DESAIN KONSEP TANGKI PENAMPUNG BAHAN BAKAR PASSIVE
COMPACT MOLTEN SALT REACTOR
A.Hadiwinata, A.Widiharto, Sihana Program Studi Teknik Nuklir, Jurusan Teknik Fisika, Fakultas Teknik Universitas Gadjah Mada
ABSTRAK
DESAIN KONSEP TANGKI PENAMPUNG BAHAN BAKAR PCMSR PASSIVE COMPACT  MOLTEN  SALT  REACTOR . Passive  Compact  Molten  Salt  Reactor (PCMSR) merupakan pengembangan dari reaktor MSR. Desain reaktor PCMSR membutuhkan tempat khusus penampung  sementara  bahan  bakar  pada  saat  terjadi  insiden,  misalnya  kecelakaan  yang menyebabkan  peningkatan  suhu  bahan  bakar.  Tangki  penampung  bahan  bakar  tersusun  dari  3 bagian  yang  saling  terhubung  yaitu  bagian  penampung  cairan  bahan  bakar,  cerobong  ( chimney ), dan penukar kalor. Dalam penelitian ini, tangki dimodelkan secara lump dan dilakukan variasi daya awal reaktor dan ketinggian cerobong. Syarat batas model ditetapkan suhu bahan bakar maksimum 1400  °C,  yang  didasarkan  pada  titik  didih  larutan  garam  LiF-BeF 2 -ThF 4 -UF 4 .  Analisis  dilakukan dengan cara menghitung rugi tekanan total dan transfer kalor untuk variasi daya awal antara 1800- 3000  MW th dan  ketinggian  cerobong antara  1-10  m.  Hasil  penelitian  menunjukan  semakin  besar daya  reaktor,  maka  tinggi  tangki  penampung  bahan  bakar  dan  tinggi  alat  penukar  kalor  yang dibutuhkan  akan  semakin  besar,  tejadi  kenaikan  suhu  fluida pendingin dan  suhu  udara  pendingin, dan  menyebabkan  kenaikan  laju  aliran  masa fluida  pendingin,  sedangkan  laju  aliran  masa udara menurun.  Peningkatan  ketinggian  cerobong menyebabkan  ketinggian  tangki  penampung  bahan bakar dan ketinggian alat penukar kalor semakin menurun, penurunan suhu fluida pendingin, tetapi suhu udara meningkat, dan menyebabkan peningkatan laju aliran masa fluida pendingin, tetapi laju aliran masa udara akan semakin menurun.
Kata kunci: PCMSR,  cerobong, alat penukar kalor, variasi daya.
ABSTRACT CONCEPT  DESIGN  OF  FUEL  DRAIN  TANK  PASSIVE  COMPACT  MOLTEN  SALT REACTOR. The Passsive Compact Molten Salat Reactor (PCMSR) reactor is developed from MSR reactor. The PCMSR reactor design requires special place to temporarily storage for reactor fuel when incident occurs, such as when there is an accident which caused the temperature of the fuel increases. The tank consist of three interconnected parts, the reservoir liquid fuel, chimney, and the heat  exchanger.  In  this  research,  the  tank  system  is  modeled  based  on  a  lump  model  and  with variation  of  the  initial  power  and  height  of  chimney.  Model  boundary  conditions  set  at  the maximum  fuel  temperature  of  1400°C,  which  is  based  on  the  molten  salt LiF-BeF 2 -ThF 4 -UF 4 .  In this  analysis,  calculation  of  pressure  drop  and  heat  transfer  are  conducted  for  1800-3000  MW th and for chimney height variations were analyzed at height of 1-10 m. Results show that the larger power in reactors, the fuel tank height and the height of heat exchanger equipment required will be greater,  increasing  cooling fluid temperature and air temperature, increasing  cooling fluid  mass flow rate while the air mass flow rate decreases. Increasing the height of chimney causes height of the  fuel tank and  the height  of the  required heat  exchanger decreases, decreasing  coolant fluid temperature, but  the air temperature will  increase, causing cooling fluid  mass flow  rate will increase but the air mass flow rate will decrease.
Keywords: PCMSR, chimney, heat exchanger, power variation

## PENDAHULUAN
Passive Compact Molten Salt Reactor (PCMSR) adalah jenis reaktor MSR. PCMSR pada penelitian ini menggunakan bahan bakar leburan garam LiF-BeF 2 -ThF 4 -UF 4 (68% mol LiF, 20% mol BeF 2 , 11,7% mol ThF 4 , dan 0,3% mol UF 4 ) dengan pendingin leburan garam NaBF 4 -NaF (92% mol NaBF 4 dan 8% mol NaF) dan moderator grafit [1]. Reaktor MSR adalah salah satu jenis reaktor nuklir generasi IV. Salah satu hal yang perlu  dimiliki  suatu  reaktor  generasi  IV  adalah  sistem  keselamatan  pasif  [2].  Sistem keselamatan pasif ini diperlukan pada saat terjadi kecelakaan dalam reaktor, misalnya pada saat  terjadi Loss of  Coolant  Accident (LOCA),  aliran  pendingin  reaktor  menjadi berkurang secara  drastis.  Hal  ini  menyebabkan  transfer  panas  dari bahan  bakar  ke  pendingin  menjadi berkurang sehingga suhu teras reaktor meningkat secara drastis.
Reaktor PCMSR mempunyai sistem keselamatan pasif salah satunya adalah pada saat terjadi  kecelakaan  yang  menyebabkan  suhu  bahan  bakar  meningkat,  maka  bahan  bakar tersebut akan melelehkan katup beku yang terdapat di bawah teras reaktor [3]. Bahan bakar tersebut  kemudian  akan  masuk  ke  dalam  tempat  penampungan  sementara  bahan  bakar nuklir.  Dalam  tempat  penampungan  tersebut  diharapkan  bahan  bakar  yang  masih  panas tersebut  dapat  didinginkan.  Proses  pendinginan  yang  terjadi  diharapkan  adalah  proses pendinginan  secara  pasif  sehingga  bahan  bakar  tersebut  dapat  dikendalikan  tanpa menggunakan  listrik  maupun  pompa  yang  dapat  gagal  dalam  melakukan  proses  tersebut. Proses  pendinginan  pasif  tersebut  menggunakan  sirkulasi  alam.  Dalam  penelitian  ini,  yang dibahas adalah transfer panas yang terjadi pada tempat penampungan bahan bakar sementara reaktor  PCMSR  dengan  menggunakan  sirkulasi  alam.  Tujuan  dari  penelitian  adalah  untuk mengetahui pengaruh dari ketinggian cerobong terhadap ketinggian minimum fuel drain tank reaktor  PCMSR  dan  untuk  mengetahui  ketinggian  minimum  dari fuel  drain  tank reaktor PCMSR untuk beberapa variasi daya.

## TEORI
Fuel drain tank PCMSR tersusun dari 3 (tiga) bagian yang saling berhubungan yaitu tangki  penampung  bahan  bakar,  chimneydan  penukar  kalor.  Dalam  perhitungannya, fuel drain tank dibagi menjadi 6 segmen seperti pada Gambar 1 yaitu: 1. Tangki penampung bahan bakar
2. Cerobong
3. Kolam dan plenum atas
4. Alat penukar kalor
5. Downcomer
6. Downcomer dan alat plenum bawah
Gambar 1. Pembagian segmen dalam fuel drain tank (tampak penampang samping)
Susunan  pipa  pada  tangki  penampung  bahan  bakar  adalah  berbentuk  heksagonal dengan  jarak  antar  pipa  1,5  cm.  Fluida  pendingin  NaF-NaBF4  mengalir  dalam  pipa HN80MTY  untuk  mendapatkan  kalor  dari  bahan  bakar  LiF-BeF2-ThF4-UF4  seperti  pada Gambar  2.  Susunan  pipa  pada  alat  penukar  kalor  berbentuk  heksagonal  pula  dengan  jarak antar pipa 3 cm  serperti ditunjukkan dalam Gambar 3.
Aaaaaaaaaa : bahan bakar Aaaaaaaaaa : cladding Aaaaaaaaaa : fluida pendingin
Gambar 2. Gambar susunan pipa pada tangki penampung bahan bakar tampak penampang atas
Aaaaaaaaaa : udara
Aaaaaaaaaa : cladding
Aaaaaaaaaa : fluida pendingin
Gambar 3. Gambar susunan pipa pada alat penukar kalor (tampak penampang atas)
Dari  Gambar  2,  kalor  yang  ditransfer  dari  bahan  bakar  ke  fluida  pendingin  primer dalam tangki penampung sementara bahan bakar PCMSR mengikuti persamaan [4]:
T U L D q FTG T p e ' , S (1) T T T U L D q fl f FTG T p e ' , S (2)
dengan, D e =
diameter ekuivalen pipa (m)
L p =
panjang pipa (m)
U FTG =
koefisien transfer panas keseluruhan dari bahan bakar ke fluida pendingin (W/m 2 K) T f =
suhu bahan bakar bekas (K) T fl = suhu fluida pendingin (K) Perhitungan nilai diameter ekuivalen dibutuhkan untuk dimensi selain silinder untuk kemudian didekati dengan bentuk silinder.
Bentuk  susunan  pipa  pendingin  pada  kasus  ini  adalah  berbentuk  triangular  seperti pada Gambar 2, maka perhitungan diameter ekuivalennya adalah sebagai berikut:
» » ¼ º » » ¼ º ¸ ¸ ¹ · ¨ ¨ © § 1 3 2 2 p p e d p d D S (3)
dengan, D e = diameter ekuivalen d p = diameter pipa pendingin p = pitch (jarak dari pusat pipa ke pipa terdekat) Koefisien transfer panas keseluruhan dapat dicari dengan menghitung terlebih dahulu koefisien transfer panas masing-masing, yaitu koefisien transfer panas fluida pendingin, pipa, bahan bakar, maupun udara.
Koefisien transfer panas untuk fluida bergerak dapat dihitung dari persamaan:
e D Nu k U u (4)
sedangkan untuk koefisien transfer panas benda diam, mengikuti persamaan:
e D k U (5)
dan  untuk  koefisien  transfer  panas  keseluruhan  dari bahan bakar  ke  fluida pendingin dapat diselesesaikan dengan menggunakan persamaan:
1 1 1 ¸ ¸ ¹ · ¨ ¨ © § p p f fl FTG k t U U
U (6)
dengan, k = konduktivitas termal (W/(mK)) N u = bilangan Nusselt U fl = koefisien transfer panas fluida pendingin (W/(m 2 K)) U f = koefisien transfer panas bahan bakar (W/(m 2 K)) T p = tebal pipa (m) k p = konduktivitas termal pipa (W/(mK)) Untuk menghitung bilangan Nusselt, digunakan persamaan Colburn:
3 / 1 8 , 0 Pr Re 023 , 0 Nu (7)
Untuk menghitung nilai bilangan Reynold digunakan persamaan:
AN mDe P . Re (8)
dan untuk menghitung nilai bilangan Prandtl:
K Cp P Pr (9)
dengan,
Nu = bilangan Nusselt Re = bilangan Reynold Pr = bilangan Prandtl m = laju masa (kg/s) µ = viskositas (kg/m . s) A = luas area yang saluran perpindahan panas (m 2 ) N = jumlah pipa cp = kapasitas panas zat (J/(kg K)) K = konduktivitas termal zat (W/(m K)) De = diameter ekuivalen (m)
Gambar 4. Sketsa aliran fluida dalam tangki Gambar 5. Sketsa transfer kalor pada pipa
Persamaan  neraca  energi  sistem  pendingin  dapat ditulis  atas  dasar  sketsa  Gambar  5 diperoleh:
in out p T T mc q (10)
Pada  Gambar  4,  tangki  penampung  bahan  bakar  dan  alat  penukar  kalor  masing- masing dibagi menjadi 10 mesh. Pada tangki penampung bahan bakar dan alat penukar kalor, analisis dilakukan dengan cara menghitung perubahan suhu tiap mesh. Untuk mencari suhu fluida pendingin, persamaannya adalah:
p z c z c mc q T T , 1 , (11)
dengan,
T c,z = suhu pendingin pada mesh ke- z (K) T c,z+1 = suhu pendingin pada mesh ke-( z +1) (K)
Karena  pada  kasus  ini,  dilakukan  pendekatan  bahwa  transfer  panas  (q)  yang  terjadi dari bahan bakar ke pipa pendingin adalah sama, maka suhu bahan bakar dapat dihitung dari persamaan:
UAN q T T z c z F , 1 ,
(12)
dengan, T F,z = suhu bahan bakar pada mesh ke- z (K)
T c,z = suhu pendingin pada mesh ke- z (K)
Rugi  tekanan  masing-masing  segmen    seperti  ditunjukkan  dalam  Gambar  4  dalam model terdiri dari 3 macam bentuk yaitu friksi, elevasi, dan akselerasi. Pada setiap segmen, dilakukan perhitungan rugi tekanan akibat friksi, elevasi, dan akselerasi yang kemudian akan digunakan untuk menghitung rugi tekanan total. Rugi tekanan friksi disebabkan oleh gesekan fluida  dengan  dinding  saluran.  Besarnya  rugi  tekanan  friksi  dipengaruhi  oleh  viskositas fluida,  panjang  saluran,  kekasaran  permukaan,  dan  geometri  aliran.  Rugi  tekanan  elevasi disebabkan  sifat  hidrostatik  fluida  yaitu buoyancy yang  mewakili  energi  potensial  fluida, yang  besarnya  dipengaruhi  oleh  beda  densitas  dan  ketinggian.  Sedangkan  akselerasi disebabkan oleh ekspansi ketika fluida mengalami perubahan densitas dan adanya perubahan luas penampang [5].
Agar  dapat  diperoleh  sirkulasi  pendingin  secara  alamiah  tanpa  bantuan  pompa sirkulasi,  maka  harus  dirancang  supaya  jumlah  rugi  tekanan  aliran  yang  disebabkan  oleh friksi, elevasi, dan akselerasi pada fluida adalah sama dengan nol [5].
Rugi tekanan akibat friksi dapat dihitung dengan menggunakan persamaan [6]:
2 2 2 2 N A m De z f p f U ' ' (13) dengan,
f = koefisien friksi pipa
ǻ] = ketinggian pipa dalam satu mesh Sedangkan nilai koefisien friksi pipa ( f ) dapat dicari dari: Untuk aliran laminer, Re <  4000:
Re 64 f (14)
Untuk aliran turbulen, Re > 4000:
2 , 0 Re 184 , 0 f (15)
Rugi tekanan akibat friksi akan bernilai:
Positif jika aliran searah dengan arah mesh Negatif jika aliran berlawanan arah dengan arah mesh Persamaan untuk rugi tekanan akibat elevasi dapat dicari dari [6]:
z g p ' ' U (16)
Rugi tekanan akibat elevasi akan bernilai positif jika aliran searah dengan arah gravitasi dan negatif  jika  aliran  berlawanan  dengan  arah  gravitasi.  Perbedaan  densitas  mempengaruhi kecepatan  aliran  pendingin,  oleh  karena  itu  perlu  dihitung  rugi  tekanan  karena  perubahan kecepatan aliran pendingin akibat perbedaan densitas dengan menggunakan persamaan [6]:
¸¸ ¹ · ¨¨ © § ' z z acc N A m p U U 1 1 2 1 2 2 2 (17)
dengan, A = luas area yang dilewati oleh aliran fluida pendingin (m 2 ) ȡ z = densitas pada mesh ke- z ȇ z+1 = densitas pada mesh ke-( z +1)
Sedangkan  untuk  persamaan  rugi  tekanan  akibat  akselerasi  yang  dipengaruhi  oleh perbedaan luas penampang aliran adalah [6]:
¸¸ ¹ · ¨¨ © § ' 2 2 2 2 2 1 1 2 in out acc A A N A m p
(18)
Nilai A atau luas area yang dilewati aliran fluida pendingin dapat dihitung dari persamaan: 2 4 De A S (19)
Rugi  tekanan  akibat  akselerasi  akan  bernilai  positif  jika  aliran  searah  dengan  arah mesh dan n egatif jika aliran berlawanan arah dengan arah mesh. Karena sirkulasi alam terjadi jika  rugi  tekanan  total  adalah  sama  dengan  nol,  maka  persamaannya  adalah  sebagai berikut [7]:
0 ' ' ' acc e f p p p (20)
Karena ǻS f dan ǻS acc masing-masing adalah merupakan fungsi laju masa (m), maka:
p f F m p 2 ' (21) A acc F m p 2 ' (22)
Sehingga persamaan (20) dapat ditulis juga sebagai:
e A p p F F m ' 2 (23)
Dari persamaan (23) tersebut dapat dicari nilai laju masa baru adalah:
A p e F F p m '
(24

## METODOLOGI
Dalam  menyelesaikan  penelitian  ini,  penelitian  dibagi  menjadi  beberapa  tahapan, yaitu:
1. Pemodelan
Pemodelan  dilakukan  dengan  menggambar  sketsa fuel  drain  tank yang  digunakan dalam  perhitungan.  Kemudian  gambar fuel  drain  tank tersebut  dibagi  menjadi beberapa segmen dalam perhitungannya.
2. Analisis variasi
Perhitungan  dilakukan  dengan  memvariasikan  daya  reaktor  awal  dan  ketinggian cerobong untuk  mendapatkan  ketinggian  minimum  dari  tangki  penampung  bahan bakar dan ketinggian dari alat penukar kalor.
3. Analisis hasil
Data yang diperoleh kemudian dianalisis untuk mendapatkan hubungan antara variasi daya  dan  variasi  ketinggian  cerobong dengan  ketinggian  tangki  penampung  bahan bakar,  ketinggian  alat  penukar  kalor,  suhu  fluida  pendingin,  suhu  udara,  laju  aliran masa fluida pendingin, dan laju aliran masa udara.
Asumsi laju aliran masa fluida pendingin dan udara dilakukan untuk menghitung nilai rugi tekanan. Jika nilai rugi tekanan total belum sama dengan nol, dilakukan iterasi kembali untuk mendapatkan nilai laju aliran masa sampai mendapatkan nilai rugi tekanan total adalah sama dengan nol. Setelah nilai rugi tekanan total sama dengan nol, langkah terakhir adalah menghitung  suhu  bahan  bakar,  suhu  pendingin,  dan  suhu  udara  yang  digunakan.  Diagram alir dari proses perhitungan dapat dilihat pada Gambar 6.
Gambar 6. Diagram alir perhitungan

## HASIL DAN PEMBAHASAN
Pada  penelitian  ini,  garam  yang  digunakan  sebagai  bahan  bakar  reaktor  PCMSR adalah leburan garam dengan presentase mol adalah 68% LiF - 20% BeF2 - 11,7% ThF4 - 0,3%  UF4.  Titik  lebur  dari  garam  tersebut  adalah  pada  suhu  480oC  sedangkan  mendidih pada  suhu  1400oC  [1].  Fluida  pendingin  yang  digunakan  adalah  leburan  garam  dengan presentase mol adalah 8% NaF – 92% NaBF4. Titik lebur dari garam tersebut adalah 385oC dan mendidih pada suhu 700oC [1].
Pada tangki penampung sementara bahan bakar nuklir reaktor PCMSR berlangsung proses pendingin alamiah dengan menggunakan sirkulasi alam. Hal yang perlu diperhatikan adalah tidak terjadinya pendidihan pada fluida pendingin supaya proses transfer panas pada tangki penampung bahan bakar sementara tersebut dapat berlangsung terus-menerus secara efisien. Oleh karena itu pendingin yang digunakan adalah pendingin dengan suhu didih yang
tinggi.  Dalam  hal  itu,  digunakan  fluida  pendingin  larutan  garam.  Larutan  garam  yang digunakan  sebagai  pendingin  pada  penelitian  ini  adalah  8%  NaF  – 92%  NaBF4  yang mempunyai titik lebur 385 o C dan mendidih pada suhu 700 o C [1].
Asumsi  yang  digunakan  dalam  perhitungan  ini  adalah  suhu  fluida  pendingin  yang keluar dari tangki penampung bahan bakar adalah sama dengan suhu fluida pendingin yang masuk ke alat penukar kalor. Suhu fluida pendingin yang keluar dari alat penukar kalor sama dengan suhu fluida pendingin yang masuk ke tangki penampung bahan bakar. Aliran ke atas pada gambar tersebut merupakan fluida pendingin dengan suhu tinggi, sedangkan aliran ke bawah merupakan fluida pendingin dengan suhu lebih rendah.
Tabel 1. Parameter yang digunakan Parameter Besar Diameter pipa 1 cm Tebal pipa 1 mm Pitch pipa - Tangki pendingin 1,5 cm - Alat penukar kalor 3 cm Jumlah pipa - Tangki pendingin 20000 buah - Alat penukar kalor 3000 buah Diameter tempat penampung bahan bakar reaktor PCMSR 6 meter Diameter tangki pendingin 5 meter Diameter dalam alat penukar kalor 1,5 meter Suhu awal - Fluida pendingin 390 o C - Udara 30 o C Tinggi - Tangki penampung bahan bakar Variasi - Cerobong Variasi - alat penukar kalor Variasi Daya reaktor awal Variasi
Seperti  yang  telah  diketahui,  bahwa  pembangkitan  daya  reaktor  setelah  shutdown adalah  sekitar  sebesar  7%  dari  daya  reaktor  awalnya  [6].  Oleh  karena  itu  harus diperhitungkan  dimensi  minimum  yang  digunakan  supaya  tidak  terjadi  pendidihan  pada fluida pendingin. Beberapa variasi yang digunakan dapat dilihat pada Tabel 2 berikut.
Tabel 2. Tabel variasi daya reaktor terhadap parameter lain
Dari tabel tersebut dapat disimpulkan bahwa hubungan antara:
1. Semakin besar daya reaktor, kalor yang ditransferkan dari bahan bakar menuju fluida pendingin  akan  semakin  besar,  oleh  karena  itu  diperlukan  luas  area  transfer  kalor yang semakin besar pula supaya bahan bakar dapat mentransferkan kalor yang besar tersebut, maka ketinggian dari tangki penampung bahan bakar yang dibutuhkan akan semakin  besar  untuk  memperbesar  luas  area  transfer  kalor  seiring  dengan meningkatnya daya reaktor.
2. Karena kalor yang ditransferkan dari bahan bakar ke fluida pendingin yang semakin besar, maka fluida pendingin juga harus memperbesar transfer kalor yang dibawanya ke  udara  luar.  Untuk  itu  perlu  luas  transfer  kalor  yang  semakin  besar  pula,  maka ketinggian  alat  penukar  kalor  yang  dibutuhkan  akan  semakin  besar  untuk memperbesar luas area transfer kalor seiring dengan meningkatnya daya reaktor.
3. Daya  reaktor  yang  semakin  besar  menyebabkan  transfer  kalor  dari  bahan  bakar menuju  fluida pendigin  yang  semakin besar pula, oleh karena itu  suhu bahan fluida pendingin akan semakin meningkat seiring dengan semakin besarnya daya reaktor.
4. Semakin  besar  daya reaktor  menyebabkan  transfer  kalor  dari  fluida  pendingin  ke udara  akan  semakin  besar  pula.  Hal  ini  menyebabkan  suhu  udara  yang  menerima kalor pun akan semakin meningkat seiring dengan kenaikan daya reaktor.
5. Daya  reaktor  yang  semakin  besar  akan  menyebabkan transfer  kalor  yang  semakin besar pula, hal ini menyebabkan ketinggian dari tangki penampung bahan bakar dan ketinggian  dari  alat  penukar  kalor  akan  semakin  bertambah  sehingga  menyebabkan jarak  tempuh  aliran  fluida  akan  semakin  bertambah  pula.  Supaya  fluida  pendingin dapat  mentransferkan  kalor  dari  bahan  bakar  ke  udara,  maka  laju  masa  pendingin akan semakin meningkat.
6. Karena  daya  reaktor  yang  semakin  besar  menyebabkan  transfer  kalor  dari  fluida pendingin  ke  udara  semakin  meningkat,  suhu  udara  pun  akan  semakin  meningkat.
Suhu  udara  yang  meningkat  tersebut  akan  menyebabkan  densitas  udara  semakin kecil.  Hal  ini  menyebabkan  rugi  tekanan  akibat  friksi  dan  akselerasi  yang  semakin besar  karena  rugi  tekanan  akibat  friksi  dan  akselerasi  berbanding  terbalik  dengan densitas.  Rugi  tekanan  yang  semakin  besar  tersebut  menyebabkan  laju  masa  udara akan  semakin  menurun  karena  laju  masa udara  berbanding  terbalik  dengan  rugi tekanan.
7. Semakin besar daya reaktor, maka ketinggian fuel drain tank yang dibutuhkan akan semakin meningkat seiring dengan peningkatan ketinggian tangki penampung bahan bakar dan ketinggian alat penukar kalor.
Cerobong dalam  hal  ini  adalah  saluran  pengatara  tangki  penampung  bahan  bakar dengan  alat  penukar  kalor.  Beberapa  variasi  ketinggian  cerobong dilakukan  untuk mengetahui  pengaruh  variasi cerobong tersebut  terhadap parameter  lainnya. Berikut adalah data variasi ketinggian cerobong dengan daya reaktor adalah 2000 MWth.
Tabel 3. Tabel pengaruh variasi cerobong terhadap parameter lainnya
Dari Tabel 3, didapatkan hubungan bahwa:
1. Semakin tinggi cerobong, maka fluida pendingin menempuh jarak yang semakin jauh dalam  aliran  1 loop .  Untuk  menjaga  agar  tranfer  kalor  dapat  berlangsung  terus menerus  dengan  waktu  yang  singkat,  maka  ketinggian  tangki  penampung  bahan bakar akan semakin berkurang.
2. Karena jarak yang harus ditempuh fluida pendingin dalam 1 loop akan semakin jauh akibat meningkatnya ketinggian cerobong, maka ketinggian alat penukar kalor akan semakin  menurun  untuk  menjaga agar transfer kalor dapat berlangsung  secara terus menerus.
3. Dengan  menurunnya  ketinggian  tangki  penampung  bahan  bakar  seiring  dengan meningkatnya  ketinggian cerobong,  maka  luas  area  transfer  kalor  dari  bahan  bakar ke fluida pendingin akan semakin berkurang, hal tersebut menyebabkan suhu fluida pendingin semakin menurun seiring dengan meningkatnya ketinggian  cerobong.
4. Meningkatnya ketinggian cerobong menyebabkan ketinggian alat penukar kalor yang dibutuhkan  akan  semakin  kecil.  Hal  ini  menyebabkan  rugi  tekanan  akibat  elevasi yang  semakin  kecil.  Rugi  tekanan  elevasi  yang  semakin  kecil  menyebabkan  laju aliran  masa udara  semakin  kecil.  Laju  aliran  masa  udara  yang  semakin  kecil menyebabkan  suhu  udara  akan  semakin  meningkat  karena  suhu  udara  berbanding terbalik dengan laju aliran masa udara.
5. Peningkatan ketinggian cerobong menyebabkan jarak tempuh fluida pendingin dalam 1 (satu) loop menjadi lebih besar, hal ini mengakibatkan laju masa fluida pendingin yang  semakin  besar  karena  fluida  pendingin  harus  mentransferkan  kalor  dari  bahan bakar ke udara dalam waktu yang singkat.
6. Peningkatan ketinggian cerobong menyebabkan ketinggian dari fuel drain tank yang dibutuhkan menjadi semakin besar.

## KESIMPULAN
Dalam  penelitian  ini  dilakukan  variasi  ketinggian  cerobong dengan  ketinggian  1-10 m.  Dari  variasi  ketinggian  tersebut  diketahui  bahwa  semakin  besar  ketinggian  chimney, maka ketinggian fuel drain tank yang dibutuhkan akan semakin besar. Penurunan ketinggian tangki penampung dan alat penukar kalor yang dibutuhkan tidak sebanding dengan kenaikan ketinggian cerobong sehingga ketinggian dari fuel drain tank yang merupakan gabungan dari ketinggian  tangki  penampung,  cerobong,  dan  alat  penukar  kalor  akan  semakin  meningkat seiring dengan peningkatan ketinggian cerobong.
Selain  variasi  ketinggian  cerobong,  dilakukan  pula  perhitungan  dengan  variasi  daya reaktor  1800-3000  MWth.  Dari  hasil  perhitungan,  diketahui  bahwa  semakin  besar  daya reaktor  yang  digunakan,  maka  ketinggian  minimum  dari  fuel  drain  tank  yang  dibutuhkan akan  semakin  meningkat  pula karena  adanya  peningkatan ketinggian  minimum  dari  tangki penampung dan alat penukar kalor.

## DAFTAR PUSTAKA
1. S. Cantor, J. W. Cooke, A. S. Dworkin, G. D. Robbins,  R. E. Thoma, dan G. M. Watson. Physical Properties of Molten Salt Reactor Fuel, Coolant, and Flush Salts .
Laporan  Teknis ORNL-TM-2316,  Oak  Ridge  National  Laboratory,  Oak  Ridge; 1968 2. Andang  Widi  Harto.  Optimasi  Sistem  Turbin  Passive  Compact  Molten  Salt
Reactor. J. Tek. Reaktor. Nukl. 10 No 2:80-90; 2008.
3. Andi Permana Jati. Investigasi Awal Performa Neutronik Online Refueling Passive Compact Molten Salt Reactor (PCMSR) . Skripsi, Jurusan Teknik Fisika, Fakultas
Teknik, Universitas Gadjah Mada, Yogyakarta; 2008.
4. Lamarsh,  J.  R. Introduction  to  Nuclear  Engineering  2 nd Ed .  Addison  Wesley
Publishing Company Inc. Masachusetts. USA; 1983.
5. Mohammad  Hamzah. Studi  Awal  Desain  Tangki  Penampung  Sementara  Bahan Bakar  Passive  Compact  Molten  Salt  Reactor  (PCMSR) . Skripsi,  Jurusan  Teknik
Fisika, Fakultas Teknik, Universitas Gadjah Mada, Yogyakarta; 2009
6. Todreas,  N.  E.,  dan    Kazimi,  M.  S. Nuclear  System  I:  Thermal  Hydraulic Fundamentals , Masshacusetts Institute of Technology;1990.
7. Todreas,  N.  E.,  dan  Kazimi,  M.  S. Nuclear  System  II:  Element  of  Thermal Hydraulic Design . Masshacusetts Institute of Technology; 1990.