## PENGARUH BENTUK ROUTING PERPIPAAN SISTEM PENDINGIN PRIMER REAKTOR TRIGA KONVERSI TERHADAP PENURUNAN AKTIVITAS N-16 DI PERMUKAAN TANGKI REAKTOR
V. Indriati Sri Wardhani dan Henky P. Rahardjo Pusat Sains dan Teknologi Nuklir Terapan – BATAN Bandung Jl. Tamansari 71 Bandung 14032 Diterima editor: 30 Agustus 2016 Diperbaiki: 10 Oktober 2016 Disetujui untuk publikasi: 19 Oktober 2016

## ABSTRAK
PENGARUH  BENTUK ROUTING PERPIPAAN  SISTEM  PENDINGIN  PRIMER  REAKTOR TRIGA KONVERSI TERHADAP PENURUNAN AKTIVITAS N-16 DI PERMUKAAN TANGKI REAKTOR . Program  konversi reaktor TRIGA 2000 Bandung dari bahan bakar silinder menjadi bahan bakar pelat perlu perancangan sistem  pendingin reaktor yang baru. Perancangan sistem pendingin reaktor yang  baru    tersebut  diusahakan  tidak  banyak  mengalami  perubahan  dari  sistem  pendingin  reaktor  yang telah ada, mengingat ruang dan tempatnya tidak mungkin diubah. Oleh karena itu perlu dilakukan analisis untuk  memilih routing perpipaan  sistem  pendingin  reaktor  TRIGA  pelat  yang  dapat  memenuhi persyaratan pendinginan sistem yang sesuai dengan kondisi ruang dan tempat yang telah ada. Mengingat batasan  ruang  yang  ada  maka  ada  4  (empat)  kemungkinan  bentuk routing yang  bisa  dirancang.  Dari keempat  kemungkinan routing tersebut  kemudian  dilakukan  analisis  waktu  tempuh  partikel  N-16  yang memancarkan  radiasi  gamma  ( γ )  dari  teras  ke  permukaan  tangki  reaktor.  Penelitian  dilakukan  dengan mengasumsikan  rapat  massa( ρ )  fluida  pendingin  konstan  (fluida  inkompresibel),  seluruh  N-16  yang dihasilkan  dalam  teras  reaktor  terangkut  ke  permukaan  tangki  reaktor.  Hasilnya  menunjukkan  bahwa routing alternatif 3 adalah yang paling optimum, karena waktu tempuhnya mendekati 5 (lima) kali waktu paruh  N 16 (36,7047  detik),  sehingga  aktivitasnya  turun  dari  100%  menjadi  3%nya  (A/A 0 =  0,0317)  dan panjang pipanya masih cukup untuk dimasukkan ke dalam ruang sistem pendingin reaktor yang tersedia.
Kata kunci: Routing , perpipaan, aktivitas N-16, waktu paruh, reaktor TRIGA pelat.

## ABSTRACT
EFFECTS  OF  THE  PIPE  ROUTING  SHAPE  OF  THE  PRIMARY  COOLING  SYSTEM  FOR CONVERSION TRIGA REACTOR TO DECREASE N-16 ACTIVITY IN THE SURFACE REACTOR TANK . The conversion program in 2000 Bandung TRIGA reactor fuel from the cylinder into fuel plates needs a new reactor cooling system design. The design of the new reactor cooling system are devised in such  away  to  not  much  changed  from  the  existing  reactor  cooling  system,  regarding  its  space  and location have no possibility to change. Therefore, pipe routing analysis is required to select the plate type TRIGA reactor cooling system, to meet the cooling requirements of the system, attempted to match with the existing space and location. According to the availability of the existing space, four (4) possibilities of pipe routing can be designed. From the four possibilities of pipe routing, then analyze the travel time of particles N-16, which emits gamma radiation from the core to the surface of the reactor tank. Analysis was  performed  by  assuming  a  constant  cooling  fluid  density  ( ρ )  (incompressible  fluid),  the  entire  N-16 generated in the reactor core is transported to the surface of the reactor tank. The results show that the third alternative pipe routing is the most optimum, due to its approaching transport time is five (5) times the half-life of N-16 (36.7047 sec), so that its activities decreases from 100% to 3% (A/A 0 = 0.0317) and the pipe length is still enough to put in the available space reactor cooling system.
Keywords: Pipes, routing, N-16 activities, half-life , TRIGA reactor plate type .

## PENDAHULUAN
Sejak  awal  tahun  2016  telah  dimulai  perancangan  sistem  Reaktor  TRIGA  konversi  yang berbahan  bakar  pelat  untuk  mengganti  sistem  reaktor  TRIGA  Bandung  yang  berbahan  bakar silinder agar tetap beroperasi [1]. Karena reaktor TRIGA konversi ini berbahan bakar pelat maka pendingin  terasnya  (sistem  pendingin  primer)  perlu  dilakukan  perubahan  yaitu  yang  semula pendinginan  dilakukan  secara  konveksi  alamiah  menjadi  konveksi  paksa  dan  arah  aliran  yang semula  dari  bawah  ke  atas  menjadi  dari  atas  ke  bawah,  lihat  pada  blok  diagram  Gambar  1. Pendinginan konveksi alamiah gerakan aliran fluida pendinginnya disebabkan oleh perubahan rapat massa akibat pemanasan, sedang pada konveksi paksa gerakan fluida pendinginnya dilakukan oleh pompa.

## Gambar 1. Perubahan Sistem Pendinginan Teras Reaktor TRIGA [1].
Bentuk  pendinginan  reaktor  berbahan  bakar  pelat  dilakukan  dengan  mengalirkan  fluida pendingin  diantara  celah  sempit  pelat  bahan  bakar,  sehingga  perlu  aliran  pendingin  yang  kuat. Aliran yang kuat hanya dapat dilakukan oleh pompa dan arah aliran dapat dibuat ke atas atau ke bawah.  Untuk  konveksi  alamiah  arah  alirannya  hanya  dari  bawah  ke  atas  seperti  pada  sistem pendinginan reaktor TRIGA 2000 Bandung. Jika pada sistem reaktor TRIGA pelat arah alirannya dibuat  dari  bawah  ke  atas  akan  berakibat  paparan  radiasi  di  permukaan  reaktor  menjadi  tinggi, karena  adanya  hasil  reaksi  neutron  dengan  air  yang  radioaktif  seperti  N-16  dan  terbawa  fuida pendingin  bergerak  ke  permukaan  reaktor  dalam  waktu  yang  pendek,  sehingga  tidak  ada  waktu tenggang untuk meluruh [2, 3]. Disamping itu elemen bakarnya akan tertekan ke atas oleh gerakan fluida  pendingin,  sehingga  perlu  dijaga  agar  elemen  bakar  tidak  bergerak  ke  atas  selama  fluida pendingin  mengalir.  Untuk  menghindari  hal  itu,  akan  lebih  tepat  jika  aliran  dibuat  dari  atas  ke bawah.  Selain  itu  N-16  yang  terangkut  fluida  pendingin  harus  memiliki  waktu  tempuh  yang panjang untuk meluruh agar pada saat mencapai permukaan tangki aktivitasnya turun [4, 5]. Oleh karena  itu  perlu  dirancang  suatu  sistem  perpipaan  yang routing -nya  cukup  panjang  agar  waktu tempuh  N-16  dari  teras  menuju  permukaan  tangki  reaktornya  lama  sehingga  aktivitas  N-16  nya menjadi  rendah  karena  akibat  peluruhan.    Rancangan  dilakukan  dengan  membuat  empat  (4) alternatif    model routing perpipaan  sistem  pendingin  reaktor  untuk  menentukan routing yang optimum.

## TEORI
Inti atom N-16 terjadi di dalam reaktor akibat adanya proses aktifasi neutron terhadap inti atom O-16 yang terdapat di dalam air pendingin primer reaktor, reaksi O 16 (n,p)N 16 . Adapun reaksi ini dapat diuraikan sebagai berikut [6, 7]:
8 O 16 + 0 n 1 7 N 16 + 1 p 1 (1)
7 N 16 8 O 16 + -1 β 0 + γ (2)
Primer Sekunder P p P s A C H E
Neutron yang mempunyai energi 10,1 Mev (neutron cepat) di dalam reaktor bereaksi dengan O-16  yang  ada  di  dalam  air  pendingin  reaktor  akan  terbentuk  N-16  yang  bersifat  radioaktif.  Inti atom  N-16  yang  terbentuk  ini  kemudian  meluruh  kembali  menjadi  O-16  sambil  membentuk partikel β dan memancarkan sinar γ . Akibat pancaran sinar γ dari hasil reaksi neutron dengan  O-16 yang ada di dalam air pendingin ini dapat menyebabkan aktivitas pendingin primer reaktor di atas tangki menjadi tinggi jika pendinginnya bersirkulasi dari teras ke permukaan tangki reaktor.
Aktivitas adalah perkalian antara konstanta peluruhan ( λ ) dan jumlah inti radioaktif (N). Jika aktivitas mula-mula A 0 maka aktivitas setelah t detik (A) dapat dinyatakan sebagai,
A = A 0 e - λ t (3)
Jika aktivitasnya menjadi setengahnya, maka A/A 0 = ½ atau ½ = e - λ t , maka waktu paruhnya adalah, t 1/2 =  ln  2  / λ =  0,6931/ λ dengan λ dari  N-16  adalah  0,094  1/detik.,  sehingga    t 1/2 N-16  = 0,6931/0,094 detik. = 7,37 detik [8]. Agar aktivitas air pendingin di atas tangki reaktor rendah maka waktu tempuh untuk sirkulasi dari teras ke permukaan tangki reaktor harus cukup lama. Berhubung aktivitas  teras  besarnya  bisa  bervariasi  salah  satunya  tergantung  pada  daya  saat  operasi.  IAEA menetapkan  nilai  batas  dosis  (NBD)  maksimum  20  mSv/tahun  [9],  sehingga  meskipun  aktivitas tinggi tetapi tidak melebihi NBD dianggap masih aman. Oleh karena itu diperlukan prediksi untuk memperpanjang waktu paruh peluruhannya agar harga aktivitas yang berasal dari teras menuju ke permukaan  tangki  reaktor  menjadi  jauh  kecil  atau  tidak  melewati  NBD.  Dengan  dasar  tersebut kemudian  ditentukan  waktu  paruhnya  diperpanjang  menjadi  5  kali  t 1/2 N 16 nya,  dengan  harapan aktivitas yang sampai di permukaan teras sudah cukup jauh lebih rendah. Jika 5 kali waktu paruh aktivitasnya masih tinggi maka harus dibatasi dengan prosedur atau batasan operasi (misal: reaktor scram ).

## METODOLOGI
Mempertimbangkan ruang yang tersedia di dalam gedung reaktor sudah tertentu (tetap) dan agar lebih efisien dalam melakukan konversi reaktor, maka perlu dirancang suatu sistem pendingin primer  reaktor  TRIGA  konversi  yang  dapat  memanfaatkan routing perpipaan  yang  sudah  ada (sistem  pendingin  primer  yang  lama),  hanya  harus  dibuat routing yang  lebih  panjang. Routing perpipaan  reaktor  yang  lama  terdiri  dari  3  (tiga)  bagian  yaitu  dari  tangki  reaktor  ke  pompa,  dari pompa ke penukar panas dan dari penukar panas ke tangki reaktor.  Pemikiran pemanfaatan sistem perpipaan  pendingin  primer  yang  lama  dapat  dilakukan  dengan  tetap  mempertahankan  routing perpipaan  dari  pompa  ke  penukar  panas  dan  dari  penukar  panas  ke  tangki  reaktor,  sedang  dari tangki reaktor ke pompa diubah dengan cara memutar-mutar pipa pendingin primer supaya lebih panjang  agar  lebih  lama  jarak  tempuhnya,  seperti  terlihat  pada  Gambar  2.  Pertambahan  panjang routing pipa  dapat  dilakukan  di  dalam Bulk  Shielding sehingga  tidak  memerlukan  tambahan ruangan.
Gambar 2. Perubahan routing sistem pendingin primer reaktor dari tangki ke pompa
Pompa Pompa Tangki
Dengan batasan ruang yang ada maka ada 4 (empat) kemungkinan bentuk routing yang bisa dilakukan  yaitu  seperti  terlihat  pada  Gambar  3,  4,  5  dan  6. Routing tersebut  dirancang  dan  di analisis  tegangan  pipanya  menggunakan  perangkat  lunak  CAESAR  II  [10,  11].  Keempat kemungkinan bentuk routing pipa tersebut, kemudian dilakukan analisis aktivitas paparan radiasi di permukaan air tangki reaktor. Aktivitas tersebut berasal dari aktivitas N-16 hasil reaksi air dengan neutron  di  teras  reaktor.  Hal  tersebut  dilakukan  untuk  memenuhi  nilai  batas  dosis  maksimum (NDB) yang telah ditetapkan IAEA [9]. Routing yang dipilih adalah yang paling optimum, yaitu lamanya  waktu  tempuh  (t)  N-16 yang  dapat  menurunkan  aktivitas  N-16 sehingga  tidak  banyak mengubah  bentuk  maupun  panjang  serta  routing  pipanya.  Hal  ini  bertujuan  supaya  tidak  perlu menambah ruang sistem pendingin reaktor dan alirannya cukup lambat, serta tidak mempengaruhi pendinginan sistem.
Gambar 3. Routing Sistem Pendingin Primer Reaktor Konversi Alternatif 1.
Gambar 4. Routing Sistem Pendingin Primer Reaktor Konversi Alternatif 2.
Gambar 5. Routing Sistem Pendingin Primer Reaktor Konversi Alternatif 3 .
Gambar 6. Routing Sistem Pendingin Primer Reaktor Konversi Alternatif 4.
Analisis penentuan lamanya  waktu  tempuh (t) N-16 dilakukan dengan membuat beberapa asumsi sebagai berikut :
1. Rapat massa air pendingin dianggap konstan (fluida inkompresibel)
2. Gesekan pipa diasumsikan kecil sekali (pipa licin)
3. N-16 hasil  reaksi  O-16 dengan  neutron  di  teras  reaktor  bergerak  menuju  permukaan  tangki reaktor mengikuti partikel air pendingin.
Berdasarkan ke 4 routing tersebut kemudian dapat diketahui panjang pipa keseluruhan dari teras  reaktor  (air  pendingin  keluar  teras  masuk  ke  penukar  panas)  masuk  ke  permukaan  tangki reaktor  (air  pendingin  masuk  tangki,  keluar  dari  penukar  panas).  Dari  panjang  pipa  tersebut kemudian  dihitung  waktu  tempuh  N-16 sepanjang  pipa  tersebut  berdasarkan  kecepatan  aliran pendinginnya. Kecepatan aliran diambil dari laju alir sistem pendingin primer reaktor TRIGA 2000 Bandung,  yaitu  950  gpm.  Laju  alir    ini  ditetapkan  agar  pompanya  masih  bisa  dipergunakan  dan tidak perlu mengubah letak dan ruang pompanya.
Tabel 1. Hasil perhitungan head pompa. Notasi Uraian Nilai Satuan Q Kapasitas 950 gpm 0,05678118 m3/s D Diameter 168.275 0,168275 m A Luas penampang pipa 0,022228433 m2 V Kecepatan 2,5544 m/s ν Viskositas dinamik 0,000000801 m2/s Re Bilangan Reynold 536639,5065 ε Epsilon 4,57E-05 m f Gesekan 0,014614943 L S Panjang pipa ( suction ) 89,604 m L D Panjang pipa ( discharge ) 36,78687 m K S Total Elbow ( suction ) 27 S L Kerugian ( suction ) 11,56777233 m H SS Suction head static 8,56 m K D Total K elbow  ( discharge ) 9 D L Kerugian ( discharge ) 4,055774418 m HE L Kerugian di HE 2 m DT L Kerugian di tujuan 10 m H D Total head ( discharge ) 16,05577442 m H VS Uap beat 80 o C 0,0472 bar H S Total head ( suction ) -3,00777233 m P S Tekanan Pompa ( suction ) 0,199222767 bar NPSHA Net Positive Suction Head 1,520227675 bar H T Total head 13,03554674 m W P Daya Pompa 37,08938937 kW
Penetapan  ini  dilakukan  dengan  melihat  bahwa head pompa  yang  ada  masih  mencukupi, yaitu  dengan  mempertimbangkan head ketinggian,  kecepatan,  perubahan  tekanan  masukan  dan keluaran,  NPSH  serta  kerugian  lainnya,  maka  diperoleh head totalnya  13,035  m  dan  daya pompanya  37,089  kW.  Ini  berarti  masih  di  bawah head total  dan  daya  pompa  primer  yang  ada, yaitu 15 m dan 40 kW[12], hasil perhitungan terlihat pada tabel 1.
Dengan diketahui waktu tempuhnya maka dapat dihitung pula fraksi penurunan aktivitas N- 16 nya. Adapun diagram alir analisis secara keseluruhan seperti terlihat pada Gambar 7.
Mulai
L(I), A(I), 950 gpm, diameter luarpipa ,tebal pipa , ρ air , λ N-16

## I = 1,4 L(I) = 1
A(I) Tulis Tidak        Ya
Luas pipa = π [{diameter luar pipa – 2(tebal pipa )}/2] 2 I = 4                          stop v = 950 gpm/( ρ air * Luas pipa )
t(I) = L(I) / v A(I)/A 0 = Exp[- λ N-16 *t(I)]
Gambar 7. Diagram Alir Analisis Waktu Tempuh dan Penurunan Aktivitas N-16.

## HASIL DAN PEMBAHASAN
Hasil dari perhitungan aktivitas pada diagram alir di atas terlihat bahwa routing alternatif 1 dan 2 belum  cukup  memenuhi  5  (lima)  kali  waktu  paruh  N-16,  sedang  alternatif  3  dan  4  sudah memenuhi,  lihat  Tabel  2.  Terlihat  pula  bahwa  untuk  diameter  pipa  dan  laju  alir  yang  sama,  jika panjang  pipa  bertambah  akan  dapat  memperlambat  waktu  tempuhnya,  sehingga  aktivitas  N-16 menjadi turun jauh lebih rendah dari aktivitas awalnya (turun menjadi 0,0317), lihat pada Tabel 2 dan kurva Gambar 8.
Tabel 2. Hasil Analisis Aktivitas N-16 Alternatif Routing Pipa Diameter luar Pipa (in) Laju Alir (gpm) Panjang Total Pipa (m) Waktu tempuh(detik) N 16 FRAKSI Aktivitas (A/Ao) 1 6,625 950 89,604 27,854 0,0729 2 6,625 950 102,199 31,7693 0,0505 3 6,625 950 118,076 36,7047 0,0317 4 6,625 950 130,704 40,63 0,0219

## Gambar 8. Kurva hubungan Panjang Pipa Total dengan Waktu Tempuh N-16.
Disini terlihat bahwa yang mengakibatkan turunnya aktivitas adalah panjang pipa, sehingga jika panjang pipa bertambah akan menyebabkan daya yang dibutuhkan pompa juga berubah. Oleh karena  itu  dilakukan  perhitungan  head  dan  daya  pompa  untuk  ke  empat  routing  pipa  dan  dipilih routing  yang  paling  optimum  menghasilkan  head  dan  daya  pompa  yang  dapat  terpenuhi  oleh pompa  yang  lama,  yaitu  pompa  yang  telah  digunakan  oleh  Reaktor  TRIGA  2000  Bandung. Hasilnya  seperti  terlihat  pada  Tabel  3,  kemudian  dipilih  bahwa  routing  alternatif  III  adalah  yang paling optimum, dengan head dan daya pompanya adalah 13,857 m dan 39,429 kW masih di bawa batas 15 m dan 40 kW [12]. Untuk alternative IV walaupun headnya masih terpenuhi tetapi daya pompanya lebih besar dari 40 kW, jadi tidak terpenuhi.
Tabel 3. Hubungan antara perubahan panjang pipa dengan head dan daya pompa
Alternatif Routing Panjang Pipa (m) Head (m) Daya Pompa yang dibutuhkan (kW) I II III IV 89,604 102,199 118,076 130,704 13,035 13,399 13,857 14,222 37,089 38,124 39,429 40,467
Pada  laju  alir  950  gpm  perlu  diperhitungkan  kemampuan  pendinginan  terasnya  secara termohidraulik, supaya tidak perlu ada perubahan pompa penggeraknya.
Demikian pula hubungan antara waktu tempuh dengan fraksi aktivitas N-16 pada Gambar 9 terlihat  bahwa  jika  waktu  tempuhnya  pendek  penurunan  aktivitas  N-16 nya  rendah  atau  dengan kata lain fraksi aktivitasnya tinggi, dan jika waktu tempuhnya panjang maka penurunan aktivitas N- 16 nya besar atau fraksi aktivitasnya rendah. Dari semua hasil tersebut kemudian dipilih routing yang paling optimum memenuhi syarat, yaitu yang waktu tempuhnya memenuhi tetapi panjangnya tidak terlalu panjang sehingga bisa masuk ke ruang reaktor yang tersedia (tidak perlu menambah ruangan  sistem  pendingin).  Dengan  demikian  alternatif  3  adalah  yang  paling  optimum,  waktu tempuhnya  paling  mendekati  5  (lima)  kali  waktu  paruh  N-16,  yaitu  36,7047  detik,  sehingga aktivitasnya  turun  dari  100%  menjadi  3%nya  (A/A 0 =0,0317)  dan  panjang  pipanya  masih  cukup untuk dimasukkan ke dalam ruang sistem pendingin reaktor yang tersedia.
Gambar 9. Kurva hubungan Waktu Tempuh dengan Fraksi Aktivitas N-16.

## KESIMPULAN
Berdasarkan  hasil  yang  diperoleh  dari  analisis  di  atas,  maka  dapat  disimpulkan  bahwa routing alternatif I dan II belum cukup memenuhi 5 (lima) kali waktu paruh N-16, sedang alternatif III dan IV sudah cukup memenuhi (dengan waktu paruh N-16 7,37 detik), tetapi alternatif IV daya pompa  yang  ada  tidak  cukup  memenuhi,  sehingga  yang  paling  optimum  adalah  alternatif  III. Routing alternatif  3  waktu  tempuhnya  paling  mendekati  5  (lima)  kali  waktu  paruh  N-16,  yaitu 36,7047 detik, sehingga aktivitasnya turun dari 100% menjadi 3%nya (A/A 0 =0,0317) dan panjang pipanya masih cukup untuk dimasukkan ke dalam ruang sistem pendingin reaktor yang tersedia.

## DAFTAR PUSTAKA
1. Henky  P.  Rahardjo,  V.  Indriati  Sri  Wardhani.  The  Critical  Point  of  Reactor  TRIGA  2000 Bandung  to  TRIGA  Reactor  Fuel  Plates.  The  15 th Seminar  sains  and  nuclear  technology Batan-Bandung. 2015. pp.137-142.
2. P.Ortiz-Lopez, G. Rajan, E.B. Padgorsak. Radiation Protection and Safety in Radiotherapy Chapter 16. 2012. pp.549-609.
3. Kebwaro J.M., Zhao Y., He C. Simulation of (16)O(n,p)(16)N Reaction Rate and Nitrogen 16 Inventory in a High Performance Light Water Reactor with One Pass Core. International journal of Applied radiation and isotopes. 2014; 94: 35-39.
4. Tufic Madi Fihli, Jose Patricio Nahuel, Antonio Carlos Iglesias Rodrigues. Application of Prompt Gamma Source for N-16 Detector System Calibration. International Nuclear Atomic Conferecce-INAC. 2011. pp. 1-5.
5. Pierson  B.D.,  Griffin  H.C.,  Flaska  M.,  Katalenich  J.A.,  Kitchen  B.B.,  Pozzi  S.A. Benchmarking of Repeatability of a Pneumatic Cyclic Neutron Activation Analysis Facility Using  16O(n,p)16N  for  Nuclear  Forensics.  International  journal  of  Applied  radiation  and isotopes. 2015; 96. pp. 20-26.
6. Nahid Sadeghi. Estimation of Reactor Power Using N-16 Production Rate and its Radiation Risk  Assessment  in  Teheran  Research  Reactor  (TRR).  J.  Nuclear  engineering  and  design. 2010; 240. pp. 3607-3610.
0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,02
7. Chistopher Earls Brennen. Thermo-hydraulics of Nuclear Reactors Chapter 2.4-2.5. Dankar publishing company. 2014. pp. 14-18.
8. John  R.  Lamarsh,  Anthony  J.  Baratta.  Introduction  to  Nuclear  Engineering  Pearson Education Limited. 2013. pp. 21-25.
9. IAEA  Safety  Standard  Radiation  Protection  and  Safety  of  Radiation  Source:  International Basic Safety Standard. 2011.
10. Ms.Prachi N. Tanbe, Prof.Dr.K.K.Dhande, Prof.N.I.Jamadar. Flexibility and Stress Analysis of  Piping  System  using  CAECAR  II-Case  study.  J.  Engineering  research  and  technology. 2014; 3. pp. 370-374.
11. Jelene  Priss,  Ivan  Klevtsov.  The  Program  Strength  Calculation  in  Pipe  Line.  International Symposium 10 th Tropical Problems in the Field of Electrical and Power Engineering. 2011. pp. 209-212.
12. Laporan  Analisis  Kecelakaan:  Reaktor  TRIGA  2000  Bandung  Revisi.  3  LP-01-RE-001. 2006. pp. 11-19.