commit to user
48
BAB IV
DATA DAN PERANCANGAN 4.1 Data
4.1.1 Data Sumur Produksi
Langkah pertama dalam membuat desain pembangkit listrik tenaga panas bumi (PLTP) yaitu memperoleh data sumber uap dan kondisi cuaca di lokasi. Data sumur produksi Kamojang-68 diperoleh dari pengujian dan analisis kimia oleh Pertamina Geothermal Energy pada tahun 2009. Data yang diperoleh yaitu komposisi uap hasil analisis kimia dan laju aliran massa uap.
Tabel 4.1 Komposisi hasil analisis kimia PLTP unit IV Kamojang (PGE, 2009)
No. ITEM SATUAN JUMLAH KANDUNGAN
1. Tekanan Pipa Bar a 11,86
2. Temperatur oC 185,70
3. Electrical Conductivity Mic/cm 36,20
4. Total Dissolved Solid ppm 137,00
5. pH (25oC) 4,21 6. Klorida ppm < 0,01 7. Sulphat (SO4) ppm 1,65 8. Belerang (S) ppm 43,42 9. Bikarbonat (HCO3) ppm 9,43 10. Natrium (Na) ppm - 11. Kalium (K) ppm - 12. Kalsium (Ca) ppm - 13 Fluor (F) ppm 0,024 14. Amonia (NH4) ppm 2,57 15. Silica (SiO2) ppm 0,54
16. Besi Total (Fe) ppm 0,15
commit to user Non-condensable gas
1 CO2 mmol/100 mol cond. 317,96
2. H2S mmol/100 mol cond. 10,79
3. Gas Sisa mmol/100 mol cond. 7,02
4. CO2/H2S 29,47
5. CO2/ton steam Ton CO2/ton steam 0,0078
6. PCT Volume (%) % 0,34
7. PCT Berat (%) % 0,81
Tabel 4.2 Flow rate hasil analisis PLTP unit IV Kamojang (PGE, 2009)
No. FLOW RATE (%) ton/h kg/s
1. Steam + water 98 32,340 8,98 2. Gas (NCG) 2 0,660 0,18 Steam+Water+Gas 100 33,000 9,17 3. Air 0 - - 4. Steam 99,98 32,3328 8,978 5. Water 0,02 0,0072 0,002 Steam+Water 100,00 32,3400 8,980
Tabel 4.3 Nilai entalpi dan jarak sumur Kamojang-68 (Database BRDST, 2010)
No. Sumur Produksi Entalpi (kJ/kg) Jarak dari separator (km)
1. Kamojang-68 2778 1.00
4.1.2 Kondisi Cuaca
Rencana lokasi pembangunan PLTP yaitu pada daerah panas bumi Kamojang terletak 40 km di sebelah selatan Bandung, Jawa Barat. Daerah Kamojang memiliki ketinggian 1.730 meter dari permukaan air laut. Koordinat 7°07′30″S 107°48′00″E / 7,125°LS 107,8°BT (Kabupaten Garut, 2012). Suhu udara lingkungan antara 12-20 0C (Triyono, 2001)
commit to user
4.2 Persyaratan Desain
Langkah kedua yaitu menentukan kriteria desain. Kriteria desain pada pembangkit listrik geotermal Kamojang antara lain :
a. Sumber uap geotermal Kamojang dalam kondisi dry-steam sehingga
Process Flow Diagram (PFD) didesain dengan tipe direct steam plant.
b. Perancangan separator harus menghasilkan uap dalam fase 100% gas (X=1).
c. Perancangan turbin uap dan generator harus menghasilkan minimal 3 MW. d. Perancangan kondensator harus menghasilkan fluida dalam fase 100% cair
(X=0).
e. Perancangan menara pendingin harus dapat menurunkan temperatur air minimum pada temperatur 30oC.
4.3 Perancangan Process Flow Diagram (PFD)
Langkah ketiga yaitu merancang PFD. Pada tabel 4.1 di atas dapat diketahui bahwa kondisi uap geotermal pada sumur produksi. Uap tersebut termasuk dalam kategori dry-steam karena hanya memiliki prosentase kadar air yang sedikit yaitu 0,02%. Dari data kondisi uap geotermal tersebut maka dipilih diagram alir pembangkit listrik geotermal tipe direct-steam.
Direct-steam mempunyai maksud dalam pemanfaatan uap geotermal
langsung dialirkan menuju turbin uap tanpa adanya proses flashing (penguapan). Gambar 4.1 menunjukkan rancangan diagram alir direct-steam untuk sumur produksi Kamojang-68.
Process Flow Diagram untuk PLTP sistem direct-steam diperlukan
beberapa peralatan utama agar dapat menghasilkan energi listrik dan memiliki umur produksi yang panjang, yaitu
1. Sumur produksi berfungsi sebagai tempat suplai panas bumi.
2. Sumur reinjeksi berfungsi sebagai tempat untuk menginjeksikan air kembali ke dalam tanah
3. Separator digunakan untuk menyaring partikel-partikel padat maupun cair yang tidak diinginkan sehingga diperoleh panas bumi dalam fase gas (X=1).
commit to user
4. Turbin uap dikopel generator digunakan untuk menghasilkan energi listrik dengan memanfaatkan panas bumi bertekanan sebagai sumber geraknya.
5. Kondensator kontak langsung digunakan untuk mengondensasikan fluida keluaran dari turbin uap sehingga diperoleh fluida dalam fase cair (X=0).
6. Pompa digunakan untuk memompakan air pendingin dengan cara sirkulasi antara kondensator dan menara pendingin.
7. Menara pendingin digunakan untuk menurunkan temperatur air pendingin yang nantinya akan dimanfaatkan lagi pada proses kondensasi di kondensator.
8. Gas extractor vacuum ejector system adalah sistem yang terdiri dari
beberapa peralatan antara lain steam jet ejector, ejector condenser,
liquid ring vacuum pump yang digunakan untuk memberikan
perlakuan pada non-condensable gas.
Gambar 4.1 Diagram alir perancangan pembangkit direct-steam Kamojang-68 Kamojang -68
commit to user
Gambar 4.2 Areal Lahan Kerja Kamojang
4.4 Analisis Heat and Mass Balance 4.4.1 Separator
Langkah keempat merancang pembangkit listrik adalah menganalisis, menghitung total laju aliran massa dari fluida dan kualitas setelah proses separasi serta menentukan dimensi separator.
Fungsi dari separator yaitu memisahkan aliran panas bumi sumur produksi dari pengotor (zat padat atau zat cair). Separator menghasilkan 2 keluaran yaitu berupa panas bumi dengan fase uap (X=1) yang dialirkan menuju steam turbine
dan keluaran berupa air yang dialirkan menuju sumur reinjeksi. Gambar 4.3 menunjukkan aliran proses dari separator. Tekanan pada kondisi 1B, 2 dan 22 adalah sama besarnya dengan tekanan separator:
= = = = 6,5 (4.1)
Kualitas dari fluida masukan separator (X1B):
= (4.2)
= 2754−684,2
2760−684,2 = 0,997
Sumur Produksi Kamojang KMJ.68 Gedung Turbin
Demister
commit to user
Gambar 4.3 Diagram alir proses separasi Kualitas dari fluida keluaran separator = 1
Laju aliran massa gas yang keluar dari separator :
̇ = ̇ (4.3)
= 0,997 8,58 = 8,55 kg/s
Maka, laju aliran massa dari air yang terseparasi menuju ke sumur reinjeksi dapat diperoleh sebagai berikut :
̇ = (1− ) ̇ (4.4)
= (1−0,997) 8,58 = 0,03 kg/s Dimana:
= kualitas uap pada kondisi 1B;
ℎ = entalpi pada kondisi 1B (kJ/kg);
ℎ = entalpi pada kondisi 2 (kJ/kg);
ℎ = entalpi pada kondisi 22 (kJ/kg);
̇ = laju aliran massa pada kondisi 1B (kg/s);
̇ = laju aliran massa pada kondisi 2 (kg/s);
commit to user
Untuk perhitungan keseimbangan energi diperoleh dari:
̇ − ̇ =∆ (4.5) ̇ − ̇ = 0 ̇ = ̇ _ + ̇ _ + ̇ _ ̇ = ̇ + ̇ + ̇ ̇ ℎ = ( ̇ ℎ ) + ( ̇ ℎ ) + ̇ ̇ = (8,58 2754)−(8,55 2760)−(0,03 684,2) ̇ = 23.629−23.598−20,5 ̇ = 10,5 kJ/s = 10,5kW
Dimana: ̇ = ̇ = panas masuk ke separator dari kondisi 1B (kW);
̇ _ = ̇ = panas keluar dari separator pada kondisi 2 (kW); ̇ _ = ̇ = panas keluar dari separator pada kondisi 22 (kW); ̇ _ = ̇ = panas keluar ke lingkungan (kW).
̇ bernilai 10,5 kW berarti bahwa terjadi perpindahan panas dari
separator ke lingkungan. Hal ini bisa dicegah dengan menambahkan lapisan isolasi dengan bahan glass wool dan ditutup aluminium foil.
Gambar 4.4 merupakan diagram penggambaran proses yang terjadi pada separator dengan menggunakan diagram entropi. Diagram temperatur-entropi yang digunakan yaitu diagram R-718 water (water diagram, 2012).
Titik 1A merupakan kondisi panas bumi pada sumur produksi. Pada titik 1B merupakan kondisi panas bumi sebelum memasuki separator. Terjadi penurunan temperatur dan tekanan hal ini dikarenakan untuk pembangkit berkapasitas 3 MW yang termasuk kecil, penggunaan tekanan panas bumi diatas 6,5 bar tidak efisien. Menurut Swandaru dalam jurnalnya, penggunaan tekanan diatas 6,5 bar akan meningkatkan kebutuhan konsumsi energi pada peralatan penunjang seperti pompa, fan pada menara pendingin yang akan mengurangi energi output dari pembangkit (Swandaru, 2007). Penurunan tekanan diperoleh dengan menggunakan pressure reducing valve atau menggunakan konfigurasi pipa untuk mengalirkan panas bumi menuju rock muffler.
commit to user
Titik 2 berada pada garis uap jenuh yang menunjukkan kondisi fluida pada fase gas seutuhnya. Sedang pada titik 22 berada pada garis cair jenuh yang menunjukkan kondisi fluida pada fase cair seutuhnya. Kondisi tiap titik ditampilkan dalam tabel 4.4.
Dengan mempertimbangkan laju aliran panas bumi yang akan melewati separator dapat ditentukan bentuk separator yang tepat. Laju aliran panas bumi pada titik 1B memiliki fase 99,97% gas yang berarti perbandingan gas/cair yang tinggi pada panas bumi. Oleh karena itu dipilihlah bentuk separator tipe vertikal. Keunggulan separator vertikal yaitu membutuhkan sedikit ruang dibanding separator tipe horisontal serta lebih efisien untuk fluida dengan perbandingan gas/cair yang tinggi. (Bubicco, 2012)
Gambar 4.4 Diagram temperatur-entropi fluida pada separator Tabel 4.4 Tabel sifat fluida pada proses separasi
1A 1B 2 22 T, 0C 188 162 162 162 P, bar 12 6,5 6,5 6,5 h, kj/kg 2777,8 2754 2760 684,2 s, kj/kg0C 6,51 6,71 6,73 1,963 X 0,997 0,997 1 0 1B 1A 2 6730 162 1963 22
commit to user 1A 1B 2 22 ṁsteam 8,38 8,38 8,38 0 ṁNCG 0,17 0,17 0,17 0 ṁwater 0,03 0,03 0 0,03 ṁtotal 8,58 8,58 8,55 0,03
4.4.1.1 Prosedur perhitungan separator vertikal
Untuk menghitung dimensi separator vertikal yang akan digunakan dengan cara yaitu memilih nilai faktor Kv berdasarkan konfigurasi separator yang dipilih. Pada perhitugan ini diambil nilai faktor Kv sebesar 0,07 m/s. Dapat dilihat pada tabel 4.5.
Tabel 4.5 Nilai faktor K untuk perhitungan dimensi demister kawat (IPS,2010)
Tipe Separator Faktor K (m/s)
Horisontal (dengan demister vertikal) Bola
Vertikal atau horisontal (dengan demister horisontal)
Pada tekanan atm Pada 2.100 kPa Pada 4.100 kPa Pada 6.200 kPa Pada 10.300 kPa Uap basah
Most vapors under vacuum Salt and caustic evaporators
0,122 – 0,152 0,061 – 0,107 0,055 – 0,107 0,107 0,101 0,091 0,082 0,064 0,076 0,061 0,046
Langkah selanjutnya menghitung kecepatan maksimum gas, Ug.
= = 0,07 ( , , )
, (4.6)
= 1,14 m/s Dimana :
= faktor Kv = 0,07 m/s
= massa jenis fluida cair = 905,8 kg/m3; = massa jenis fluida gas = 3,42 kg/m3.
commit to user
Langkah berikutnya menghitung diameter dan luas penampang dari separator. = = , , , (4.7) = 1,64 m = /4 = 3,14 1,64 /4 (4.8) = 2,11 m2 Dimana : = Diameter vessel (m);
= laju aliran volume gas = 2,4 m3/s; = kecepatan maksimum gas = 1,14 m/s; A = luas penampang separator (m2).
Kemudian pembulatan dimensi diameter dengan kelipatan 0,152 m (6 inci) sehingga diameter vessel dibulatkan menjadi 1,676 m (66 inci). Luas penampangnya menjadi 2,21 m2.
Langkah selanjutnya memilih waktu surge fase cair yaitu waktu penampungan fase cair yang wajar. Waktu yang dipilih berdasarkan Bubicco adalah 2 sampai 5 menit, terkadang dipilih waktu 10 menit. Pada perhitungan ini dipilih waktu 10 menit untuk mengantisipasi kondisi darurat pada pembangkit listrik geotermal. Waktu surge berpengaruh pada perancangan ketinggian level zat cair (L1).
Langkah berikutnya menghitung tinggi separator. Tinggi separator dibagi menjadi tinggi level zat cair (L1), tinggi dari bagian bawah nosel masukan menuju permukaan zat cair (L2), tinggi pengendapan tetesan air (droplet) (L3) dan tinggi demister (L4). Dapat dilihat ilustrasinya pada gambar 4.5.
commit to user
Gambar 4.5 Ilustrasi dimensi separator (Bubicco, 2012)
Tinggi level zat cair (L1) :
=
( ⁄ ) =( ⁄ ) (4.9)
=1,8 10 600 (3,14 4⁄ )1,676 = 0,05 m
Tinggi level zat cair adalah ketinggian yang wajar pada waktu surge untuk mengurangi ketidakstabilan laju aliran zat cair. Tinggi level zat cair berdasar Bubicco memiliki ketinggian minimum 0,61 m (2 feet). Dari perhitungan diperoleh nilai dibawah ketinggian minimum. Oleh karena itu, tinggi level zat cair dipilih yaitu 0,61 m.
Dimana:
= volume yang tertampung selama waktu surge (m3) = ; = waktu surge (detik);
commit to user
Tinggi dari bagian bawah nosel masukan menuju permukaan zat cair (L2) :
= 0,5 (4.10)
= 0,5 1,676 = 0,838 m
Tinggi dari bagian bawah nosel masukan menuju permukaan zat cair diperlukan perhitungan untuk mencegah banjir pada nosel.
Dimana:
= tinggi dari bagian bawah nosel masukan menuju permukaan zat cair (m).
Tinggi pengendapan tetesan air (droplet) (L3) :
= (4.11)
= 1,676 m Dimana:
= tinggi pengendapan tetesan air (droplet) (m).
Tinggi demister (L4) :
Berdasar Bubicco, 1997 ketinggian pada bagian demister diperoleh dari ketebalan demister sebesar 0,152 m dan ruang tambahan di atas
demister sebesar 0,305 m
= 0,457
Dimana:
= tinggi demister (m).
Tinggi separator total :
= + + + (4.12)
= 0,61 + 0,838 + 1,676 + 0,457 = 3,581
Kemudian melakukan pembulatan ukuran dimensi tinggi separator kelipatan 3 inci (0,0762 m). Sehingga tinggi total separator menjadi 3,58 m.
commit to user
Langkah berikutnya yaitu menghitung rasio tinggi total dan diameter. Menurut Bubiccoseparator vertikal memiliki rasio L/D antara 3 – 3,2. Jika L/D lebih dari 5 maka harus menggunakan separator horisontal.
⁄ = 3,58 1,676⁄ (4.13)
= 2,14
Langkah terakhir yaitu mengubah dimensi pada L1, L2 dan L4 agar diperoleh rasio L/D antara 3 – 3,2.
= 1 m; = 0,8 = 1,341 ; = 1 m. _ = 1 + 1,341 + 1,676 + 1 = 5,017 ⁄ = 5,017 1,676⁄ = 3
commit to user
Sehingga diperoleh dimensi: Tinggi total separator = 5,017 m Diameter vessel = 1,676 m. Kapasitas = 11 m3.
commit to user
4.4.2 Turbin
Langkah kelima dalam merancang pembangkit listrik yaitu menganalisis dan menghitung kerja turbin serta menentukan dimensi turbin.
Fungsi turbin yaitu mengubah energi gerak dari uap bertekanan menjadi energi gerak dalam bentuk putaran yang kemudian dikopel dengan generator untuk menghasilkan energi listrik.
Efisiensi isentropik dari turbin diperoleh dari :
=
,
(4.14)
Turbin yang dipakai pada pembangkit listrik geotermal biasanya bekerja pada kondisi daerah basah, sehingga perlu diperhitungkan penurunan performanya dengan menggunakan aturan Baumann,
= , (4.15)
= 0,85 1 + 0,826 2 = 0,78
Dimana, efisiensi turbin kering, , dapat diasumsikan konstan pada 85%. (DiPippo, 1999)
Untuk memperoleh entalpi kondisi 6, maka digunakan rumus 4.14 :
= ℎ − ℎ ℎ − ℎ , 0,78 = 2760− ℎ 2760−2188 ℎ = 2760−(0,78 572) = 2314kJ/kg
Gambar 4.7 menunjukkan uap dari separator (2) digunakan untuk menyuplai turbin (3), steam ejector tingkat pertama (5) dan ejector condenser
tingkat pertama (4).
Laju aliran massa yang disuplai ke turbin diperoleh dari :
̇ = ̇ − ̇ − ̇ (4.16)
= 8,55−0,07−0,164 = 8,32 kg/s
commit to user
Laju aliran massa gas yang keluar dari steam turbine :
̇ = ̇ (4.17)
= 8,32 kg/s
Gambar 4.7 Diagram alir proses turbin Dimana:
= efisiensi turbin basah (%);
ℎ = entalpi pada kondisi 3 (kJ/kg);
ℎ = entalpi pada kondisi 6 (kJ/kg);
ℎ , = entalpi pada kondisi 6,s isentropis dengan kondisi 3 (kJ/kg); = efisiensi turbin kering (%);
= kualitas uap pada kondisi 3;
, = kualitas uap pada kondisi 6,s;
̇ = laju aliran massa pada kondisi 2 (kg/s);
̇ = laju aliran massa pada kondisi 3 (kg/s);
̇ = laju aliran massa pada kondisi 4 (kg/s);
̇ = laju aliran massa pada kondisi 5 (kg/s);
commit to user
Kualitas uap pada kondisi 3 sama seperti pada kondisi 2, jadi daya turbin dapat diperoleh dari perhitungan :
̇ = ̇ (ℎ − ℎ ) (4.19)
= 1 8,32 (2760−2314) = 3.700 kJ/s
= 3,7
Untuk perhitungan keseimbangan energi diperoleh dari:
− = ∆ (4.18)
̇ − ̇ − ̇ = 0
̇ = ̇ + ̇ (ℎ − ℎ ) + ( −
2 )
Menghitung perbedaan energi kinetik:
̇ = = Sehingga = ̇ = 8,32 0,2927 /4 = 2,435 / (3,14 0,4 ) 4⁄ =2,435 / 0,1256 = 19,4 / − 2 = 31 −19,4 2 1 1 . / 1 10 . = 0,292 / Menghitung nilai ̇ : ̇ = (3.700 ) + 8,32 [(2314−2760) + (0,292) / ] ̇ = (3.700 ) + 8,32 (−446 + 0,292)kJ/kg ̇ = (3.700−3.708,3) kW = −8,3
commit to user
Kalor bernilai negatif berarti bahwa terjadi perpindahan panas dari turbin ke lingkungan walaupun nilainya sangatlah kecil.
Dimana:
̇ = Kerja yang dihasilkan oleh turbin uap (W).
= 3.700 kW.
V3 = Kecepatan uap pada pipa masuk turbin (m/s). = 19,4 m/s.
V6 = Kecepatan uap pada pipa keluar turbin (m/s). Diperoleh dari bab 4.4.1 kecepatan absolut uap keluar turbin pada tingkat terakhir.
= 31 m/s
Dengan mengasumsikan efisiensi generator sebesar 0,75, maka daya turbin-generator dapat diperoleh :
̇ = ⁄ ̇ (4.20)
= (0,75 0,78⁄ ) 3.700 = 3.558 kJ/s
= 3,6
Dimana
= efisiensi isentropik turbin
= efisiensi isentropik turbin pada daerah basah; = efisiensi isentropik turbin pada daerah kering;
̇ = daya turbin (watt);
= efisiensi generator;
̇ = daya yang dihasilkan generator (watt).
Gambar 4.8 merupakan diagram penggambaran proses yang terjadi pada turbin dengan menggunakan diagram entropi. Diagram temperatur-entropi yang digunakan yaitu diagram R-718 water (water diagram, 2012).
Titik 3 merupakan kondisi panas bumi sebelum memasuki turbin. Pada titik 6,s merupakan kondisi panas bumi untuk turbin ideal yaitu turbin bekerja secara isentropik. Terjadi penurunan temperatur dan tekanan hal ini dikarenakan panas bumi digunakan untuk menggerakkan sudu-sudu turbin sehingga menjadi
commit to user
gerak putaran poros yang kemudian dikopel pada generator. Pada generator, putaran poros digunakan untuk membangkitkan energi listrik.
Titik 6 merupakan kondisi panas bumi hasil keluaran dari turbin dengan efisiensi 0,78. Kondisi panas bumi berada pada kubah mixture yang menunjukkan kondisi fluida merupakan campuran dari fase gas dan cair. Kondisi tiap titik ditampilkan dalam tabel 4.6.
Dengan mempertimbangkan laju aliran dan tekanan panas bumi yang akan melewati turbin, dipilih konstruksi condensing turbin. Turbin yang mana uap keluaran sudu terakhirnya dikondensasikan, tekanan akhir dari turbin kondensasi ini dibuat vaccum untuk meningkatkan energi listrik yang dibangkitkan.
Kriteria desain turbin antara lain: a. Tekanan Masuk = 6,5 bar. b. Kecepatan rotasi = 3.000 rpm.
c. Energi yang dibangkitkan minimal 3,3 MW.
Dari kriteria di atas diperlukan pembangkitan di atas 3 MW dikarenakan kebutuhan peralatan tambahan seperti pompa, fan menara pendingin direncanakan menggunakan energi listrik dari pembangkitan ini. Desain turbin multistage di-pilih untuk memenuhi kebutuhan pembangkitan tersebut.
commit to user
Gambar 4.8 Diagram temperatur-entropi fluida pada turbin uap Tabel 4.6 Tabel sifat fluida pada proses turbin uap
1A 1B 2 3 4 5 6,s 6 T, 0C 188 162 162 162 162 162 55,3 55,3 P, bar 12 6,5 6,5 6,5 6,5 6,5 0,16 0,16 h, kj/kg 2777,8 2754 2760 2759,62 2760 2760 2188,11 2313,84 s, kj/kg0C 6,51 6,71 6,73 6,73 6,733 6,733 6,73 7,114 X 0,997 0,997 1 1 1 1 0,826 0,879 ṁsteam 8,38 8,38 8,38 8,15 0,07 0,16 7,14328 ṁNCG 0,17 0,17 0,17 0,17 0,0007 0,00371 0,17 ṁwater 0,03 0,03 0 0 0 0 1,00672 ṁtotal 8,58 8,58 8,55 8,32 0,0707 0,16371 0 8,32 1B 1A 2 6730 162 3,4,5 55,3 7114 6 6,s
commit to user
4.4.2.1 Prosedur perhitungan turbin uap
Pengambilan asumsi laju aliran massa pada turbin : Ne = 3,25MW, n = 3000rpm, P0 = 6,5 Bar.
H0 = i0-ilt = 2760 – 2190 = 570 kJ/kg = 136,14 kkal/kg. (4.21) P0’ = (1-0,05).p0 = 0,95 x 6,5 = 6,175 bar (titik A0) (4.22) H0’= i0-ilt’= 2760 – 2197 = 563 kJ/kg = 134,47 kkal/kg. (4.23) (gambar 4.11)
Massa alir uap turbin akan menjadi :
G0 =
=
, , ,
= 8,32 kg/s
(4.24) Dimana dan diambil dari diagram 4.8 dan 4.9.Gambar 4.9 Efisiensi relatif efektif turbin ( )
commit to user
Untuk perhitungan pendahuluan akan ditentukan ukuran-ukuran dasar tingkat pertama, kedua dan terakhir.
A. Tingkat Pertama
Untuk tingkat pertama akan dipakai roda dua baris agar dapat menggunakan bagian penurunan kalor yang lebih besar pada tingkat ini. Pada tingkat ini, uap akan diekspansikan melalui nosel tingkat pertama dari tekanan P0 = 6,5 Bar sampai dengan P1 = 4 Bar.
Perhitungan Kalor
Penurunan kalor teoritis yang terjadi pada nosel diperoleh dari diagram h-s (diagram Mollier)
h0 = i0 – i1t = 2760 – 2671 = 89 kJ/kg = 21,26 kkal/kg.
diasumsikan penurunan tekanan pada katup-katup pengatur sebesar 5% dari P0, maka
P0’ = (1-0,05) x P0 = 0,95 x 6,5 = 6,175 Bar. h0’ = i0’ – i1t‘= 2760 – 2680 kJ/kg
= 659,21 – 640,10 kkal/kg = 19,11 kkal/kg. Kecepatan uap pada sisi keluar nosel :
a. Aktual : C1 = 91,5 ℎ ′ = 91,5 x 0,95 x √19,11 = 380 m/s (4.25) b. Teoritis : C1t = = , = 400 m/s (4.26)
Untuk memperoleh efisiensi maksimum pada tingkat ini, maka perlu dicari nilai u/C1optimum, setelah itu perhitungan kalor selanjutnya dengan memakai nilai u/C1optimum tersebut.
a. Mencari nilai u/C1optimum.
Nilai u/C1optimum untuk cakram dua baris nilai u/C1optimum yang diandaikan adalah antara 0,1-0,3 (P.Shlyakhin, 1990). Pada perhitungan berikut ini akan diandaikan enam niali u/C1 yaitu: 0,1; 0,15; 0,2; 0,23; 0,25; 0,3; yang selanjutnya akan digambarkan segitiga kecepatan masing-masing nilai u/C1 serta grafik hubungan antara efisiensi dalam relatif dan nilai u/C1. Besaran-besaran yang dibutuhkan untuk hal tersebut adalah sebagai berikut.
commit to user
C1 = Kecepatan uap keluar nosel (m/s);
u/C1 = rasio kecepatan uap keluar nosel dengan kecepatan keliling cakram padadiameter rata-rata;
u = kecepatan keliling cakram pada diameter rata-rata.
[ u = ( ) C1 ] (m/s); (4.26)
d = diameter rata-rata cakram = (m);
α1 = sudut kecepatan absolut uap masuk sudu gerak baris pertama. Nilai α1 yang optimum terletak dalam jangka 14 sampai 200.
(P.Shlyakhin,1990). Untuk tingkat ini α1 = 200; = kecepatan relatif uap masuk sudu baris pertama.
= + −2 cos( ) (m/s); (4.27)
β1 = sudut kecepatan relatif uap masuk sudu gerak baris pertama.
( Sin β1 = ); (4.28)
β2 = sudut kecepatan realtif uap keluar sudu gerakbaris pertama.
( β2= β1-30 ); (4.29)
= kecepatan relatif uap keluar sudu gerak baris pertama.
( = . ) (m/s); (4.30)
= koefisien kecepatan untuk nilai β1/β2 diperoleh pada gambar 3.4; C2 = kecepatan mutlak uap keluar sudu gerak baris pertama.
= + −2 cos( ) (m/s); (4.31)
α2 = sudut kecepatan absolut uap keluar sudu gerak baris pertama.
= + ; (4.32)
α1’ = sudut kecepatan absolut uap keluar sudu pengarah.
( α1= α2 - 30 ) ; (4.33)
C1’ = kecepatan absolut uap keluar dari sudu pengarah.
( C1 = gbC2 ) (m/s); (4.34)
= kecepatan relatif uap keluar dari sudu pengarah.
= ′ + −2 ( ) (m/s); (4.35)
commit to user
= + ; (4.36)
β2’ = sudut kecepatan relatif uap keluar sudu gerak baris kedua.
( β2’ = β1’ – 30 ); (4.37)
= kecepatan relatif uap keluar dari sudu gerak baris kedua.
( = . ) (m/s); (4.38)
C2’ = kecepatan absolut uap keluar dari sudu gerak baris kedua.
= + −2 ( ) (m/s); (4.39)
α2’ = sudut kecepatan absolut uap keluar sudu gerak baris kedua.
= + ; (4.40)
C1u = proyeksi kecepatan absolut uap masuk sudu gerak baris pertama.
[ = ( )] (m/s); (4.41)
C2u = proyeksi kecepatan absolut uap keluar sudu gerak baris pertama.
[ = ( )] (m/s); (4.42)
C1u’ = proyeksi kecepatan absolut uap keluar sudu pengarah.
[ = ( )] (m/s); (4.43)
C2u’ = proyeksi kecepatan absolut uap keluar sudu gerak baris kedua.
[ = ( )] (m/s); (4.44)
ηu = efisiensi turbin.
= ∑( ) ; (4.45)
Nge.a = daya yang hilang dalam mengatasi gesekan cakam (kerugian pengadukan).
, = ( ) 10 (kW); (4.46)
l1 = tinggi rata-rata sudu diandaikan 2 cm.
β = koefisien rumus Forner untuk cakram baris ganda = 2,06. γ = bobot spesifik uap di dalam cakram
( γ = = , = 3,257 kg/m 3 ) (4.47) ζge.a = . (4.48)
commit to user
ηoi = efisiensi dalam relatif turbin
( ηoi =ηu – ζge.a ) (4.49)
Tabel 4.7 Hasil perhitungan untuk berbagai nilai u/C1 yang diandaikan
u/C1 0,10 0,15 0,20 0,23 0,25 0,3 satuan u =( ) 38 57 76 87,4 95 114 m/det d = 0,242 0,363 0,484 0,557 0,605 0,726 m C1 380 380 380 380 380 380 m/det α1 20 20 20 20 20 20 derajat ω1 344,54 327,02 309,68 299,37 292,54 275,65 m/det β1 22,16 23,42 24,81 25,73 26,38 28,13 derajat β2= β1 – 30 19,16 20,42 21,81 22,73 23,38 25,13 derajat ψ 0,82 0,82 0,82 0,82 0,82 0,83 ω2= ψ.ω1 282,52 268,16 253,93 245,48 239,88 228,79 m/det C2 246,94 215,66 185,54 168,29 157,26 134,59 m/det α2 22,06 25,71 30,57 34,31 37,24 46,22 derajat α1’ 19,06 22,71 27,57 31,31 34,24 43,22 derajat ψgb 0,82 0,82 0,82 0,84 0,85 0,85 C1’ 202,49 176,83 152,14 141,37 133,67 114,40 m/det ω1’ 167,04 126,19 91,78 80,69 76,80 84,11 m/det β1’ 23,32 32,75 50,11 65,56 78,36 111,35 derajat β2’ 20,32 29,75 47,11 62,56 75,36 108,35 derajat ψ1 0,82 0,82 0,85 0,85 0,86 0,86 ω2’ 136,97 103,48 78,01 68,58 66,05 72,33 m/det C2’ 102,19 60,95 61,57 82,57 101,07 153,04 m/det α2’ 27,74 57,40 111,84 132,51 140,78 153,35 deajat C1u 357,08 357,08 357,08 357,08 357,08 357,08 m/det C2u 228,87 194,31 159,75 139,01 125,19 93,13 m/det C1u’ 191,39 163,13 134,87 120,78 110,50 83,37 m/det C2u’ 90,45 32,84 -22,90 -55,8 -78,30 -136,78 m/det
commit to user Σ(C1u – C2u) 867,79 747,36 628,8 561,08 514,47 396,81 m/det 2uΣ(C1u – C2u) 65952,19 85198,79 95577,25 98077,52 97750 90471,99 m2/det2 ηu 0,41 0,53 0,59 0,613 0,61 0,56 Nge.a 0,084 0,428 1,351 2,364 3,299 6,841 kW ζge.a 0,00029 0,00145 0,00459 0,00396 0,01121 0,02325 ηoi 0,412 0,531 0,593 0,609 0,6 0,542 (a)
commit to user
commit to user
(c)
Gambar 4.11 Segitiga kecepatan tingkat pengatur dua baris dengan beberapa nilai u/c1 yang diandaikan (a) 0,1;0,15;0,2 (b) 0,21;0,22;0,23 (c) 0,25;0,3
Gambar 4.12 Grafik efisiensi turbin impuls dengan dua tingkat kecepatan sebagai fungsi u/c1
commit to user
dari grafik di atas dapat dilihat bahwa efisiensi dalam relatif ηoi tingkat pertama akan maksimum pada nilai u/c1optimum = 0,23.
b. Mencari tinggi nosel dan sudu-sudu.
Data-data yang dipakai untuk diperhitungkan berikut ini menggunakan data dari tabel 4.7 dengan u/c1 = 0,23.
Kerugian kalor pada sudu turbin: - Untuk nosel :
hn = = = 1,862 kkal/kg (4.50)
- Untuk sudu gerak baris pertama: hb = =
, ,
= 3,504 kkal/kg (4.51) - Untuk sudu pengarah:
hgb = =
, ,
=0,995 kkal/kg (4.52) - Untuk sudu gerak baris kedua:
hb’ = =
, ,
= 0,216 kkal/kg (4.53) - Kerugian kecepatan keluar sudu gerak baris kedua:
he = =
,
= 0,814 kkal/kg (4.54)
untuk memeriksa ketepatan kerugian-kerugian yang diperoleh di atas, maka akan dibandingkan nilai efisiensi ηu dari nilai-nilai ini dengan hasil yang telah diperoleh dari grafik.
ηu = ( ) (4.55) = , ( , , , , , ) , = 0,6132 Kesalahan perhitungan : , , , 100% = 0,04%
margin kesalahan di bawah 2% sehingga perhitungan dapat diterima.
Kerugian akibat gesekan cakram dan kerugian pengadukan : hge.a =
.
= ,
commit to user
Gambar 4.13 Proses penurunan kalor terperinci pada turbin tingkat pertama Tabel 4.8 Keterangan proses penurunan kalor pada turbin tingkat pertama
A0 A0’ A1t A1t’ A1 B1 B2 B3
P(bar) 6,5 6,175 4 4 4 4 4 4
h(kJ/kg) 2760 2760 2671 2680 2688 2702 2708 2712
s(kJ/kg.K) 6,733 6,755 6,733 6,755 6,774 6,809 6,821 6,831
v(m3/kg) 0,293 0,307 0,448 0,45 0,452 0,455 0,456 0,457
Perapat labirin terdiri dari z = 7 sekat, diameter hub dhub = 360 mm, celah melingkar antar hub dan sekat labirin s = 0,3 mm.
Luas celah antara perapat dan hub:
fs= π x 0,36 x 0,0003 = 0,00034 m2. (4.57) Tekanan pada ruang labirin yang terakhir adalah :
pkr =
,
√ , =
,
commit to user Gkebocoran = 100 fs , = 100 0,00034 , , , (4.58) = 0,11 kg/s υ1= 0,452 m3/kg
= volume spesifik uap pada sisi keluar nosel (titik A1 gambar 4.13).
Kerugian kebocoran : hkebocoran = (ℎ − ℎ ) = , , (21,26−7,46) (4.59) = 0,18 kkal/kg dengan hr = hn + hb’ + hgb + hb” + he + hge.a (4.60) = 1,862 + 3,504 + 0,995 + 0,216 + 0,814 + 0,1 = 7,46 kkal/kg karena =
, = 0,615 adalah lebih rendah dari tekanan kritis dengan
demikian kita dapat memakai nosel konvergen-divergen yang penampang minimun adalah: fmin = ( )
=
( , , ) , ,= 0,0093 m
2 (4.61) dimana: p0’ = p0 x 0,95 = 6,5 x 0,95 = 6,175 bar. υ0’ = 0,307 m3/kg.= volume spesifik uap sebelum memasuki nosel (titik A0’gambar 4.11). fmaks =
( )
= ( , , ) , = 0,010 m2 (4.62)
Diambil tinggi nosel pada bagian sisi keluar adalah 20 mm. derajat pemasukan parsial dengan demikian adalah :
ε =
=
,
, , = 0,84 (4.63)
nilai derajat pemasukan parsial ini masih dalam batas-batas yang diizinkan, yaitu antara 0,2-1 (P.Shlyakhin, 1990).
commit to user
Tinggi sisi sudu gerak baris pertama diasumsikan : l1’ = l + 2 = 22 mm.
Tinggi sudu nosel baris pertama pada sisi keluar : l1” = =
, ,
, , , (4.64)
= 0,0272 m = 27,2 mm. υ1‘= 0,455 m3/kg.
= volume spesifik uap sisi keluar sudu gerak baris pertama (titik B1 gambar 4.13).
Dengan mengandaikan tinggi sisi masuk sudu pengarah adalah lgb = l” + 2,1 = 27,2 + 2,1 = 29,3 mm.
Tinggi sisi keluar sudu ini diperoleh dengan persamaan : lgb” =
=
, , , , , (4.65) = 0,0351 m = 35,1 mm. υgb = 0,456 m3/kg.= volume spesifik uap sisi keluar sudu pengarah (titik B2 gambar 4.13). Tinggi sudu gerak sisi keluar baris kedua menjadi
l2” = = , , , , , (4.66) = 0,0424 m = 42,4 mm. υ2 = 0,457 m3/kg.
= volume spesifik uap sisi keluar sudu gerak baris kedua (titik B3gambar 4.13).
Tinggi sisi masuk sudu gerak baris kedua akan diandaikan sama dengan tinggi sisi keluar sudu gerak baris pertama, yaitu 42,4 mm.
Pada seluruh keliling cakram ditempatkan 20 nosel sehingga penampang leher setiap nosel akan menjadi sebesar :
f ’min = =
,
commit to user
Dengan mengandaikan tinggi nosel pada bagian lehernya sama dengan tinggi pada bagian sisi keluar, yakni 20 mm. Lebar nosel pada bagian lehernya dengan demikian menjadi :
amin= =
,
=2,32 cm = 23,2 mm.
Lebar nosel pada sisi keluarnya akan menjadi sebesar : a1 = = =2,5 cm = 25 mm.
Dengan mengandaikan divergensi nosel sama dengan γ = 60, panjang nosel pada bagian yang divergennya akan menjadi sebesar :
l = = , = ,
, = 18,3 mm.
c. Efisiensi dan daya yang dibangkitkan : Penjumlahan semua kerugian :
Σhkerugian = hr + hkebocoran = 7,46 + 0,19 = 7,65 kkal/kg. Penurunan kalor yang bermanfaat :
hi = h0’ - Σhkerugian = 19,11 – 7,65 = 11,45 kkal/kg
Efisiensi dalam relatif tingkat pertama : ηoi = =
,
, = 0,6
daya yang dibangkitkan dari tingkat pertama : Ni = =
, ,
= 399,14 kW
B. Tingkat Kedua
Untuk tingkat kedua sampai terakhir dipakai pemasukan uap penuh (full
admission) ε = 1. Untuk perhitungan pendahuluan akan dicari kecepatan keliling
tingkat kedua dan ekspansi uap ke tekanan yang memungkinkan dengan pengandaian diameter cakram. Diameter cakram diberikan oleh persamaan :
commit to user
d2 =
dengan mengandaikan x = 0,4; l = 12 mm dan α1 = 200, maka : d2 =
, ,
, = 1,64
untuk maksud-maksud perhitungan pendahuluan kita menaksir d2 besarnya kira-kira 0,98 m sehingga : u = πd2n/60 = π x 0,98 x 3000 / 60 = 153,86 m/s; c1 = u/x = 153,86/0,4 = 366,33 m/s; c1t = c1/φ = 366,33/0,95 = 385,61 m/s; h0’ = c1t2/8378 = 385,61 2 / 8378 = 17,75 kkal/kg; hn‘ = (c1t2-c12)/8378 = (385,612 –366,332)/8378 = 1,73 kkal/kg;
dengan menggambarkan penurunan kalor di atas pada diagram i-s dari titik A1 diperoleh kondisi uap setelah melewati nosel sebesar :
p2 = 3 bar dan
h2= (h1 + hr – h0’ + hn’) = (647,5 + 7,46 – 17,75 + 1,73) = 638,94 kkal/kg sehingga diperoleh :
υ2 = 0,592 m3/kg
Dengan mensubstitusikan nilai υ2 ini ke dalam rumus d2 = 1,64 , diperoleh d2= 1,64 0,592 = 0,97 m.
Kesalahan perhitungan : , ,
, 100 = 1,02 % yang mana masih dalam
toleransi sehingga d2diambil sebesar 0,97 m.
C. Tingkat Akhir
Untuk perhitungan pendahuluan tingkat akhir, diameter cakram adalah : dz =
,
Dengan mengandaikan ϑ= 6; ζ = 1%; dan α2 = 900 : dz =
,
commit to user
volume spesifik uap sesudah sudu gerak baris terakhir diperoleh sebagai berikut : Efisiensi dalam relatif teoritis turbin diberikan oleh :
ηoi = =
,
, =0,78
ηm diperoleh dari gambar 4.12. Penurunan kalor bermanfaat :
Hith = H0x ηoi = 136,14 x 0,78 = 106,52 kkal/kg
Gambar 4.14 Efisiensi mekanis turbin (ηm)
Dengan mengukurkan penurunan kalor pada diagram h-s, kita peroleh titik Athdimana volume spesifik υz = 8,289 m3/kg.
Jadi diameter tingkat akhir sebesar :
dz = √0,17 8,329 = 1,185 m = 1.185 mm
Kecepatan keliling : uz =
,
= 185,5 m/s yang masih diijinkan.
D. Distribusi Penurunan Kalor Pada Setiap Tingkat Tekanan
Untuk mendapatkan turbin yang kompak dan berharga murah kita akan mengandaikan jumlah tingkatnya sama dengan z = 7 dan koefisien karakteristik Y
= 8.378 = 1091.
Nilai (u/c1)rata-rata untuk turbin akan sebesar : xrata-rata = =
, ,
commit to user
Untuk nilai z dan Y yang diandaikan di atas, efisiensi yang diharapkan dari turbin tersebut akan lebih rendah. Kita misalkan koefisien pengulang-manfaatan
(recovery) kalor α = 0,03.
Oleh sebab itu kita peroleh, u2rata-rata =
( )
= , , ≈32318;
atau urata-rata = 147 m/s.
Penurunan kalor rata-rata per tingkat sebesar hrata-rata =
. = , , = 20,2 kkal/kg.
(P. Shlyakhin, 1990) kemudian diukurkan nilai ho ini pada diagram h-s, maka didapatlah nilai p1. Untuk perhitungan, hasilnya dapat dilihat dalam tabel 4.9. Tabel 4.9 Perhitungan Pendahuluan (distribusi penurunan kalor)
1 2 3 4 5 6 7
u (m/s) 87,4 146,5 163 118 134 152 148,5
x 0,23 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4
h0 (kkal/kg) 19,11 17,75 22,1 11,5 14,9 19,2 18,2
p1 (bar) 4 3 1,5 1,0 0,6 0,35 0,16
Untuk ketepatan distribusi penurunan kalor maka ∑ ℎ yang diperoleh pada tabel harus sama dengan (1+α) H0. Jika tidak sama maka nilai x harus diganti pada beberapa tingkat sampai didapatkan nilai yang memuaskan.
∑ ℎ = 139,5 kkal/kg
(1+α)H0’ =(1+0,03) x 134,47 = 138,5 kkal/kg
Dari perhitungan di atas dapat dilihat bahwa ∑ ℎ ≈(1+α)H0, jadi desain untuk perhitungan terperinci setiap tingkat dapat dilanjutkan.
Dengan distribusi penurunan kalor setiap tingkat di atas, maka bisa digambarkan diagram Mollier (atau diagram h-s) yang ditunjukkan pada gambar 4.15. Perhitungan penurunan kalor terperinci untuk setiap tingkat dilakukan dengan menggambarkan seluruh proses pada bagian h-s dari berbagai besaran yang diperoleh dari perhitungan sebelumnya.
commit to user
E. Perhitungan Terperinci
Diagram h-s penurunan kalor terperinci dari tingkat pertama sampai terakhir ditunjukkan pada gambar 4.14. adapun data-data yang dibutuhkan untuk menggambarkannya adalah hasil dari perhitungan kalor terperinci dari tingkat pertama sampai tingkat ketujuh berikut ini.
a. Tingkat Pertama
Perhitungan terperinci untuk tingkat pertama sudah dilakukan pada bagian perhitungan pendahuluan di atas.
b. Tingkat Kedua
Untuk tingkat kedua sampai tingkat ketujuh dipakai cakram baris tunggal. Pada tingkat ini, uap akan diekspansikan dari tekanan p0 = 4 bar sampai dengan p1 = 3 bar.
Penurunan kalor teoritis yang terjadi pada nosel : h0’ = 17,75 kkal/kg. Kecepatan uap pada sisi keluar nosel :
Aktual : c1= 91,5φ ℎ = 91,5 x 0,95 x 17,75 = 366 m/s
Teoritis : c1t = = , = 385,5 m/s
Segitiga kecepatan
Kecepatan keliling cakram pada diameter rata-rata : u = = 0,4 x 366 = 146,5 m/s.
Diameter rata-rata cakram : d = = ,
, = 0,93 m
Kecepatan relatif uap masuk sudu gerak (dengan cara analitik) :
= + −2 cos
= 366 + 146,5 −2 146,5 366 cos 20
= 234 m/s
Sudut kecepatan relatif sudu gerak sisi masuk (β1) :
sin = sin = sin 20 = 0,535.
commit to user
Sudut kecepatan relatif uap keluar sudu gerak : β2= β1 – 30 = 32,360 – 30 = 29,360
koefisien kecepatan (ψ) untuk nilai : β1/ β2 (gbr 5-4 (P.Shlyakhin)) : ψ = 0,87 kecepatan relatif uap keluar sudu gerak : ω2 = ψ ω1 = 0,87x234 = 203,6 m/s
Kecepatan absolut uap keluar sudu gerak :
= + −2 cos
= 203,6 + 146,5 −2 146,5 203,6 cos 29,36
= 104,5 m/s
Sudut kecepatan absolut uap keluar sudu gerak : α2= β2+cos
= 72,780
Proyeksi kecepatan absolut uap masuk sudu gerak : c1u = c1cos α1 = 366 cos 200 = 344 m/s proyeksi kecepatan absolut uap keluar sudu gerak :
c2u = c2cos α2 = 104,5 cos 72,780 = 30,9 m/s
Tinggi nosel dan sudu-sudu gerak tingkat kedua : Kerugian kalor pada sudu tingkat kedua :
Untuk nosel :
hn = =
,
= 1,73 kkal/kg Untuk sudu gerak baris pertama:
hb = =
,
= 1,6 kkal/kg Kerugian kecepatan keluar sudu gerak baris kedua:
he = =
,
= 1,3 kkal/kg
daya yang hilang dalam mengatasi gesekan dan ventilasi (kerugian pengadukan) :
Nge.a= (β d4 n3 l1 γ) x 10-10
= (1,76 x 0,934 x 30003 x 2,3 x 2,212) x 10-10 = 18,32 kW
commit to user
Dengan :
β = 1,76 (untuk cakram baris tunggal; P. Shlyakhin, 1990)
l1 adalah tinggi sudu = 2,3 cm (tinggi rata-rata sudu gerak yang diandaikan) γ = 1/υ1 = 1/0,452 = 2,212 kg/m3
υ1 adalah volume spesifik uap keluar nosel = 0,452 m3/kg.
Kerugian akibat gesekan cakram dan kerugian pengadukan : hge.a =
.
= ,
, = 0,53 kkal/kg
Perapat labirin terdiri dari z = 7 sekat, diameter hub dhub = 360 mm, celah melingkar antar hub dan sekat labirin s = 0,3 mm.
Luas celah antara perapat dan hub:
fs= π x 0,36 x 0,0003 = 0,00034 m2. Tekanan pada ruang labirin yang terakhir adalah :
pkr = , √ , = , √ , = 0,87 bar Gkebocoran = 100 fs , = 100 0,00034 , , , = 0,082 kg/s = 0,59 m3/kg
= volume spesifik uap pada sisi keluar nosel (pada kondisi titik D ditambah hn tingkat kedua) Kerugian kebocoran : hkebocoran = (ℎ − ℎ ) = , , (17,75−5,15) = 0,125 kkal/kg dengan hr = hn + hb + he + hge.a = 1,73 + 1,6 + 1,3 + 0,53 = 5,15 kkal/kg karena =
, = 0,615 adalah lebih rendah dari tekanan kritis dengan
demikian kita dapat memakai nosel konvergen-divergen yang penampang minimun adalah:
commit to user fmin = ( ) " " = ( , , ) , = 0,013 m2 dimana:
p0” = tekanan kondisi C = 4 bar. υ0” = 0,457 m3/kg.
fmaks =
( )
= ( , , ) , = 0,014 m2 diambil tinggi nosel pada bagian sisi keluar adalah 14 mm.
Derajat pemasukan parsial tingkat kedua sampai ketujuh diambil 1 (P.Shlyakhin, 1990).
Tinggi sisi sudu gerak: l1” = =
, ,
, , = 0,017 m = 17 mm.
υ1‘= 0,592 m3/kg.
= volume spesifik uap keluar sudu gerak (pada kondisi titik D ditambah hn dan hb tingkat kedua).
Efisiensi dan daya yang dibangkitkan : Penjumlahan semua kerugian :
Σhkerugian = hr + hkebocoran = 5,15 + 0,13 = 5,28 kkal/kg. Penurunan kalor yang bermanfaat :
hi“ = h0” - Σhkerugian = 17,78 – 5,28 = 12,47 kkal/kg
Efisiensi dalam relatif tingkat kedua : ηoi =
"
" =
,
, = 0,702
commit to user
8
8
Gambar 4.15 Proses penurunan kalor terperinci pada diagram h-s dari tingkat pertama sampai tujuh
E nt al pi kJ /kg Entropi kJ/kg.K
commit to user
Tabel 4.10 Keterangan proses penurunan kalor dari tingkat pertama sampai tujuh
A0 B C D E F G H I P(bar) 6,175 4 4 3 3 1,5 1,5 1 1 h(kJ/kg) 2760 2680 2712 2660 2672 2554 2580 2515 2532 s(kJ/kg.K) 6,755 6,755 6,832 6,832 6,86 6,86 6,928 6,928 6,975 J K L M N O P(bar) 0,6 0,6 0,3 0,3 0,16 0,16 h(kJ/kg) 2453 2470 2369 2390 2304 2314 s(kJ/kg.K) 6,975 7,021 7,021 7,08 7,08 7,11
Untuk tingkat ketiga sampai tingkat ketujuh cara perhitungannya sama dengan perhitungan tingkat kedua
Hasil dari perhitungan tingkat kedua sampai tingkat ketujuh dapat dilihat pada tabel 4.11 berikut ini:
Tabel 4.11 Hasil perhitungan terperinci tingkat pertama sampai tujuh
Tingkat I II 2 3 4 5 6 7 Satuan 1,76 1,76 1,76 1,76 1,76 1,76 1,76 1,76 - 6,5 6,5 4 3 1,5 1 0,6 0,3 bar 4 4 3 1,5 1 0,6 0,3 0,16 bar ′ 19,11 19,11 17,75 22,1 11,5 14,9 19,2 18,2 kkal/kg 380 380 366 408 295 335 381 371 m/s 400 400 385 430 311 353 401 391 m/s 20 20 20 20 20 20 20 20 deg 640 640 635 616 605 590 571 553 kkal/kg 659 659 638 638 616 605 590 571 kkal/kg 0,452 0,452 0,588 1,087 1,574 2,493 4,656 8,249 m3/kg ′ 0,46 0,46 0,591 1,1 1,586 2,513 4,703 8,289 m3/kg = ⁄ 2,222 2,222 1,701 0,92 0,635 0,401 0,215 0,121 kg/m3 ⁄ 0,23 0,23 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 -
commit to user Tingkat I II 2 3 4 5 6 7 Satuan u 87,4 87,4 146,5 163 118 134 152 148,5 m/s d 0,557 0,557 0,933 1,04 1,1 1,1 1,1 1,19 m 299 299 234 261 189 214 243 237 m/s ′ 25,73 25,73 32,36 32,36 32,36 32,36 32,36 32,36 deg ′ 22,73 22,73 29,36 29,36 29,36 29,36 29,36 29,36 deg 0,82 0,82 0,87 0,87 0,87 0,87 0,87 0,87 - 245 245 204 227 164 186 212 206 m/s 168 168 105 117 84 96 109 106 m/s 34,31 34,31 72,78 72,78 72,78 72,78 72,78 72,78 deg 357 357 344 384 277 315 358 349 m/s 139 139 31 34 25 28 32 31 m/s 1,86 1,86 1,73 2,15 1,12 1,44 1,87 1,78 kkal/kg 3,5 0,22 1,59 1,98 1,03 1,33 1,72 1,63 kkal/kg 0,814 0,814 1,3 1,62 0,85 1,09 1,41 1,34 kkal/kg . 2,36 2,36 18,32 23,6 3,7 4,6 5,2 2,67 kW . 0,07 0,07 0,53 0,68 0,11 0,13 0,15 0,08 kkal/kg Z 7 7 7 7 7 7 7 7 sekat 0,36 0,36 0,36 0,36 0,36 0,36 0,36 0,36 m s 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 (10-3)m 3,34 3,34 3,39 3,39 3,39 3,39 3,39 3,39 (10-4) m2 1,24 1,24 0,93 0,47 0,31 0,19 0,09 0,05 bar Gkebocoran 0,12 0,12 0,1 0,08 0,06 0,05 0,04 0,03 kg/s hkebocoran 0,19 0,19 0,15 0,15 0,06 0,07 0,07 0,05 kkal/kg 7,46 7,46 5,15 6,43 3,11 4,01 5,15 4,83 kkal/kg 0,010 0,010 0,010 0,023 0,045 0,063 0,103 0,186 m2 0,009 0,009 0,009 0,018 0,035 0,052 0,084 0,163 m2 l(diambil) 20 20 23 25 27 29 31 33 mm 0,84 0,84 0,52 1 1 1 1 1 - l” 22 22 25 26 69 85 123 230 mm
commit to user " 35 35 41 46 92 128 211 383 mm Tingkat I II 2 3 4 5 6 7 Satuan Nosel KD KD KD D D D D D - Σhkerugian 7,65 7,65 5,3 6,58 3,17 4,08 5,22 4,88 kkal/kg 11,46 11,46 12,45 15,5 8,4 10,8 14 13,36 kkal/kg 0,6 0,6 0,701 0,702 0,725 0,726 0,728 0,732 - 399 399 389 540 291 376 487 465 kW (a) (b)
commit to user
(c)
(d)
commit to user
(f)
Gambar 4.16 Segitiga kecepatan pada (a)Tingkat kedua, (b)Tingkat ketiga, (c) Tingkat keempat, (d)Tingkat kelima,(e)Tingkat keenam,
(f)Tingkat ketujuh
F. Efisiensi dan Daya Turbin Keseluruhan
Penurunan kalor yang dimanfaatkan untuk menghasilkan kerja mekanis :
ℎ = 11,46 + 11,46 + 12,45 + 15,5 + 8,4 + 10,8 + 14 + 13,36 = 97,43
ℎ ′= 19,11 + 19,11 + 17,75 + 22,1 + 11,5 + 14,9 + 19,2 + 15,8 = 141,87
Efisiensi dalam relatif turbin : = ∑
∑ =
,
, = 0,687
Kesalahan perhitungan efisiensi antara hasil perhitungan dan permisalan :
0,69−0,687
0,69 100% = 0,47%
Daya yang dihasilkan pada terminal generator : Ne,g = = ,
, 3.347 = 3.210
Kesalahan perhitungan daya :
3.250−3.210
commit to user
Perbedaan antara besarnya daya yang dihitung di atas dengan besarnya daya yang diinginkan adalah 1,23% atau kurang dari 2%, maka desain di atas dianggap desain valid.
Dari desain di atas diperoleh dimensi turbin : panjang 1,6 m,
lebar 1,6 m dan tinggi 1,4 m.
commit to user
4.4.3 Kondensator
Langkah keenam dalam merancang pembangkit listrik yaitu menganalisis dan menghitung beban panas kondensator, laju aliran massa air pendingin serta menentukan dimensi kondensator.
Fungsi dari kondensator yaitu mengubah uap keluaran dari turbin menjadi fase cair dengan bantuan air pendingin. Gambar 4.18 menunjukkan diagram alir dari proses kondensator.
Keseimbangan massa dan energi pada kondisi tunak dapat diperoleh dari perhitungan : ̇ − ̇ = ∆ ̇ ̇ − ̇ + ̇ ℎ , − ℎ , + ̇(ℎ − ℎ ) =∆ 0−0 + ̇ (125,9−192,7) + 8,32(2314−192,7) = 0 ̇ (−66,8) + 8,32(2121,3) = 0 ̇ = (−17650) (−66,8) = 264,22 /
Gambar 4.18 Diagram alir proses kondensator Dimana:
̇ = kalor yang terjadi pada kontrol volume = 0; ̇ = kerja yang terjadi pada kontrol volume = 0;
commit to user
̇ = laju aliran massa cooling water (kg/s);
ℎ , = entalpicooling water pada saat memasuki kondensator (kJ/kg);
ℎ , = entalpi cooling water pada saat keluar dari kondensator (kJ/kg);
̇ = laju aliran massa uap (kg/s);
ℎ = entalpi fluida pada kondisi 6 (kJ/kg);
ℎ = entalpi fluida padakondisi 7(kJ/kg);
Gambar 4.19 merupakan diagram penggambaran proses yang terjadi pada kondensator dengan menggunakan diagram temperatur-entropi. Diagram temperatur-entropi yang digunakan yaitu diagram R-718 water (water diagram, 2012).
Titik 6 merupakan kondisi panas bumi sebelum memasuki kondensator. Pada titik 7 merupakan kondisi panas bumi pada garis cair jenuh yang menunjukkan kondisi fluida pada fase cair seutuhnya. Titik 9 berada pada garis uap jenuh yang menunjukkan kondisi fluida non-condensable gas pada fase gas seutuhnya. Kondisi tiap titik ditampilkan dalam tabel 4.12.
Dengan mempertimbangkan laju aliran massa panas bumi dan air pendingin yang akan melewati kondensator, dipilih konstruksi kondensator kontak langsung. Kondensator yang mana uap keluaran turbin dikontak langsung dengan air pendingin untuk memperoleh efisiensi pendinginan yang tinggi.
Kriteria desain kondensator antara lain:
a. Fluida keluar pada kondisi cair seutuhnya (X=0).
commit to user
Gambar 4.19 Diagram temperatur-entropi fluida pada kondensator Tabel 4.12 Tabel sifat fluida pada proses kondensator
6 7 9 12 15 19 T, 0C 55,3 46 55,3 30 30 30 P, bar 0,16 0,16 0,16 1 1 1 h, kj/kg 2313,84 192,6 2600,62 125,9 125,9 125,9 s, kj/kg0C 7,114 0,6517 7,985 0,4368 0,4368 0,4368 X 0,879 0 1 0 0 0 ṁsteam 7,14328 0 0 0 0 0 ṁNCG 0,17 0 0,17 0 0 0 ṁwater 1,00672 272,71 0 6,25 255 3 ṁtotal 8,32 272,71 0,17 6,25 255 3 6,s 652 46 7 6 3,4,5 2 1B 1A 9 55,3 7985
commit to user
4.4.3.1 Perhitungan Direct-Contact Condenser
Operasi terdiri dari 7,14 kg/s uap panas, 0,17 kg/s NCG dan 1 kg/s air. Dengan berat molekul uap 29 (sebagian besar nitrogen). Uap tersebut masuk ke dalam sebuah pendingin kontak langsung.
Temperatur uap masuk (Tg1) = 55,30C = 131,540F. Temperatur uap keluar (Tg2) = 460C = 114,80F. Titik embun (Tdp) = 45,510C = 113,920F.
Temperatur air pendingin masuk (Tw1) = 300C = 860F Temperatur air pendingin keluar (Tw2)= 45,510C = 1140F.
Diambil asumsi 20% gas berdifusi menjadi air. Menghitung kelembapan uap masuk (X1),
X = p p −p x m m 1,4285 14,7−1,4285x 18 29= 0,0668 lb water lb air⁄ Uap masukan, Gg = 1.500 lb/hr
Total water in inlet gas, Gw1 = 1.500 x 0,0668 = 100,21 lb/hr
Temperatur uap masuk, Tg1 = 131,540F dan titik embun, Tdp = 113,920F. Panas spesifik dari nitrogen, cnitrogen = 0,25 Btu /lb 0F.
H1 = X1 x Tdp + X1 x hfg@Tdp + X1 x 0,45 x (Tg1 – Tdp) + cnitrogen x Tg1 = 0,0668 x 113,92 + 0,0668 x 1029,33 + 0,0668 x 0,45 x
(131,54-113,92) + 0,25 x 131,54 = 109,79 Btu/lb dry air
Asumsi 20 persen dari uap awal berupa air. Kelembapan gas keluaran,
X2 =
( , )
= , ( , , )
.
= 0,0535 lb/lb
Titik embun gas keluaran,
,
x
= 0,0535 lb/lb
pw2 = 1,16. Titik embun, Tdp2 = 106,840F
commit to user
H2 = X2 x Tdp2 + X2 x hfg@Tdp2 + X2 x 0,45 x (Tg2 – Tdp2) + cnitrogen x Tg2 = 0,0535x 106,84 + 0,0535 x 1033,37 + 0,0535x 0,45 x
(114,8-106,84) + 0,25 x 114,8 = 89,83 Btu/lb dry air
Total heat load, q = Gg x (H1 – H2) = 1500 x (109,79 – 89,83) = 29.941,25 Btu/hr ≈ 30.000 Btu/hr
Air masukan, L = .
,
=1.074,58 lb/hr
≈ 1.100 lb/hrGambar 4.20 Angka Lewis (Le) pada sistem udara-air Interval I :
∆
: 0 to 0,05
Dari gambar 4.18 pada Tg1 = 131,540F, angka Le = 0,89 C = cnitrogen + 0,45 x X1 = 0,25 + 0,45 x 0,0668 = 0,280 Btu/lb 0F haV = Kx x L x (Le) x C = 0,05 x 1.100 x 0,89 x 0,280 = 13,71 Btu/hr 0F qc = haV (Tg1 –Tdp ) = 13,71 x (131,54-113,92) = 241,58 Btu/hr ∆T = = , , = 0,58 0 F T0,05 = 131,54 – 0,58 = 130,960F
Karena titik embun dari uap dan air keluar pada kasus ini sama, maka pada interval pertama tidak terjadi difusi.
∆ = = ,
.
=
0,22 0F t0,05= 113,92 – 0,22 = 113,70F
commit to user Interval II : ∆ : 0,05 to 0,15 haV = Kx x L x (Le) x C = 0,15 x 1.100 x 0,89 x 0,28 = 41,13 Btu/hr 0F Perhitungan interval : qc = qc x (T0,05 – t0,05) = 41,13 x (130,96-113,7) = 710,13 Btu/hr ∆T = = , , . = 1,69 0 F T0,15 = T0,05 - ∆T = 130,96 – 1,69 = 129,270F X113,7 = x = , , , = 0,0664 lb water/lb air KxαV = Kxα x L = 0,15 x 1.100 = 165 lb/(hr) (lb)/(lb) KxαV (X-X’) = 165 x (0,0668-0,0664) = 0,073 lb/hr Sisa laju aliran massa air = 100,21 – 0,073 = 100,14 lb/hr
hfg@113,7 = 1.029,46 Btu/lb qd = 0,073 x 1029,46 = 75,21 Btu/hr q2 = qc + qd = 710,13 + 75,21 = 785,34 Btu/hr ∆t = = , . = 0,71 0 F t0,15 = 113,69 – 0,71 = 112,970F X’112,97 = 0,0649 lb/lb X112,97 = , . = 0,0668 lb/lb Interval III : ∆ : 0,15 to 0,25 haV = 41,13 Btu/hr 0F Perhitungan interval : qc = 41,13 x (129,27-112,98) = 669,96 Btu/hr ∆T = , , . = 1,67 0 F T0,25 = 129,27 – 1,67 = 127,610F
commit to user
Laju aliran massa air yang terdifusi selama interval
= KxαV x (X112,97 - X’112,97 ) = 165 x (0,0668-0,0649) = 0,3 lb/hr
Sisa laju aliran massa air = 100,14 – 0,3 = 99,84 lb/hr hfg@112,97 = 1029,87 qd = 0,3 x 1029,87 = 313,07 Btu/hr q3 = qc + qd = 669,96 + 313,07 = 983,02 Btu/hr ∆t = = , . = 0,91 0 F t0,25 = 112,96 – 0,91 = 112,080F X’112,06 = 0,0631 lb/lb X112,06 = , . = 0,0666 lb/lb
Perhitungan interval yang tersisa sampai temperatur uap menjadi 114,80F ditunjukkan pada tabel 4.13 berikut ini:
Tabel 4.13 Perhitungan interval condenserdengan asumsi terjadi difusi 20% Interval KxαV/L T t H20 diffused, lb qc qd - 131,54 113,92 1 0,05 130,94 113,69 - 241,58 - 2 0,15 129,25 112,97 0,08 709,62 78,95 3 0,25 127,59 112,04 0,31 669,69 318,01 4 0,35 126,04 110,90 0,58 639,44 601,75 5 0,45 124,49 109,47 0,90 622,54 924,30 6 0,55 123,02 107,73 1,25 617,79 1.286,36 7 0,65 121,47 105,64 1,61 628,92 1.662,21 8 0,75 119,92 103,14 2,03 651,28 2.095,80 9 0,85 118,26 100,18 2,44 690,45 2.530,91 10 0,95 116,47 96,77 2,90 743,42 3.006,62 11 1,05 114,54 92,90 3,31 810,19 3.437,43 12 1,15 112,64 88,61 Jumlah 15,40 7.024,93 15.942,34
commit to user
Temperatur air berakhir pada 92,900F tidak sesuai padahal temperatur air masuk sebesar 860F. Terjadi perbedaan ini dikarenakan pengambilan asumsi difusi yang belum tepat. Untuk mendapat hasil yang lebih akurat diperlukan proses perhitungan difusi yang terjadi.
Perhitungan difusi :
15,4 100
100,21= 15,36 %
Dengan menggunakan asumsi difusi yang terjadi sebesar 15,36 % diperoleh hasil sebagai berikut :
Tabel 4.14 Perhitungan interval kondensator dengan asumsi terjadi difusi15,36% Interval KxαV/L T (0F) t (0F) H20 terdifusi, lb qc Btu/hr qd Btu/hr - 131,54 113,92 1 0,05 131,06 113,70 - 197,66 - 2 0,15 129,64 112,96 0,06 584,43 61,54 3 0,25 128,27 112,01 0,26 561,23 265,21 4 0,35 126,96 110,82 0,49 546,96 506,14 5 0,45 125,65 109,32 0,77 543,09 793,76 6 0,55 124,34 107,43 1,08 549,51 1.116,06 7 0,65 122,97 105,12 1,43 569,03 1.474,74 8 0,75 121,54 102,23 1,84 600,55 1.901,09 9 0,85 119,99 98,85 2,26 649,69 2.336,74 10 0,95 118,27 94,87 2,70 711,65 2.801,67 11 1,05 116,36 90,32 3,14 787,23 3.267,13 12 1,15 114,22 86,03 3,53 876,43 3.682,76 13 1,25 111,96 82,35 Jumlah 17,55 7.177,46 18.206,84
Pada interval ke-12 diperoleh temperatur air berakhir pada 860F yang sesuai dengan temperatur air masuk. Nilai temperatur yang sesuai ini menunjukkan bahwa pengambilan asumsi difusi yang terjadi sudah tepat.
commit to user
Perhitungan dimensi kondensator: nd = KxαV/L = 1,15
Gg = 1.500 lb/hr dan L = 1.100 lb/hr. Diperoleh : Kxα = 357 (interpolasi)
Tabel 4.15 Data eksperimen direct-contact condenser (Kern, 1963)
Ketinggian kondensator,
Z = = 1,15 x 1.100 / 357 = 3,54 ft = 1,08 meter. Luas area = 66.000/1.500 = 44 ft2
Penurunan tekanan 0,146 in.H2O per 413 8 in.ketinggian. Ground dimension = √44 = 6,63 ft.
Perhitungan dimensi dengan menambahkan sensible-heat load
Sensible-heat load = 66.000 lb/hr x 0,28(131,54-114,8) = 309.425
Diffusion = .
. 18.206 = 816.860+
1.123.285 Btu/hr
Total kuantitas air = . .
, = 40.342 /ℎ
Dengan maksimum pemasukan air sebesar 900 lb/(hr)(ft2), luasan yang diperlukan
40.342
900 = 44,83
LMTD = ( , , ) ( , )
( , , )/( , ) = 22 F
commit to user ℎ =27,92 22 = 1,28 nd = ( ) = , , , = 5,13
Dengan menggunakan nilai G = 1.500 lb/hr dan L = 900 lb/hr, = 317 = 5,13 = 317 900= 317 1 900 = 5,13 900 317 = 14,56
Dimensi kondensator hasil perhitungan yaitu Tinggi kondensator = 14,56 ft = 4,44 meter. Dimensi luasan tanah = 44,83 ft2 = 4,16 m2.
Diasumsikan berbentuk balok dengan lebar 1,5 m, maka Panjang = 4,16 / 1,5 = 2,77 m.
Namun di pasaran tidak ditemukan dimensi yang sesuai dengan hasil perhitungan maka dipilih dimensi kondensator yang mendekati. Gambar dimensi kondensator di pasaran dapat dilihat pada lampiran 2A dan 2B.
commit to user 1
0
5
Gambar 4.21 Dimensi kondensator hasil perhitungan
4,
44
commit to user
4.4.4 Cooling Tower
Langkah ketujuh dalam merancang pembangkit listrik yaitu menganalisis dan menghitung beban panas cooling tower dan laju aliran massa air pendingin.
Fungsi dari cooling tower yaitu menurunkan temperatur air pendingin yang diperoleh dari sumber air terdekat dan dari kondensator. Air pendingin tersebut akan dimanfaatkan kembali pada proses kondensasi pada kondensator. Gambar 4.22 menunjukkan diagram alir dari proses cooling tower.
Keseimbangan massa dan energi pada kondisi tunak dapat diperoleh dari perhitungan : ̇ − ̇ = ∆ ̇ ̇ − ̇ + ̇ ℎ , − ℎ , + ̇(ℎ − ℎ ) =∆ 0−0 + ̇ (125,9−192,7) + 8,32(2314−192,7) = 0 ̇ (−66,8) + 8,32(2121,3) = 0 ̇ = (−17650) (−66,8) = 264,22 /
Gambar 4.22 Diagram alir proses cooling tower
Dimana:
commit to user
̇ = kerja yang terjadi pada kontrol volume = 0; ̇ = laju aliran massa cooling water (kg/s);
ℎ , = entalpi cooling water pada saat memasuki kondensator (kJ/kg);
ℎ , = entalpi cooling water pada saat keluar dari kondensator (kJ/kg);
̇ = laju aliran massa uap (kg/s);
ℎ = entalpi fluida pada kondisi 6 (kJ/kg);
ℎ = entalpi fluida padakondisi 7(kJ/kg);
Gambar 4.24 merupakan diagram penggambaran proses yang terjadi pada
cooling tower dengan menggunakan diagram temperatur-entropi. Diagram
temperatur-entropi yang digunakan yaitu diagram R-718 water (water diagram, 2012).
Titik 8 merupakan kondisi panas bumi sebelum memasuki cooling tower
yang berupa air. Titik 14 merupakan kondisi panas bumi berupa air yang telah diturunkan temperaturnya dan akan dimanfaatkan kembali dalam proses kondensasi. Pada titik 20 merupakan kondisi panas bumi berupa air yang dialirkan ke kolam kondensat untuk diinjeksikan kembali ke dalam sumur reinjeksi. Kondisi tiap titik ditampilkan dalam tabel 4.16.
Dengan mempertimbangkan laju aliran massa air pendingin yang akan melewati cooling tower, dipilih konstruksi mechanical induced draft cooling
tower counterflow. Cooling tower yang mana menggunakan fan untuk menghisap
udara. Fan diletakkan pada bagian atap cooling tower untuk menghisap udara melalui inlet di bagian bawah cooling tower. Udara ini kontak langsung dengan air pendingin yang dihujankan dari bak atas menuju bak penampung bawah
(basin). Sehingga air pendingin tersebut memiliki temperatur yang lebih rendah.
Kriteria desain cooling tower yaitu temperatur air pendingin keluar pada 300C.
commit to user
Gambar 4.23 Mechanical induced draft cooling tower (GPSA, 2004)
Gambar 4.24 Diagram temperatur-entropi fluida pada cooling tower
437 30 14 7 8 6,s 6 9 2 1B 1A 20 3
commit to user
Tabel 4.16 Tabel sifat fluida pada proses cooling tower
7 8 14 20 T, 0C 46 46 30 30 P, bar 0,16 1,16 1 1 h, kj/kg 192,6 192,7 125,9 125,9 s, kj/kg0C 0,6517 0,6516 0,4368 0,4368 X 0 0 0 0 ṁsteam 0 0 0 0 ṁNCG 0 0 0 0 ṁwater 272,71 272,71 264,16 8,55 ṁtotal 272,71 272,71 264,16 8,55
4.4.4.1 Perhitungan Cooling tower
Perancangan unit pendingin ini direncanakan digunakan untuk mendinginkan air pendingin pada kondensator dengan laju aliran air yang berasal dari reservoir yang dipompakan sebesar 16.329 L/min.
Sebelum menghitung beban kalor sensibel dan laten, maka perlu diketahui laju aliran massa air yang disirkulasikan ke menara pendingin.
Dari data-data awal diketahui bahwa : Qpompa = 20.500 L/min
ηpompa = 0,8 (untuk jenis pompa sentrifugal) maka, Qpompa = 0,8 x 20.500 L/min
= 16.329 L/min Dimana :
Qpompa = debit pompa, L/min ηpompa = efisiensi pompa
Qpompa inilah yang nantinya akan disirkulasikan masuk menara pendingin, sehingga besarnya kebutuhan air pendingin yang harus diterima oleh kondensor (penukar kalor) adalah sebesar 16.329 L/min (4.313,7 gpm). Karena jumlah air
commit to user
yang disirkulasikan ke menara pendingin diketahui, selanjutnya dapat dicari dengan cara sebagai berikut :
L =
. .( )
L = jumlah air yang disirkulasikan ke menara pendingin (L/min) q = jumlah kalor yang dilepas oleh kondensor (kkal/jam)
Cp = kalor spesifik air = 1 kkal/kg0C γ = berat jenis air = 1 kg/L
t0,t1 = temperatur air pada sisi masuk dan keluar cooling tower , 0C maka :
q = L.Cp.γ.(t1-t0)
= 16.329 L/min . 1 kkal/kg0C . 1 kg/L (46-30)0C . 60 = 15.675.840 kkal/jam
Apabila dari hasil perhitungan beban pendinginan di atas dikonversikan ke dalam TR (Ton Refrigeration) maka akan didapatkan harga sebesar 5.183,9 TR ≈ 5.185 TR.
4.4.4.2 Analisa Perencanaan Menara Pendingin
Data-data Perencanaan Dari data-data awal diketahui : 1. Kondisi air :
Temperatur air masuk menara (t1,in) = 46 0C = 114,8 0F Temperatur air keluar menara (t1,out) = 30 0C = 86 0F 2. Kondisi udara :
Temperatur udara masuk (twb) = 19,7 0C = 67,46 0F
Temperatur udara masuk (tdb) = 22 0C = 71,6 0F (Cristianto, 1998) Temperatur udara keluar (twb= tdb) = 35 0C = 95 0F
3. Range pendingin : tin - tout = (114,8 - 86) 0F = 28,8 0F
4. Ketinggian lokasi = 1730 M ≈ 6.000 ft
commit to user
a. Perhitungan Nilai Karakteristik Menara Pendingin
Entalpi udara masuk menara pendingin pada umumnya sama dengan temperatur bola basahnya= 67,46 0F sehingga dari tabel termodinamika enthalpies
and humidities Air-Water mixture at 6.000 ft (Kern, 1983) didapat :
(ha,in) = 36,46 BTU/lbm
b. Prestasi Menara Pendingin
Range Pendingin : tin – tout = (114,8 – 86) 0F = 28,8 0F
Approach (hampiran) : t1,out – twb = (86 – 67,46)0F = 18,54 0F c. Rasio Laju Aliran Air dan [L/G]
Untuk menentukan nilai L/G adalah dengan menggunakan diagram perhitungan faktor Ka.V (Gambar 4.25). Dimana terdapat hubungan antara range pendinginan (cooling range), temperatur air keluar (cold water) dan temperatur bola basah (wet bulb). Dengan menarik garis melalui titik “Cooling Range Cold
Water” secara paralel. Dengan garis “Wet Bulb Cold Water” didapat nilai L/G
commit to user
Gambar 4.25 Diagram karakteristik menara pendingin (Perry, 1999)
d. Perhitungan Nilai Karakteristik Dengan Metode Numerik
Perhitungan dengan metode numerik adalah membagi volume menara pendingin menjadi beberapa bagian volume kecil sesuai dengan kenaikan temperatur. Dalam hal ini, menara pendingin dibagi menjadi 10 bagian dengan penurunan temperatur 3,2 0F sehingga setiap bagian dianalisa sebagai berikut :
hi = h0 + L/G (T1 – T0)
Berikut distribusi temperatur pada menara pendingin : 67,46
commit to user
Gambar 4.26 Distribusi Temperatur Pada Menara Pendingin (Prasetyo, 2003) Pada twb = 67,46 0F, dengan menggunakan tabel entalpi dan kelembaban pada ketinggian bervariasi (Kern, 1983) didapat :
ha,in = 36,46 BTU/lbm Bagian 0–1 :
hi – h0 = L/G (ti – t0)
hi = 36,46 BTU/lbm + 1,3 (89,2-86) BTU/lbm = 40,62 BTU/lbm Entalpi udara rata-rata di bagian ini :
ha = =
, ,
= 38,54 BTU/lbm
Sedangkan temperatur air rata-rata pada bagian (0-1) adalah = = , = 87,6 0F
Sehingga dari tabel entalpi dan kelembaban pada ketinggian bervariasi (Kern, 1983) pada T= 87,60F & ketinggian 6.000 ft :
