I N 1411  2 N 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012
......... (M )

## ANALISIS DISTRIBUSI KECEPATAN PENDINGIN DALAM ELEMEN BAKAR TIPE PELAT MENGGUNAKAN METODE CFD UNTUK REAKTOR RISET RSG-GAS
Muhammad Subekti, Darwis Isnaini, Endiah Puji Hastuti Pusat Teknologi Reaktor dan Keselamatan Nuklir, BATAN. Komplek Puspiptek Gedung No.80
Serpong Tangerang Selatan 15310.
Email: subekti@batan.go.id.
Diterima editor 04 Maret 2013 Disetujui untuk publikasi 15 April 2013

## ABSTRAK
ANALISIS  DISTRIBUSI  KECEPATAN  PENDINGIN  DALAM    ELEMEN  BAKAR  TIPE  PELAT MENGGUNAKAN  METODE  CFD  UNTUK  REAKTOR  RISET  RSG-GAS .  Eksperimen  pengukuran distribusi kecepatan pendingin dalam subkanal elemen bakar reaktor riset RSG-GAS sulit dilakukan karena lebar  celah  yang  sangat  kecil  dan  terletak  di  dalam  elemen  bakar.  Oleh  karena  itu  diperlukan  perhitungan untuk memprediksi distribusi kecepatan pendingin dalam subkanal untuk mengkonfirmasi bahwa keberadaan handle  tidak  merusak  distribusi  kecepatan  pendingin  masuk  ke  dalam  setiap  subkanal.  Perhitungan  ini memerlukan  metode  CFD  yang  memperhatikan  interior  3  dimensi.  Perhitungan  distribusi  kecepatan pendingin dalam subkanal juga belum pernah dilakukan. Tujuan penelitian ini adalah melakukan investigasi distribusi kecepatan pendingin  elemen  bakar  tipe  pelat menggunakan  metode CFD 3  dimensi untuk reaktor riset  RSG-GAS.  Penelitian  ini  juga  sangat  diperlukan  sebagai  bagian  dari  pengembangan  desain termohidrolika elemen bakar untuk reaktor riset inovatif. Pemodelan menggunakan ½ model dalam perangkat lunak  Gambit  dan  perhitungan  menggunakan  persamaan  Turbulen  dalam  perangkat  lunak  FLUENT  6.3. Hasil perhitungan kecepatan pendingin tiga dimensi dalam subkanal menggunakan metode CFD lebih rendah sekitar  4,06%  dari  pada  hasil  perhitungan  satu  dimensi  karena  perhitungan  satu  dimensi  mengabaikan keberadaan handle.
Kata kunci: Aliran pendingin, elemen bakar, reaktor riset, kondisi tunak, CFD

## ABTRACT
THE  ANALYSIS  OF  COOLANT-VELOCITY  DISTRIBUTION  IN  PLAT-TYPED  FUEL  ELEMENT USING  CFD  METHOD  FOR  RSG-GAS  RESEARCH  REACTOR. The  measurement  experiment  for coolant-velocity distribution in the subchannel of fuel element of RSG-GAS research reactor is difficult to be carried out due to too narrow channel and subchannel placed inside the fuel element. Hence, the calculation is required to predict the coolant-velocity distribution inside subchannel to confirm that the handle presence does  not  ruin  the  velocity  distribution  into  every  subchannel.  This  calculation  utilizes  CFD  method,  which respect to 3-dimension interior.  Moreover, the calculation of coolant-velocity distribution inside subchannel was  not  ever  carried  out.  The  research  object  is  to  investigate  the  distribution  of  coolant-velocity  in  plat- typed fuel element using 3-dimention CFD method for RSG-GAS research reactor. This research is required as  a part of  the  development  of  thermalhydraulic  design  of  fuel  element  for  innovative  research  reactor  as well. The modeling uses ½ model in Gambit software and calculation uses turbulence equation in FLUENT 6.3  software.  Calculation  result  of  3D  coolant-velocity  in  subchannel  using  CFD  method  is  lower  about 4,06% than 1D calculation result due to 1D calculation obeys handle availability.
Keywords: Coolant flow, fuel element, research reactor, steady state, CFD
J ! " #$ % & ' V #' )5 No.2 Juni 2013, Hal. 67-76 *+ + N 1411 – 240X ,- . - / 0 402/AU2/P2MI-LIPI/04/201 1

## PENDAHULUAN
Distribusi  kecepatan  pendingin  air  dalam  elemen  bakar  Reaktor  Serba  Guna  G.A  Siwabessy (RSG-GAS)  sebagai  aliran  subkanal  perlu  dihitung  dengan  akurat.  Kesulitan  eksperimen  dalam mengukur kecepatan pendingin dalam subkanal elemen bakar disebabkan karena celah subkanal yang sangat  kecil  sebesar  2,55  mm  dan  konstruksi  interior  subkanal  terletak  di  dalam  elemen  bakar. Eksperimen  perhitungan  kecepatan  pendingin  dilakukan  dengan  cara  pengukuran  laju  alir  dalam elemen  bakar  bagian  ujung fitting bawah  sebesar  46,13  m3/h  atau  12,71  kg/s  di  posisi  D5  [1]. Berdasarkan  pengukuran  ini,  maka  luas  aliran  dapat  dibandingkan  dengan  luas  aliran  subkanal sehingga  kecepatan  pendingin  dalam  subkanal  dapat  dihitung  dengan  asumsi  seluruh  subkanal memiliki  kecepatan  pendingin  yang  seragam.  Asumsi  ini  belum  pernah  diuji  mengingat  interior  atas terdapat  penyempitan  luas  aliran  sebelum  aliran  pendingin  masuk  ke  subkanal  karena  adanya konstruksi handle elemen  bakar.  Oleh  karena  itu,  perhitungan  akurat  distribusi  kecepatan  pendingin dalam setiap kanal perlu dilakukan menggunakan metode yang mampu menghitung secara 3 dimensi, yaitu  metode  dinamika  fluida  ( computational  fluid  dynamics ,  CFD)  untuk  mengkonfirmasi  bahwa keberadaan handle tidak merusak distribusi kecepatan pendingin masuk ke dalam setiap subkanal. Kondisi  konstruksi handle elemen  bakar  kemungkinan  bisa  menghalangi  sebagian  aliran  dari atas  memasuki  subkanal.  Perhitungan  menggunakan  metode  CFD  memasukkan  banyak  faktor  friksi termasuk friksi dalam subkanal, kondisi interior 3 dimensi, laju alir, temperatur, tekanan, dimensi luas aliran  dan  sebagainya.  Studi  hidrolika  aliran  turbulen  dalam  elemen  bakar  tipe Material  Testing Reactor (MTR)  telah  dilakukan  oleh  peneliti  lain  menggunakan  metode  CFD  untuk  mengetahui dampak keberadaan handle elemen bakar yang  mengakibatkan perbedaan kecepatan  pendingin  lokal sebesar 5% dibandingkan dengan kecepatan rerata akibat dari penurunan pressure drop lokal £ 3%[2]. Penelitian terkini berhasil melakukan validasi metode CFD pada kondisi transien kehilangan pendingin untuk  reaktor  riset  generik  IAEA  10  MW[3].  Kemudian,  hasil  perhitungan  ini  dibandingkan  dengan perhitungan menggunakan kode termohidrolika standar yang telah dilakukan sebelumnya[4]. Validasi ini  merekomendasikan  model  menyeluruh  untuk  memastikan  keterbatasan  pada  batas  kondisi  dan memerlukan jumlah diskritisasi yang luar biasa besar. Oleh karena itu, validasi difokuskan pada daerah kanal  terpanas  dalam  kondisi  kehilangan  pendingin  sampai  terjadi  sirkulasi  alam  dan  metode  CFD menghitung temperatur dengan cukup akurat[5].
Berdasarkan  perkembangan  terkini  tentang  aplikasi  metode  CFD  untuk  menprediksi  distribusi kecepatan  kondisi  tunak[2]  maupun  kondisi  transien[3,5],  maka  metode  CFD  sangat  sesuai  untuk prediksi  distribusi  kecepatan  dalam  subkanal  elemen  bakar  reaktor  riset  RSG-GAS.  Pemodelan dilakukan menggunakan perangkat lunak Gambit untuk ½ model dan perhitungan CFD menggunakan perangkat lunak FLUENT 6.3. Tujuan penelitian ini adalah melakukan investigasi distribusi kecepatan pendingin  dalam  elemen  bakar  tipe  pelat  menggunakan  metode  CFD  3  dimensi  untuk  reaktor  riset RSG-GAS, termasuk  investigasi pengaruh interior handle . Verifikasi  elemen bakar uji  reaktor  RSG- GAS  sudah  dilakukan  pada  penelitian  sebelumnya  tanpa  interior handle [6].  Penelitian  ini  sangat bermanfaat  untuk  menunjang  pengembangan  elemen  bakar  yang  digunakan  reaktor  riset  RSG-GAS untuk  desain  termohidrolika  elemen  bakar  reaktor  riset  inovatif  dimana  elemen  bakar  reaktor  riset inovatif menggunakan elemen bakar yang sama dengan reaktor riset RSG-GAS[7].

## ELEMEN BAKAR REAKTOR RISET RSG-GAS
Reaktor RSG-GAS merupakan reaktor riset jenis MTR yang dioperasikan pada daya 30 MWt menggunakan  bahan  bakar  U 3 Si 2 -Al  dengan  pengkayaan  U 235 sebesar  19,75%[1,8].  Teras  reaktor terdiri dari 40 elemen bakar, 8 elemen bakar kendali, 8 posisi iradiasi, dan reflektor berryllium . Elemen bakar terdiri dari end fitting , handle atas, 2 pelat samping, dan 21 pelat bahan bakar dispersi U 3 Si 2 -Al dengan  AlMg 2 sebagai  material  pembungkus.  Gambar  1  memperlihatkan  bentuk  dan  dimensi  EB RSG-GAS[1].
788 N 1411 9 :;< = >? @ ? B C ;< 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012 D EF GH K H K L H K O B H PQ K H R ST SUF OF E W SEXH E YH E L F G F @ Z GS @ SE ......... [\ Q ] F @@ FX 8 Q PS ^ O H )
Gambar 1. Bentuk dan dimensi elemen bakar RSG-GAS[1] dan material berbeda digunakan untuk

## RRI [7]
Aliran pendingin air mengalir dari atas elemen bakar menuju bagian bawah dengan laju alir 12,5 kg/s atau dengan kecepatan 3,70 m/s dalam subkanal[1]. Panjang seluruh elemen bakar adalah 868,5 mm. Setiap pelat bahan bakar dalam elemen bakar mempunyai ketebalan 1,30 mm dengan tebal meat U 3 Si 2 -Al sebesar 0,54 mm dan dilapisi pembungkus setebal 0,38 mm. Panjang meat adalah 600 mm dan lebar sebesar 62,75 mm. Ujung end fitting dirancang berbentuk silinder dengan diameter luar 61 mm, tinggi 171,5 mm, dan tebal dinding 6,6 mm. Bagian atas end fitting diperlebar ke bagian transisi yang menahan kedua pelat samping yang memiliki tebal 4,5 mm. Bagian atas pelat samping dilengkapi dengan handle dengan  diameter  13  mm. Handle ini  digunakan  untuk  menerima  ujung  pemegang handling tool pada saat proses pemindahan bahan bakar. Tabel 1 memperlihatkan data desain elemen bakar RSG-GAS.
Tabel 1. Data desain elemen bakar RSG-GAS
ab cb de fe c ge hb i j ke l b j i l m e c b h n e b l fo c pqe d e j r b l b c s e j ih ac o t u l h i n v su dqb w x e qb f t b q b d e q e de j bakar standar y z ae qb f pq e de j r b l b c su dqb w x e qb f { b w b j { b l b c t i t b q b d f e cb h | } ~  e f e { b q b j  o j b meat, mm ~    e { b c  o j b meat, mm } y   ab j b j   o j b meat , mm } ~ ~ s e j i h { b w b j { b l b c  3 Si 2 – Al                                     meat, g/cm3  ¡ ¢    £        ¤    ¤     ¥       ¦ § ¨ © ¢   £        ¤    ¤     ¥      ¦ §                    ¤    ¤   ª  « ¢   £     ¬     £  ­   £        ¨ ®£   ¬     £  ­   £        §     ¯    ¬     £  ­   £       ¡ 
° ± ² ³ ´ ± µ³ ¶ ´· ¸¹± º » ´¼ ± ½ ¸¼ ± ¾¿ No.2 Juni 2013, Hal. 67-76 ÀÁ Á N 1411 – 240X º ¸ Â ¸¹ Ã 402/AU2/P2MI-LIPI/04/201 Ä

## METODE CFD
Metode  CFD  menggunakan  pemodelan  untuk  menentukan  ukuran  model,  diskritisasi,  dan kondisi  batas.  Pemodelan  dilakukan  berdasarkan  ½  model  elemen  bakar  untuk  memudahkan pemeriksaan  model  dari  kesalahan  pemodelan.  Pemodelan  3  dimensi  diterapkan  supaya  interior konstruksi handle dan end  fitting dapat  dimodelkan  dengan  ½  model.  Penyelesain  metode  CFD menggunakan  perangkat  lunak  FLUENT  6.3  berdasarkan  penyelesaian  persamaan  distribusi  aliran, turbulen,  dan  energi.  Model  viskositas  untuk  persamaan  turbulen  adalah  model k-epsilon .  Model  ini dipilih karena memiliki karakteristik yang sesuai dengan kondisi asumsi kecepatan pendingin 3,6 m/s. Alternatif  model  viskositas  dapat  menggunakan k-omega , Reynolds  Stress ,  maupun  dengan Large Eddy Simulation (LES).
Software  FLUENT  menerapkan  penyelesaian volume hingga  ( finite  volume )  dimana  domain dibagi  menjadi  himpunan volume diskritisasi  dan  persamaan  diferensial  (1)  ini  dintegrasikan  pada volume diskritisasi menjadi persamaan aljabar sebagai persamaan umum konservasi f untuk parameter masa,  momentum  ( u,v,w ),  dan  energi  ( h ).  Persamaan  konservasi  ini  sangat  tergantung  pada  densitas fluida r [kg/m 3 ], luas aliran pendingin A [m 2 ], stress tensor G [kg/m.s], dan volume V [m 3 ]. Sumber S f adalah  masa  yang  ditambahkan  ke  dalam  fase  kontinuitas.  Persamaan  konservasi  masa  diselesaikan dengan  persamaan  kontinuitas,  persamaan  momentum  mengacu  pada  persamaan  Navier-Stokes,  dan persamaan konservasi energi menghitung energi berdasarkan hukum termodinamika.
Ç È É Ê Ë Ì ÍÎ Ï Ð Ñ ÒÓÎ Ì Î Î Ô Õ Î Ô Ö × ØÓ Ñ ÍÑÓÎ Ø Ù Î Ô × Î Í Î Ì Ì ÑÚ Û × Ñ Ü Ý Þ Î × Î ÍÎ Ï ß Ð Ñ ÒÓÎ Ì Î Î Ô Ù Û Ô Ó Ñ Òà ÎÓ Ø á â - epsilon  merupakan  model  dua  persamaan  tambahan  untuk  menghitung  energi  kinetik  turbulen, k [J] dan  laju  disipasi  energi  kinetik, e [m 2 /s 3 ].  Sehingga  jumlah  persamaan  menjadi  5  persamaan.  Untuk penyelesaian  secara  tuntas,  masih  diperlukan  dua  persamaan.  Persamaan  pertama  adalah  persamaan densitas fluida untuk pendingin air dimana r = r 0 . Sedangkan persamaan kedua adalah persamaan yang menghubungkan perubahan entalpi terhadap perubahan temperatur ( T ) dan tekanan ( P ). Untuk kondisi densitas yang konstan diperoleh c p [J/kg.K] yang konstan, sehingga persamaan terakhir untuk energi internal jenis e [J/kg] dapat ditulis sebagai berikut:
ã ä c de p = Ç å É æ Û ÍË Ó Ø Î Ô Î Í ØÚ Ø Ù Ú ÑÒ Ï Î × Î Ð Ð ÑÒÓ ÎÌ ÎÎ Ô çÎ à ØÑ Ò -Stoke  hanya  berlaku  untuk  aliran  yang  sederhana seperti kondisi aliran dalam subkanal dimana kondisi ideal berlaku. Metode CFD mengacu persamaan ini dan keseimbangan energi dalam volume diskritisasi mengikuti geometri elemen bakar. Ukuran dan jumlah volume kontrol  ditentukan  untuk  mempengaruhi  akurasi  penyelesaian.  Penyelesaian keseimbangan  energi  dan  aliran  dilakukan  secara  numerik  berdasarkan  kondisi  batas  yang  telah ditetapkan.  Proses  iterasi  akan  menurunkan  residu  ( error )  sampai  pada  jumlah  yang  dapat  diterima. Perhitungan  CFD  ini  akan  menghasilkan  distribusi  kecepatan  pendingin  secara  detail  dalam  suatu bentuk interior tertentu dimana akurasi sangat ditentukan oleh proses modeling.

## TATA KERJA
Pemodelan  menggunakan  ½  model  dilakukan  dengan  skala  ukuran  penuh.  Kemudian  model didiskritisasi  dan  ditentukan  area  batas  berdasarkan  jenis  masukan  ( input ),  luaran  ( output ),  dinding batas  ( wall ),  dan mirror .  Pemodelan  ini  menggunakan  perangkat  lunak  Gambit.  Gambar  2 memperlihatkan  pemodelan  elemen  bakar  reaktor  riset  RSG-GAS  menggunakan  perangkat  lunak Gambit.
ò ò ò ò + × Ñ G = × + ¶ ¶ V A A V dV S d d dV t f f rf rf A A V
èéé N 1411 ê ëìí î ïð ñ ð ó ô ìí 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012 õ ö÷ øù ú ù ú û ù ú ü ó ù ýþ ú ù ÿ A A÷ ü÷ ö Aöù ö ù ö û ÷ ø ÷ ñ øA ñ Aö ......... (M þ ÷ ññ ÷ é þ ýA ü ù )
Gambar 2. Pemodelan elemen bakar reaktor RSG-GAS menggunakan perangkat lunak Gambit.
Model  diskritisasi  menghasilkan  856.000  diskrit volume ,  cukup  teliti  untuk  dapat  dihitung menggunakan  komputer  pribadi  ( personal  computer ).  Optimasi  model  dilakukan  dengan menggunakan  ½  model  seperti  yang  terlihat  pada  Gambar  3.  Gambar  3  juga  memperlihatkan  hasil diskritisasi volume .
Selanjutnya  data  pemodelan  dalam  Gambit  dikonversi  ke  data  X-Y  supaya  dapat  dibaca  oleh perangkat  lunak  FLUENT.  Kondisi  batas  ditetapkan  dalam  FLUENT  dengan  parameter  laju  alir masukan sebesar 12,5 kg/s dan temperatur 41,5 ° C. Pembangkitan panas nominal dalam meat dengan dimensi volume 0,54x62,75x600  mm  sebesar  41  watt/cm 2 [1].  Iterasi  dalam  FLUENT  ditetapkan konvergen  pada  kondisi  residu  mencapai  1.10 -6 .  Sebelum  analisis  dilakukan, benchmarking perhitungan FLUENT, COOLOD, dan CAUDVAP untuk parameter kecepatan pendingin pada posisi tertentu.
Gambar 3. Optimasi ½ model dan diskritisasi EB reaktor riset RSG-GAS

## BENCHMARKING
Benchmarking dilakukan  dengan  menggunakan  parameter  temperatur  luaran  ( output )  serta parameter  kecepatan  pendingin  desain.  Tabel  2  memperlihatkan  hasil  perhitungan  FLUENT dibandingkan dengan data desain untuk parameter temperatur dan Tabel 3 untuk parameter kecepatan pendingin.  Hasil  ini  memperlihatkan  bahwa  parameter  temperatur  luaran  perlu  dihitung  ulang menggunakan  kode  termohidrolika  COOLOD  karena  titik  pengukuran  temperatur  teras  berada  pada posisi  berbeda  dengan  titik  hasil  perhitungan  FLUENT.  Pada  titik  yang  sama,  hasil  perhitungan temperatur rerata dalam FLUENT sebesar 53,00 ° C cukup dekat dengan hasil perhitungan COOLOD dan  LAK  sebesar  52,40 ° C  dengan  perbedaan  1,13%.  Tabel  3  memperlihatkan  perbandingan  hasil
I nterior Dalam Interior Luar end-fitting handle Pelat bahan bakar Luaran ( output ) Arah a lir a n pendingi n g
J V 5 No.2 Juni 2013, Hal. 67-76 N 1411 – 240X N 402/AU2/P2MI-LIPI/04/201 2
perhitungan  FLUENT,  CAUDVAB,  dan  data  desain  untuk  parameter  kecepatan  pendingin  dalam subkanal.  Perhitungan  FLUENT  sebesar  3,66  m/s  dan  data  kecepatan  pendingin  desain  sebesar  3,69 m/s tidak memiliki perbedaan yang signifikan, yaitu berbeda sebesar 0,27%.
Tabel 2. Hasil perhitungan FLUENT dibandingkan dengan data desain
P ! " # $ ! %# & F ')*+ , C--' - . . D # / 01 3 B D 4 6 D 6 & / 8 9 :; 9 ° C 8 9 :; 9 ° C 8 9 : ; 9 ° C H  D #% 4 " # 6 / < / 4 6 % 6 / ; = :9 9 ° C Y ; = : 1 > ° C W ; > : 8 9 ° C ; > : 8 9 ° C 4 6 & D# 6 ; 8 : > ; ° C W ; > : 8 9 ° C ? , +#% # : Y tanpa handle [6], W dengan handle
Tabel 3. Perbandingan hasil perhitungan dengan data desain
P! D# D# @ %#  / F ')*+ , C @ ).E @ B . D # / 01 3 C % " G " / G & = :K K L D Y = :; 8 L D W = :K O L D = : Q 9 L D B R " S % " G " / G & > : Q K L D ? ? TU X -fitting ; :O = L D ? ? P # 4 % 6 / % / G & Y :K ; L D ? ? Z [\ ]^\ _ `_^ a^ b Y tanpa handle [6], W dengan handle

## HASIL DAN PEMBAHASAN
Validasi  pemodelan  menggunakan  Gambit  dan  perhitungan  dengan  FLUENT  telah memperlihatkan  hasil  perhitungan  dibandingkan  dengan  data  desain  dan  hasil  perhitungan menggunakan  kode  termohidrolika  standar  COOLOD  dan  CAUDVAB.  Hasil  perhitungan  FLUENT diperlihatkan pada Gambar 4 yang menampilkan distribusi temperatur dalam elemen bakar dengan laju aliran pendingin, fluk panas, dan temperatur masukan dengan kondisi laju aliran 12,5 kg/s, fluk panas 41,5  watt/cm 2 ,  temperatur  masukan  40,50 ° C.  Distribusi  panas  dalam  subkanal  terakumulasi  pada bagian  bawah  dan  titik  posisi  bagian  bawah  subkanal  inilah  yang  digunakan  sebagai  acuan  dalam perhitungan yang sama menggunakan kode termohidrolika COOLOD. Data perbandingan temperatur keluaran  sudah  ditampilkan  pada  bagian benchmarking Tabel  2.  Keberadaan handle membuat distribusi  kecepatan  turun  3,28%  yang  berdampak  pada  peningkatan  hasil  perhitungan  temperatur luaran menjadi 53,12 ° C atau berbeda 0,23% dengan temperatur tanpa handle . Hasil ini mengkoreksi hasil perhitungan distribusi temperatur dalam elemen bakar RSG-GAS tanpa interior handle . Analisis termohidrolika elemen bakar secara lebih detail menggunakan metode CFD ini akan mengkonfirmasi beberapa faktor, yaitu (a) dampak konstruksi handle pada bagian masukan elemen bakar (bagian atas) terhadap  distribusi  kecepatan  pendingin  ke  setiap  subkanal,  (b)  perbedaan  distribusi  kecepatan pendingin  setiap  subkanal,  dan  (c)  dampak  konstruksi end  fitting terhadap  distribusi  kecepatan pendingin.
cdd N 1411  efg h ij k j l m fg 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012 n op qr s r s t r s u l r vw s r x yz y{p up o | yo}r o ~r o t p q p k  qy k yo .........  w  p kk p}  w vy  u r )

## Gambar 4. Distribusi temperatur dalam elemen bakar

## Dampak Konstruksi Handle
Hasil perhitungan CFD memastikan bahwa keberadaan konstruksi handle dalam elemen bakar reaktor  riset  RSG-GAS  tidak  mempengaruhi  distribusi  kecepatan  pendingin  ke  setiap  celah  bahan bakar. Gambar 5 memperlihatkan pengaruh konstruksi handle terhadap distribusi energi kinetika aliran turbulen pendingin elemen bakar reaktor riset RSG-GAS. Distribusi kecepatan pendingin pada bagian atas handle dan  sebagian  besar  celah  bagian  atas  terlihat  lebih  cepat  secara  signifikan.  Dampak kecepatan yang lebih tinggi dari kecepatan rerata ini adalah peningkatan tekanan pada material handle bagian atas dan pada pelat bahan bakar bagian atas.
Gambar 5. Pengaruh handle terhadap distribusi energi kinetika turbulen aliran pendingin
Gambar 6 memperlihatkan distribusi shear stress yang terjadi pada material handle bagian atas dan  pelat  bahan  bakar  bagian  atas.  Tekanan  rerata  fluida  masukan  adalah  200  kPa  (2,00  bar). Berdasarkan  hasil  perhitungan  FLUENT, handle bagian  atas  dan  pelat  bahan  bakar  bagian  atas menerima  tekanan  sampai  205  kPa  (2,05  bar)  atau  2,5%  lebih  besar  dari  tekanan  rerata.  Dampak konstruksi handle ini memberikan perbedaan distribusi tekanan pada celah paling luar sebesar 200 kPa (2,00 bar) sedangkan tekanan pada celah lain sebesar 197 kPa (1,97 bar) atau 1,5% lebih rendah dari pada  tekanan  rerata.  Penurunan  tekanan  lokal  ini  berbanding  lurus  dengan  penurunan pressure  drop lokal.  Meskipun  penurunan pressure  drop lokal  1,5%  ini  tidak  signifikan,  kecepatan  aliran  pada subkanal  dapat  terpengaruh  menjadi  lebih  rendah  dari  nilai  desain  yang  tidak  mengasumsikan keberadaan handle .
 emperatur [ ° C] 54,25 ° C  3,50 ° C  2,75 ° C  2,00 ° C  9,75 ° C  0,50 ° C  8,25 ° C  rah alira n  andle Pelat bahan bakar Subkanal
                  No.2 Juni 2013, Hal. 67-76   N 1411 – 240X     402/AU2/P2MI-LIPI/04/201 ¡
Gambar 6. Pengaruh handle terhadap distribusi shear stress.

## Perbedaan Distribusi Kecepatan Pendingin Setiap Subkanal
Hasil  perhitungan  FLUENT  memastikan  bahwa  celah  bahan  bakar  memiliki  kecepatan pendingin  yang  seragam.  Gambar  7  memperlihatkan  bahwa  distribusi  kecepatan  pendingin  dalam subkanal elemen bakar reaktor riset RSG-GAS menggunakan FLUENT terlihat seragam dan Gambar 8 memperlihatkan distribusi kecepatan pendingin secara global dalam elemen bakar. Hasil perhitungan FLUENT  dalam  Gambar  7  memperlihatkan  kecepatan  rerata  3,54  m/s  lebih  rendah  4,06%  dengan kecepatan desain RSG-GAS seperti yang sudah disampaikan dalam hasil benchmarking pada Tabel 3. Gambar 7 juga memperlihatkan grafik pola distribusi kecepatan pendingin antar subkanal. Hasil pola distribusi  ini  sesuai  dengan  hasil  eksperimen  maupun  perhitungan  CFD  2D  terhadap  distribusi pendingin pada reaktor riset MNR Kanada[2].
Hasil  perhitungan  rerata  menggunakan  FLUENT  lebih  rendah  dari  pada  hasil  perhitungan CAUDVAP  yang  menjadi  acuan  kecepatan  desain  karena  perhitungan  CAUDVAP  bersifat  satu dimensi  dan  tidak  memperhitungkan  keberadaan handle .  Sedangkan  FLUENT  menerapkan perhitungan  3D  dan  memperhitungkan  interior  keberadaan handle .  Keberadaan handle memberikan kontribusi  penurunan pressure  drop lokal  sebesar  1,5%  dibandingkan  dengan  nilai  rerata  dalam perhitungan  3D  sehingga  hasil  perhitungan  kecepatan  aliran  lokal  dapat  menjadi  lebih  rendah  dari perhitungan 1D yang mengabaikan handle .
Gambar 7. Distribusi kecepatan pendingin secara detail dalam setiap subkanal.
¤ andle Pelat bahan bakar Subkanal
¥¦¦ N 1411 § ¨©ª « ¬­ ® ­ ¯ ° ©ª 2/AU2/P2MI-LIPI/04/2012 ± ²³ ´µ ¶ µ ¶ · µ ¶ ¸ ¯ µ ¹º ¶ µ » ¼½ ¼¾³ ¸³ ² ¿ ¼²Àµ ² Áµ ² · ³ ´ ³ ® Â ´¼ ® ¼² ......... ÃÄ º Å ³ ®® ³À ¦ º ¹¼ Æ ¸ µ )

## Gambar 8. Distribusi kecepatan pendingin secara global dalam elemen bakar
Dampak Konstruksi End Fitting
Kecepatan pendingin dalam dalam elemen bakar bagian bawah sangat dipengaruhi oleh ukuran dan  bentuk  konstruksi end  fitting .  Distribusi  kecepatan  pendingin  pada end  fitting ini  terlihat  pada Gambar 9. Kecepatan celah sebesar 3,54 m/s akan menurun setelah luas interior aliran meningkat pada posisi  dibawah  celah  bahan  bakar.  Pada  posisi end  fitting ,  luas  interior  aliran  fluida  menyempit signifikan  sehingga  kecepatan  pendingin  meningkat  secara  drastis  menjadi  5,93  m/s  dan  terus meningkat  menjadi  8,65  m/s  pada  posisi  pipa  luaran  elemen  bakar.  Kecepatan  aliran  fluida  dalam elemen  bakar  bagian  bawah  ini  sudah  dijelaskan  secara  terstruktur  dalam  Tabel  3  untuk  tujuan benchmarking .
Gambar 9. Distribusi kecepatan pendingin sebelum memasuki end fitting juga terlihat rata.
Analisis termohidrolika secara detail ini memperlihatkan bahwa hasil perhitungan berdasarkan metode CFD menggunakan FLUENT mendukung hasil perhitungan termohidrolika konvensional 1D menggunakan kode standard COOLOD dan CAUDVAP. Sehingga hasil perhitungan FLUENT dapat digunakan  untuk  melengkapi  analisis  keselamatan  bersama  dengan  penggunaan  kode  perhitungan termohidrolika  konvensional  dalam  desain  reaktor  riset  inovatif.  Perhitungan  CFD  akan  diperlukan untuk  konfirmasi  hasil  perhitungan  termohidrolik  tersebut  dengan  sudut  pandang  kondisi  interior  3 dimensi yang kompleks seperti desain interior elemen bakar reaktor riset inovatif yang sama dengan elemen  bakar  RSG-GAS  meliputi  konstruksi handle ,  subkanal,  dan end  fitting .  Analisis  distribusi kecepatan  pendingin  RSG-GAS  ini  merupakan  pola  dasar  dalam  analisis  keselamatan  distribusi kecepatan pendingin pada elemen bakar reaktor riset inovatif dengan kecepatan pendingin lebih dari 5 m/s untuk 3 kandidat konfigurasi teras[9].

## KESIMPULAN
Hasil benchmarking memperlihatkan bahwa perhitungan temperatur luaran elemen bakar RSG- GAS  menggunakan  FLUENT  adalah  53,12 ° C  atau  lebih  tinggi  1,13%  dari  hasil  perhitungan
É andle End fitting Aliran keluar Ê nd fitting Pelat bahan bakar Subkanal 2,76 m/s 5,93 m/s 8,65 m/s
Ë Ì Í Î Ï Ì ÐÎ Ñ ÏÒ ÓÔÌ Õ Ö Ï× Ì Ø Ó× Ì ÙÚ No.2 Juni 2013, Hal. 67-76 ÛÜ Ü N 1411 – 240X Õ Ó Ý ÓÔ Þ 402/AU2/P2MI-LIPI/04/201 ß
COOLOD.  Hal  ini  terjadi  karena  hasil  perhitungan  FLUENT  terhadap  kecepatan  pendingin  dalam subkanal  dengan handle adalah  lebih  kecil  4,06%  dari  nilai  desain  yang  dihitung  menggunakan CAUDVAP.  Perbedaan  ini  terjadi  karena  model  FLUENT  memperhitungkan  keberadaan handle , sedangkan  kode  standar  pembanding  mengabaikan handle .  Perbedaan  penurunan  kecepatan  aliran antara tanpa dan dengan handle dalam FLUENT adalah 3,28% akibat penurunan pressure drop 1,5% dari  nilai  rerata  dan  selanjutnya  berdampak  pada  peningkatan  hasil  perhitungan  temperatur  luaran menjadi  53,12 ° C  atau  berbeda  0,23%  dengan  temperatur  luaran  elemen  bakar  tanpa handle .  Hasil perhitungan  CFD  ini  sebanding  dengan  hasil  eksperimen  dan  perhitungan  CFD  pada  reaktor  lain dimana  dampak handle pada  reaktor  riset  MNR  Kanada  memberikan  penurunan  pressure  drop £ 3% dari nilai rerata.

## UCAPAN TERIMA KASIH
Penelitian  ini  dapat  dilakukan  berkat  dukungan  dana  riset  Kementrian  Riset  dan  Teknologi dalam bentuk Penelitian Insentif untuk Peningkatan Kemampuan Peneliti dan Perekayasa (PI-PKPP) tahun  2012.  Oleh  karena  itu,  kami  mengucapkan  terima  kasih  atas  persetujuan  kontrak  penelitian dalam rangka mempercepat riset “Desain Reaktor Riset Inovatif” sesuai DIPA PTRKN -BATAN tahun 2010-2014.

## DAFTAR PUSTAKA
1. Pusat  Reaktor  Serba  Guna  (PRSG)-BATAN.  Laporan  Analisis  Keselamatan  RSG-GAS. Revisi 10.  2008.
2. Ha  T.,  and  Garland  WJ.  Hydraulic  study  of  turbulence  flow  in  MTR-Type  nuclear  fuel assembly. Journal of Nuclear Engineering and Design. 2006; 236: 975-984.
3. Salam A., and El-Morshedy S. CFD simulation of The IAEA 10 MW Generic MTR reactor under loss of flow transient. Journal of Annal of Nuclear Engineering. 2011; 38: 564-577.
4. Hamidouche  T.,  et  al.  Dynamic  calculation  of  the  IAEA  safety  MTR  research  reactor benchmark  problem  using  RELAP5/3.2  Code.  Journal  of  Annal  of  Nuclear  Engineering. 2004; 31: 1385-1402.
5. Salam A. CFD investigation of flow inversion in typical MTR research reactor undergoing thermal-hydraulic  transients.  Journal  of  Annal  of  Nuclear  Engineering.  2011;  38:  1578- 1592.
6. Endiah  PH.,  dan  Subekti  M.  Analisis  termohirolika  elemen  bakar  uji  U-7M0/Al  dan  U- 6Zr/Al di RSG-GAS menggunakan COOLOD-N2, NATCON dan CFD-3D. Jurnal Ilmiah Daur Bahan Bakar Nuklir. 2013;19-1: 1-14.
7. Endiah  PH.,  dkk.  UCD  reaktor  riset  inovatif.  Dokumen  Teknis  Pusat  Teknologi  Reaktor dan Keselamatan Nuklir (PTRKN)-BATAN; 2010. No.: BATAN-RKN-06-2010.
8. International  Nuclear  Fual  Cycle  Evaluation  (INFCE).  Advanced  fuel  cycle  and  reactor concepts.  report of working group 8; 1980. Report No.: INFCE/PC/2/8.
9. Isnaini  MD.,  et  al.  Analisis  distribusi  laju  alir  desain  teras  reaktor  riset  inovatif  berbahan bakar  tingkat  muat  tinggi.  Prosiding  Seminar  Nasional  ke-18  Teknologi  dan  Keselamatan PLTN serta Fasilitas Nuklir (TKPFN-18). Bandung: 2012. hal. 97-108.