  }|                – 240X Nomor : 402/AU2/P2MI-LIPI/04/2012

## Korelasi Fluks Kalor Kritis (Critical Heat Flux - CHF)
Korelasi  yang  banyak  digunakan  untuk  analisis  awal  terjadinya  pendidihan  ( Departure  of Nucleate Boiling – DNB) untuk reaktor PWR adalah korelasi W-3 yang dikembangkan oleh Tong [6]. Korelasi  ini  dapat  dipergunakan  untuk  bentuk  geometri  tampang  aliran  lingkaran,  persegi  dan perangkat batang. Korelasi ini dikembangkan untk fluks kalor aksial yang seragam, sedangkan untuk distribusi  fluks  yang  tidak  seragam  ditambahkan  faktor  koreksi.  Pengaruh  pejarak  lokal  dapat  juga diambil  ke  dalam  perhitungan  dengan  faktor  spesifik.  Korelasi  fluks  kalor  kritis    untuk  kanal  yang dipanasi secara seragam diberikan oleh persamaan:
  ( 0003413 , 0 8258 , 0 )][ 1 , 124 exp( 8357 , 0
2664 , 0 ][ 869 , 0 157 , 1 ][ 3271 326 , 2 ) 1729 , 0 596 , 1 1484 , 0 [( ]} ) 5987 , 0 177 , 18 exp[( ) 01427 , 0 1722 , 0 ( ) 06238 , 0 022 , 2 {( " in f h e e e e e cr h h D x G x x x x p p p q - + - + - + + - - - + - = (2)
dengan :
q ” cr
: fluks kalor kritis atau fluks kalor DNB, kW/m 2
p
: tekanan, MPa G : fluks massa, kg/m 2 s
D h : diameter terpanasi ekuivalen (equivalent heated diameter) , m x e : kualitas termodinamika uap lokal
h in
: entalpi masukan (kJ/kg)
h f : entalpi pendingin saturasi (kJ/kg)
Korelasi pada persamaan (2) berlaku valid untuk daerah jangkauan: p  = 5,516 sampai 15,86 MPa
G = 1356,3 sampai 6781,5 kg/m 2 .s D h = 0,00508 sampai 0,01778 m x e = -0,15 sampai 0,15

## L = 0,254 sampai 3,66 m
Fluks  kalor  aksial  yang  tidak  seragam  (q” cr,  n )  dapat  dicari  dari  fluks  kalor  seragam  dikalikan faktor koreksi F yang ditentukan dengan persamaan:
 q q n cr n cr / " , =    ¡ ¢ £ ¡ ¤ ¥¦ exp( 1 )[ ( " ' )] ' ( exp[ ) ' ( "
l l l l C q dz z C z q C F o - - - - = ò (4)
 an:
q ” cr, n : fluks kalor lokal pada posisi DNB, kW/m 2
§ : jarak ke posisi DNB yang diprediksikan oleh model q ” cr yang seragam, dan
¨ 72 , 1 9 , 7 6 )] ( 1 [ 10 23 , 4 - - ´ = m G x C e l
(5)
©  £ ª « ¡ ¬ £ ­ ® ¯ £ ° £ ± ² ¬ ³ £  ® ¡ ´ £ ª ¡  ®  ® µ £ ¡ ® ¡ ²® (Departure  of  Nucleate  Boiling  Ratio – DNBR) dinyatakan dalam bentuk perbandingan fluks kalor kritis dengan fluks kalor pada titik atau ketinggian bahan bakar (z).
¶ ( " ) ( " ) ( ) ( z q z q z kalor Fluks z kritis kalor Fluks
DNBR cr = = (6)
· £ ¬ ® ¸ ¸ ¬ £ ª £ ± ® ² ¬ £ ² «¬  ® ­ ¸ « ² ¹ £ ¡ ¸ £ µ° £ « ¡ ² « ¹ º ¡ ³ £ º ® ¡ ¹ ­ ± £ º £ ² £ ¡ ¯ ª ¬ £ ­ ® ¬ £ ¹ ²¯ ¬ » º £ ¹ £ dipersyaratkan  memiliki  DNBR  minimum  atau MDNBR  dengan  menggunakan  korelasi  W-3  adalah 1,30  [6]  atau  2,17  [9,10],  sedangkan Westinghouse mempersyaratkan  MDNBR  sebesar  2,80  dengan korelasi WRB-2M [1].
¼½ ½¾ ¿ À ¿¿ ÁÂ ÀÃÄ ¾ Å Æ Å Ç È ÀÃ 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012 ÉÊ Ë Ì Ë Í Î Ç ÏË Ð Ñ Akreditasi s/d April 2015) ÒÓ ÔÕÖ ×ØÙ Ú ×Û Ü ÒÓ Ý Ö ×Ö Þ ß Ö Ô à á ââãÓ ä Ó ×ÙÖ Ü Ö å Ò Ö × Ö æÓ ç Ó × ......... (Muh. Darwis Isnaini)

## Kode COBRA-EN
Kode  COBRA-EN  adalah  sebuah  program  komputer  untuk  menganalisis  termohidrolika  teras (berupa perangkat BBN) atau termohidrolika subkanal (berupa batang bahan bakar) baik untuk kondisi tunak    ( steady  state )  atau  transien.  Data  masukan  kode  COBRA-EN  adalah  daya  linier,  ukuran geometri elemen bakar (bahan bakar dan kelongsong), laju alir efektif, temperatur pendingin masukan ke teras dan sifat termal elemen bakar (konduktivitas termal dan panas spesifik). Adapun keluaran dari perhitungan  antara  lain  distribusi  penurunan  tekanan,  entalpi,  fluks  massa,  densitas  pendingin, distribusi temperatur pendingin, kelongsong dan meat bahan bakar, fluks panas, besar hantaran kalor dan DNBR.
Penurunan  tekanan  ( D P)  sepanjang  pejarak  atau  melalui  grid  plat  bagian  atas  dan  bawah  di dalam kode COBRA-EN diberikan oleh persamaan:
ë /2g v' (G D K ΔP c 2 = ìí î
ïð ñò ó ñ : D P : penurunan tekanan (kgf/m 2 ) K D : koefisien kehilangan tekanan oleh penahan (drag coefficient)
G : fluks massa pendingin (kg/m 2 /s)
v’ : volume spesifik (m 3 /kg) g c : faktor konversi dari teknis (kg.m/s 2 ) ke satuan gaya (kgf) di mana g c = 9,80665

## Diskripsi  teras AP1000
Di dalam melakukan analisis pengaruh grid pejarak ini digunakan data dari pembangkit listrik tenaga nuklir rancangan Westinghouse tipe AP1000, dengan data spesifikasi teknis tertera pada Tabel 1.  Di  dalam  pengoperasian  suatu  PLTN,  harus  selalu  dipastikan  bahwa  instalasi  tersebut  dapat beroperasi dengan selamat baik pada kondisi tunak (steady-state) maupun dalam kondisi transien. Pada reaktor PLTN PWR, batasan operasi reaktor dikatakan selamat jika  temperatur meat bahan bakar pada kondisi  terburuk  sekitar  30%  berada  di  bawah  temperatur  lelehnya  2594oC  dan  MDNBR  lebih  dari 2,80 dengan korelasi WRB-2M [1].
Tabel 1. Spesifikasi teknis AP1000 [1].
ôõöð ÷ø ôù ú ÷ ûüüü ý ó þ ó termal (MW) ý ó þ ó l õ ÿ i õ ið ó ñò õ i ì î
Laju alir efektif (kg/jam) Tekanan operasi (MPa)
ôð T öð ó i inlet öð ñïõñòõñ ì o C î ôð T öð ó i outlet öð ñ ï õñòõ ñ ì o C î Penurunan tekanan teras (kPa) 3üü ûû1 43 í 10 6 û11û3 279,44 324,66 2 í 1ü F ÿ ó ð ó ió ì T 2 )
Fluks kalor maks (kW/m 2 ) 24 í û 1634,71

## METODOLOGI
Analisis  pengaruh  grid  pejarak  grid  perangkat  BBN  pada  perhitungan  termohidrolika  teras AP1000, sistematikanya ditunjukkan pada Gambar 2.
J V 5 No.3 Oktober 2013, Hal. 159-170
( ! "# 5 $
' ) *
Gambar 2. Sistematika perhitungan termohidrolika teras dan subkanal adanya grid pejarak pada perangkat BBN AP1000.
Perhitungan  di  atas  dilakukan  untuk  kondisi  operasi  tunak  ( steady  state) meliputi  kegiatan pemodelan,  perhitungan,  dan  analisis  hasil  perhitungan,  dan  akan  diperoleh  hasil  perhitungan  untuk kanal  (perangkat  BBN)  terpanas  dan  terdingin,  serta  subkanal  (batang  bahan  bakar)  terpanas  sesuai desain.
Dalam pemodelan perhitungan dengan kode COBRA-EN, diambil 1/8 teras (26 perangkat) dari teras AP-1000 yang terdiri dari 157 perangkat BBN, dengan tiap perangkat dimodelkan menjadi satu kanal. Dalam analisis teras dipilih perangkat BBN posisi H-8 dengan faktor radial 1,279 sebagai kanal panas  dan  perangkat  BBN  posisi  G-15  dengan  faktor  radial  0,436  sebagai  kanal  dingin,  sedangkan untuk analisis titik terpanas (the hottest spot) dari subkanal terpanas digunakan faktor daya 2,60 sesuai dengan desain AP1000[1].
Perhitungan  termohidrolika  teras  (kanal)  dan  subkanal  diawali  dengan  perhitungan  pada perangkat BBN tanpa grid pejarak, perangkat BBN dengan variasi jumlah grid pejarak dari 1 sampai 8, dan  perangkat  BBN  dengan  8  grid  pejarak  dan  2 nozzle bagian  bawah  dan  atas  (untuk  selanjutnya disingkat  8/2  grid- nozzle) ,  sesuai  batasan  data  masukan (input) kode  COBRA-EN  yang  maksimum hanya  10  grid.  Dari  panjang  perangkat  BBN  AP1000  4,267  m,  dibuat  distribusi  faktor  daya  aksial aksial sebanyak 61 node, dengan jarak spasi sebesar 0,0711 m/spasi, dan keluaran dibuat sebanyak 131 node  di  mana pada posisi  grid pejarak  dibuat  4  node  dengan  spasi  0,01  m  dan 6 node  dengan spasi 0,005  m,  Dalam  perhitungan  digunakan  data  daya  termal  3400  MW,  laju  alir  efektif (effective  flow rate) sebesar 48,4437 x 10 6 kg/jam atau setara dengan fluks massa pendingin awal 3468,2 kg/m 2 .s dan temperature inlet pendingin  279,44 o C  sebagai  data  masukan . Posisi  pemasangan  grid  pejarak  dan nozzle untuk perhitungan ini ditunjukkan pada Tabel 2.
+, ,- . / .. 0 /78 - N 9 N : ; /7 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012
<= > ? > @ A : B> D E Akreditasi s/d April 2015) P A GH> :E K L: M O P A Q > : > D R > G - N SS BA U A : K> O > W P > : > 9 A X A : ......... (Muh. Darwis Isnaini)
Tabel 2. Posisi pemasangan grid pejarak dan nozzle .
\ ]^ _ ` a b c de f g h j k l m n p pq h x q r x q r x q r x q r x q r x q r x q r x q r x q r x q r st u t v
grid wy zz{|
bawah
f } ff
g f } l f f } hf f } hf f } hf f } hf f } hf f } gf f } gf f } gf
h
f } pf f } l f f } k f f } jl f } j f f } h l f } hf f } hf
j
f } pf f } m f f } l f f } k f f } k f f } j f f } j f k
f } pf f } ml f } m f f } l f f } k f f } k f l
f } pf f } nf f } m f f } l f f } l f m
f } pf f } nf f } m f f } m f n
f } pf f } nf f } nf
p f } pf f } pf
~   atas
g } ff

## HASIL DAN PEMBAHASAN

## Pengaruh Variasi Grid Pejarak Pada Perhitungan Termohidrolika Teras
Pengaruh  variasi  jumlah  grid  pejarak  terhadap  penurunan  tekanan  teras  ditunjukkan  pada Gambar 3. Sebagai dasar model perhitungan yakni pada model perangkat BBN tanpa grid, diperoleh penurunan tekanan teras sebesar 73,98 kPa.
Gambar 3. Grafik distribusi penurunan tekanan teras sebagai fungsi tinggi teras aktif, untuk variasi jumlah grid pejarak.
Dari  Gambar  3  terlihat  bahwa  setiap  penambahan  satu  grid  pejarak,  akan  berakibat bertambahnya  nilai  penurunan  tekanan  teras  sekitar  19,4  kPa  atau  sekitar  26,22  %,  sedemikian sehingga  akibat  penambahan  8  grid  pejarak  maka  penurunan  tekanan  teras  akan  berubah  dari  73,98 kPa  menjadi  228,65  kPa  (naik  154,67  kPa  atau  209,07%).  Pada  perhitungan  dengan  penambahan nozzle bawah  dan  atas  dibandingkan  dengan  model  perangkat  BBN  dengan  8  grid,  nilai  penurunan tekanan sepanjang teras aktif akan berubah menjadi 276,88 kPa berarti naik 48,29 kPa atau 21,09 % yang berasal dari penambahan penurunan tekanan yang disebabkan oleh nozzle bawah sebesar 22,52 kPa  (9,84  %)  dan  oleh nozzle atas  sebesar  25,71  kPa  (11,25  %).  Hal  ini  disebabkan  karena nozzle bawah  dan  atas  sebagai  pemegang  perangkat  BBN  mempunyai  bentuk  lebih  rapat  dibanding  grid pejarak  bentuk  lesung  dengan  sirip,  sehingga  akan  memberikan  pengaruh  penurunan  tekanan  yang
                    No.3 Oktober 2013, Hal. 159-170               ¡¢ £  ¢ ¤¡ ¥  ¢  ¦§   ¨ ©ªª «  ¬  – 240X Nomor : 402/AU2/P2MI-LIPI/04/2012
lebih besar. Adapun jika dibandingkan dengan penurunan tekanan sepanjang teras aktif desain AP1000 sebesar 275,0 kPa, maka hasil perhitungan dengan kode COBRA-EN sebesar 276,88 kPa ini terdapat perbedaan  0,68%.  Hal  ini  menunjukkan  bahwa  pemodelan  perangkat  BBN  dengan  8/2  grid- nozzle pada kode COBRA-EN cukup sesuai dengan model desain.
Dari perhitungan untuk variasi jumlah grid pejarak, diperoleh hasil nilai penurunan tekanan teras yang  valid  untuk  model  perangkat  BBN  dengan  8/2  grid -nozzle ,  maka  dari  itu,  pada  analisis selanjutnya  hanya  akan  ditekankan  pada  perbandingan  analisis  termohidrolika  pada  perangkat  BBN tanpa grid pejarak dan dengan 8/2 grid- nozzle , serta analisis pada subkanal terpanas dengan 8/2 grid- nozzle dari desain reaktor AP1000 yang beroperasi pada daya nominal kondisi tunak ( steady state ).
Gambar 4. Grafik distribusi arah radial teras (a). Fluks massa pendingin dan (b). Penurunan tekanan teras. Catatan: Ring 0 = posisi perangkat di tengah teras, Ring 7 = posisi di pinggir teras.
Gambar 4 menunjukkan grafik distribusi arah radial teras untuk (a). fluks massa pendingin dan (b). penurunan tekanan teras dari perangkat BBN posisi H8 di pusat teras (ring 0) sampai perangkat BBN  posisi  G15  di  pinggir  teras  (ring  7).  Dari  Gambar  4(a)  terlihat  bahwa  baik  untuk  fluks  massa perangkat BBN tanpa grid maupun dengan 8/2 grid- nozzle pada bagian tengah teras (kanal panas) lebih rendah dibanding fluks massa pada pinggir teras (kanal dingin), yang menunjukkan adanya aliran arah lateral  dari  kanal  panas  ke  kanal  dingin,  hal  ini  dikuatkan    dengan  bukti  bahwa  penurunan  tekanan pada  perangkat  BBN  di  tengah  teras  lebih  tinggi  dibandingkan  dengan  yang  di  pinggir  teras.  Arah aliran  lateral  ini  terjadi  karena  pada  kanal  panas  membangktkan  panas  yang  lebih  besar,  yang menyebabkan temperatur pendingin pada kanal panas juga lebih tinggi dibanding pada kanal dingin di pinggir teras.
¯° °± ² ³ ²² ´µ ³¶· ± ¸ ¹ ¸ º » ³¶ 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012 ¼½ ¾ ¿ ¾ À Á º Â¾ Ã Ä Akreditasi s/d April 2015) Å Á ÆÇ¾ ºÄ È Éº Ê Ë Å Á Ì ¾ º ¾ Ã Í ¾ Æ ± ¸ ÎÎ ÂÁ Ï Á º È¾ Ë ¾ Ð Å ¾ º ¾ ¹ Á Ñ Á º ......... (Muh. Darwis Isnaini)
Gambar 5. Grafik distribusi arah aksial kanal panas dan kanal dingin (a). fluks massa pendingin dan (b). koefisien hantaran kalor. Catatan: 0 = perangkat BBN tanpa grid, 8/2 = perangkat BBN dengan 8/2 grid- nozzle .
Pada Gambar 5 ditunjukkan besarnya fluks massa pendingin (G) dan koefisien hantaran kalor (h) sepanjang arah aksial perangkat BBN tanpa grid dan dengan 8/2 grid- nozzle , masing-masing untuk kanal panas dan kanal dingin. Sebagaimana Gambar 4, pada Gambar 5 (a) menunjukkan bahwa G dari kanal  dingin  lebih  besar  dibanding  kanal  panas.  Dengan  adanya  pemasangan  8/2  grid- nozzle akan berakibat  nilai G kanal  panas  menjadi  semakin  kecil  (berkurang  sampai  0,95%)  sedangkan  nilai G kanal dingin akan menjadi semakin besar (bertambah sampai 1,88%) akibat adanya aliran arah lateral dari kanal panas. Adapun Gambar 5 (b) menunjukkan grafik koefisien hantaran kalor (h) arah aksial. Pada perangkat BBN tanpa grid pejarak, nilai h untuk kanal panas lebih tinggi dari nilai untuk kanal dingin.  Dengan  adanya  pemasangan  8/2  grid- nozzle akan  berakibat  nilai h dari  kanal  panas  menjadi semakin  kecil  (berkurang  sampai  0,79%)  sedangkan  pada  kanal  dingin  akan  menjadi  semakin  besar (bertambah sampai 1,45%).
Dari  analisis  kanal  di  atas,  belum  terlihat  secara  jelas  pengaruh  pemasangan  8/2  grid- nozzle kecuali  perubahan  nilai G yang lebih  kecil pada  kanal panas dan lebih  besar pada kanal dingin, dan berlaku sebaliknya pada nilai h. Di bawah ini, akan dibahas analisis subkanal tepanas (SKP) yaitu rod bahan bakar terpanas yang memiliki faktor radial 2,60 untuk mencari batasan desain.
Gambar 6. Grafik distribusi arah aksial subkanal terpanas (SKP) (a). fluks massa pendingin dan (b). koefisien hantaran kalor. Catatan: 0 = SKP tanpa grid, 8/2 = SKP dengan 8/2 grid-nozzle.
Pada Gambar 6 ditunjukkan besarnya fluks massa pendingin (G) dan koefisien hantaran kalor (h) sepanjang arah aksial subkanal terpanas (SKP) tanpa grid dan SKP dengan 8/2 grid- nozzle .  Pada Gambar 6 (a) terlihat adanya puncak berbentuk gerigi pada kurva G dari SKP dengan 8/2 grid- nozzle. Dibanding SKP tanpa grid yang memiliki nilai G rerata sebesar 3413,54 kg/m 2 s, maka nilai G rerata dari  SKP  dengan  8/2  grid- nozzle sebesar  3438,26  kg/m 2 .s  lebih  besar  0,72%,  dengan  perbedaan maksimum  1,91%  pada  puncak  gerigi.  Dengan  dipasangnya  grid  pejarak  akan  membuat  turbulensi aliran  meningkat  sebelum  melalui  grid  (fluks  massa  bertambah  sampai  1,69%)  dan  berkurang  lagi setelah  melewati  grid  karena  hambatan  dari  grid  pejarak.  Adanya  fluktuasi G berakibat  nilai h juga terjadi fluktuasi, seperti ditunjukkan pada Gambar 6 (b). Dibanding pada SKP tanpa grid ( h rerata = 40.806,4  W/m 2 .K),  maka  nilai h rerata  dari  SKP  dengan  8/2  grid- nozzle sebesar  39.902,8  W/m 2 .K berarti 2,21%, dan pada puncak gerigi lebih reandah 4,06%.
Õ Ö ×Ø Ù Ö Ú Ø ÛÙ Ü Ý Þ Ö ß àÙ á Ö âã äå æ ç No.3 Oktober 2013, Hal. 159-170 èé ê ë ê ì í î ä ê ï ð ñï î í òó ôê ë ó ëõò ñ ö î ó ä ÷ø æ ç ù úûû ü æ ý ææ – 240X Nomor : 402/AU2/P2MI-LIPI/04/2012
Gambar 7. Grafik distribusi temperatur pendingin dan temperatur kelongsong luar dari SKP tanpa grid pejarak dan SKP dengan 8/2 grid- nozzle. Catatan: f = fluida (pendingin), oc = outer cladding (kelongsong luar).
Gambar  7  menunjukkan  grafik  distribusi  temperatur  pendingin  dan  kelongsong  luar  dari  SKP tanpa grid pejarak dan SKP dengan 8/2 grid- nozzle. Dengan pemasangan 8/2 grid- nozzle menyebabkan temperatur kelongsong berkurang 0,15 sampai 1,57% dan temperatur pendingin berkurang  0,0% (pada masukan)  sampai  0,66%  (pada  keluaran  subkanal).  Meskipun  temperatur  kelongsong  dan  peningin berkurang, tetapi beda temperatur kelongsong dan pendingin (∆T = T c – T f ) pada umumnya lebih kecil 5,50 sampai 20,65% tetapi ada beberapa titik di posisi grid yang memiliki ∆T lebih besar 3,15 sampai 7,93%. Hal ini antara lain dipengaruhi oleh nilai h dan nilai fluks kalor (q”) yang berbeda terutama pada posisi terpasangnya grid pejarak.
Gambar 8. Grafik distribusi fluks kalor , fluks kalor kritis (critical heat flux – CHF) dan DNBR pada analisis SKP AP1000. (a) untuk sepanjang kanal, (b) zoom untuk fluks kalor dan DNBR. (Catatan: 0 = SKP tanpa grid pejarak, 8/2 : SKP dengan 8/2 grid - nozzle ).
Gambar 8 menunjukkan grafik distribusi fluks kalor, fluks kalor kritis dan DNBR pada analisis SKP  AP1000.  Akibat  dari  pemasangan  8/2  grid- nozzle akan  mengakibatkan  penurunan  tekanan sepanjang  teras  aktif  menjadi  lebih  besar,  hal  ini  akan  menyebabkan  fluks  kalor  kritis  pada  SKP dengan 8/2 grid- nozzle (sebesar 4.015,9 kW/m 2 ) meningkat rata-rata 11,20% dibandingkan fluks kalor kritis  pada  subkanal  panas  tanpa  grid  pejarak  sebesar  3.611,5  kW/m 2 (berdasarkan  persamaan  2).
I
2 N N 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012 ( Akreditasi s/d April 2015)
P P N P ......... (Muh. Darwis Isnaini)
Karena digunakan daya reaktor yang sama (tidak berubah), maka fluks kalor yang dibangkitkan oleh subkanal panas juga tidak berubah, kecuali pada posisi grid pejarak maka fluks kalor SKP dengan 8/2 grid- nozzle lebih rendah antara 3,92% sampai 15,63%. Berdasarkan persamaan 6, maka nilai DNBR sepanjang tinggi kanal untuk SKP tanpa grid diperoleh antara 2,30 sampai 8,95, sedangkan untuk SKP dengan 8/2 grid- nozzle diperoleh sebesar 2,48 sampai 10,53 (meningkat 7,62% sampai 17,64%).
Berdasarkan  analisis  dari  Gambar  4  sampai  8,  maka  secara  garis  besar  perbandingan  hasil perhitungan  termohidrolika  kanal  panas,  kanal  dingin  dan  subkanal  terpanas pada  reaktor  AP1000 pada operasi daya nominal kondisi tunak ( steady state) untuk model tanpa grid pejarak dan dengan 8/2 grid- nozzle menggunakan  kode  COBRA-EN  dapat  dirangkum  menjadi  Tabel    3.  Dari  Tabel  3 menunjukkan bahwa akibat pemasangan 8/2 grid- nozzle akan mengakibatkan penurunan tekanan teras semakin  besar  3,74  kali, G rerata  pada  kanal  panas  berkurang  1,03%, G rerata  kanal  dingin  dan subkanal terpanas bertambah masing-masing 1,91% dan 0,25%, temperatur pendingin keluaran sebesar 0,02% sampai 0,66%, temperatur kelongsong luar bertambah 0,00 sampai 0,18% dan temperatur meat bahan bakar bertambah 0,02 sampai 0,04% dibanding nilai yang sama pada perangkat BBN tanpa grid pejarak.  Namun demikian, jumlah  grid pejarak juga  harus dibatasi  tidak  boleh  menutup  keseluruhan perangkat, karena grid pejarak yang semakin banyak justru akan membentuk selubung perangkat BBN yang  akan  menghalangi  aliran  silang (cross  flow) antar  perangkat  BBN,  sehingga  akan  berakibat semakin  tingginya  temperatur  pendingin  sehingga  dapat  mencapai  temperatur  saturasi  dan  terjadi pendidihan  sebagaimana  terjadi  pada  perangkat  BBN  reaktor  air  tekan (Boiling  Water  Reactor – BWR).
Tabel 3. Perbandingan hasil perhitungan termohidrolika kanal panas, subkanal panas dan titik terpanas reaktor AP1000 pada operasi daya nominal kondisi tunak ( steady state) menggunakan kode COBRA-EN
! " # $ % & # ' ) * ) ' # $ + # %", - pejarak
! " # $ % & # ' ) * ) * - ! $ %# $ . %", - + ! / # " # & 0 3 nozzle atas dan bawah
K# $ # 4 panas K# $ # 4 dingin S 5 ) & # $ # 4 terpanas K# $ # 4 + # $ # 6 K # $ # 4 -,$ % , $ S 5 ) & # $ # 4 terpanas 7 , 4# , 7 , 4# , 7 , 4# ,
7 , 4# , D8 9 . (%) 7 , 4# , D8 9 % 7 , 4# , D8 9 .
(%)
F # &': " " # -, # 4
; 3 < = ; > ? 3 ; = ; 3 < = ; == =; > ? @ A @ @ 3 ; = = ; = = B C 8 E E GC 8 HC J L sepanjang teras aktif (kPa)
<> ; = <? ; <? ; 3 < ; 7 * M 3< ; . OQ R 3 < ; .. 7 * M
F 45& 6 massa rerata (kg/m 2 .s) ? > T ; ? > . T ; T ? > 3 3 * ? 3 ? > 3? ; T U 1,03 ? T T 3 ; = V A W V X Y X Z [ \] Z [ ^_
`a b c esien hantaran kalor rerata (W/m d e ` f X_ e Yg] X Y e ] h \ Y Z e g Zi X_ e XiX j 0,35 X _ e h Z\ k ,55 X] e ] ZX j 2,21 l b m n b o p qro l s o C) T tengah tu v w maks T t u v w bag. luar, maks T x y v z bag. dalam, maks T x y v z bag. luar, maks T pendingin keluaran 944,75 449,85 361,55 337,55 323,06 507,65 339,25 309,55 301,75 297,21 1593,95 585,55 400,55 348,35 327,51 945,15 450,35 361,85 338,15 322,85 0,04 0,11 0,08 0,18 -0,07 500,75 339,55 309,55 301,75 297,15 0,02 0,09 0,00 0,00 -0,02 1594,25 585,55 400,45 348,35 325,34 0,02 0,00 -0,02 0,00 -0,66
{| r}~ } p |a o } o q  ~ (kW/m 2 ) X Y_ ^ ,2 X 460,8 X 661,8 X \ Z \ ,8 \ [ YZ X \ YY ,1     Y Z Y i ,6 h Z [ _ h {| r}~ } p |a o mp }~ s } m 2 ) g Z X [ ] ^ ^ \ Y [ Z _ h i X Y[ _ 1 g Z Y [ X 7 Z [ Zi ^\ Y [ ^Z k  k 5 h i X_ [ h i Z [ Z Y   m   p qp r   
Y [ X X h ^ [ \ X ^ [ X Z i [ ] \ ih [ Z h X [ \]     ^ [ Yg \ [ i ^
Jika  dibandingkan  hasil  perhitungan  untuk  titik  terpanas  dengan  8  grid  pejarak  dan  2 nozzle atas  dan  bawah  (Tabel  3)  dengan  data  desain  (Tabel  1)  diperoleh  hasil  temperatur outlet pendingin sebesar 325,34 o C (perbedaan 0,21%), penurunan tekanan teras sebesar 276,88 kPa (perbedaan 0,68%), fluks kalor maksimum sebesar 1635,16 kW/m 2 (perbedaan 0,03%) dan DNBR minimum sebesar 2,48 (korelasi W-3) lebih kecil 11,61% dibanding data desain (korelasi WRB-2M), dan lebih besar 14,06% dibanding persyaratan dengan korelasi W-3.
                    No.3 Oktober 2013, Hal. 159-170    ¡      ¢    £¤  ¤ ¥£ ¢ ¦  ¤  §¨   © ª««   ¬  – 240X Nomor : 402/AU2/P2MI-LIPI/04/2012

## KESIMPULAN
Dari  perbandingan  analisis  termohidrolika  kanal  panas,  kanal  dingin  dan  subkanal  terpanas desain reaktor AP1000 pada operasi daya nominal kondisi tunak ( steady state) untuk model perangkat BBN  tanpa  grid  pejarak  dan  model  perangkat  BBN  dengan  8/2  grid- nozzle menggunakan  kode COBRA-EN menunjukkan bahwa akibat pemasangan 8/2 grid- nozzle akan mengakibatkan penurunan tekanan  teras  semakin  besar,  sedangkan  fluks  massa  pendingin  dan  koefisien  hantaran  kalor  terjadi berfluktuasi pada daerah grid pejarak. Penurunan tekanan semakin besar juga akan berakibat pada nilai fluks kalor kritis bertambah besar. Karena fluks kalor cenderung tidak berubah (tidak ada perubahan daya reaktor), kecuali pada sekitar grid pejarak maka akan menyebabkan nilai DNBR bertambah besar yang berarti marjin keselamatannya bertambah besar.
Perhitungan  untuk  subkanal  terpanas  desain  dengan  8/2  grid- nozzle menunjukkan  perbedaan yang  tidak  signifikan  pada  temperatur outlet pendingin,  penurunan  tekanan  teras,  dan  fluks  kalor maksimum, serta diperoleh MDNBR minimum sebesar 2,48 lebih besar 14,06% dibanding persyaratan korelasi W-3 sebesar 2,17. Dibanding perangkat BBN tanpa grid, maka adanya penambahan 8/2 grid- nozzle akan memberikan nilai parameter termohidrolika dan angka keselamatan yang lebih baik.

## DAFTAR PUSTAKA
1. AP1000 European Design Control Document, EPS-GW-GL-700 Revision 1: Westinghouse; 2009. Chapter 4 Reactor, p. 4.2.14-46. Available from :
http://www.ukap1000application.com/ doc_pdf_library.aspx ° ± ccessed March 8, 2010.
2. Song  K.N.,  Lee  S.B.,  Lee  S.H.  Performance  Evaluation  of  New  Spacer  Grid  Shapes  for PWRs. Journal of Nuclear Engineering and Technology. 2007; 39(6): 737-746.
3. Darwis  Isnaini  M.  Pemetaan  distribusi  suhu  dan  DNBR  pada  perangkat  bahan  bakar AP1000-EU. Jurnal Teknologi Reaktor Tri Dasa Mega. 2010; 12(2):103-113.
4. Darwis Isnaini M., Dibyo S., Suroso, Geni RS., Endiah PH., Subekti M.Evaluasi Parameter Desain  Termohidrolika  Teras  dan  Subkanal  PLTN  AP1000  pada  Kondisi  Tunak.  Jurnal Teknologi Reaktor Tri Dasa Mega. 2012; 14 (1): 14-28.
5. Filho  FAB.,  Caldeira  AD.,  Borges  EM.  A  problem  in  the  COBRA-EN  code  related  to  the void fraction calculation. Annals of Nuclear Energy. 2005; 32:1782-1785.
6. Todreas  N.,  Kazimi  MS.  Nuclear  Systems  I:  Thermal  Hydraulic  Fundamentals.  USA: Hemisphere Publishing Corporation; 1990; p.386-388, 558-560.
7. Sugimoto  J.,  Muraov  Y.  Effect  of  grid  spacers  on  reflood  heat  transfer  in  PWR-LOCA. Journal of Nuclear and Science. 1984: 103-114. Available from: URL:
http://www.tandfofline.com/loi/tnst20 ² ³´ µ¶ · ¸¹ ¸ º µ´ » ¸µ ¼ º · µ ¶ ½ ¾ ¿ÀÁ · ¶ Â ´ ¼ Ã ÄÅ Æ Ç µ ÈÉ Ä È °
Accessed December 05, 2012.
8. Min Tsung K., Chung Y.W., Ching C.C., Xu Y., Yuan K., Dzodzo M., Conner M., Beltz S., Ray S., Bissett T. CFD analysis of PWR core top and reactor vessel upper plenum internal subdomain models. Journal Nuclear Engineering and Design. 2011; 241: 4181-4193.
9. Shuffler  C.,  Trant  J.,  Malen  J.,  Todreas  N.  Thermal  hydraulic  analysis  for  grid  supported pressurized water reactor cores. Journal Nuclear Engineering and Design. 2009; 239: 1442- 1460.
10. Diller P., Todreas N., Hejzlar P. Thermal-hydraulic analysis for wire-wrapped PWR cores. Journal Nuclear Engineering and Design. 2009; 239: 1461-1470.