9. Kerugian Pemipaan Buang
Kerugian pemipaan buang terjadi karena kecepatan aliran pada pipa buang besar 100-120 ms yang biasanya terjadi pada turbin kondensasi.
Besarnya kerugian tekanan dalam pemipaan buang turbin-turbin kondensasi dapat ditentukan Sumber : Lit.7, hal 70, yaitu :
k s
k
p C
p p
2 2
2 2
100
Dimana :
2
p
= tekanan uap sesudah sudu bar
k
p
2
= tekanan uap di dalam pemipaan buang bar = koefisien yang nilainya dari 0,07-0,1
s
C = kecepatan uap pada pemipaan buang ms.
2.7.2 Kerugian kerugian Luar • Kerugian Mekanis
Kerugian mekanis disebabkan oleh energi yang digunakan untuk mengatasi tahanan yang diberikan oleh bantalan luncur dan dorong termasuk
bantalan luncur generator atau mesin yang dihubungkan dengan poros turbin. Untuk tujuan perancangan, kerugian mekanis, generator dan turbin Menurut lit.
4, hal. 88 dapat ditentukan dengan mempergunakan grafik efisiensi mekanis turbin.
2.8 Efisiensi dalam Turbin Uap
1. Efisiensi relatif sudu
Hubungan antara kerja satu kilogram uap Lu pada keliling cakram yang mempunyai sudu-sudu gerak terhadap kerja teoritis yang dapat dilakukannya
adalah Sumber : Lit.7, hal 71:
u o
u u
u
i i
L A
L L
.
Universitas Sumatera Utara
2. Efisiensi internal
Hubungan antara kerja yang bermanfaat yang dilakukan oleh sudu dengan 1 kg uap pada tingkat atau di dalam turbin terhadap kerja teoritis yang tersedia
adalah Sumber : Lit.7, hal 71 :
o u
o u
o i
oi
H H
i i
L A
L L
1
.
3. Efisiensi termal
Hubungan antara penurunan kalor adiabatik teoritis di dalam turbin dan kalor yang tersedia dari ketel adalah Sumber : Lit.7, hal 71:
q i
i i
q i
H
o t
o o
t
1
4. Efisiensi relatif efektif
Hubungan antara efisiensi mekanis dengan efisiensi internal turbin adalah Sumber : Lit.7, hal 71 :
oi m
re
.
Besarnya efisiensi mekanis ditentukan dari gambar diatas sedangkan
efisiensi efektif relatif dapat ditentukan berdasarkan grafik lit. 7, hal. 88 Daya dalam turbin dapat dituliskan sebagai berikut :
Daya dalam turbin
102 .
427
i i
H G
kW Sumber : Lit.7, hal 71
Daya efektif yang dihasilkan pada turbin adalah :
i m
ef
N .
Sumber : Lit.7, hal 72
Daya efektif turbin dapat juga diperoleh dari hubungan anatara daya yang dibangkitkan pada terminal generator Ne dan effisiensi generator
g, Sumber : Lit.7, ha 71 yaitu :
Universitas Sumatera Utara
efektif e
g
N N
2.9 Perhitungan Fraksi Massa pada Tiap Ekstraksi
Dari gambar 2.1 sebelumnya telah diketahui, bahwa untuk siklus PLTU ini dirancang empat buah tingkatan ekstraksi dari turbin uap, sehingga fraksi massa
pada tiap ekstraksi dapat ditentukan. Berikut ini ditentukan fraksi massa dari ekstraksi pertama hingga ekstraksi
keempat sebagai berikut Sumber : Lit.7, hal 137 : 1 Fraksi massa pada ekstraksi pertama
α
1
4 1
.
I s
I eks
III fw
IV fw
i i
i i
2. Fraksi massa pada ekstraksi kedua
2
I fw
II eks
II fw
I s
II fw
III fw
i i
i i
i i
1 3
2
. 1
3 Fraksi massa pada ekstraksi ketiga
3
I s
III eks
I fw
II fw
i i
i i
.
1
2 1
3
4. Fraksi massa pada eksraksi keempat
4
1 3
2 1
4
. .
. 1
VI s
IV eks
IV s
III s
I kond
I fw
i i
i i
i i
Dimana :
1
,
2
,
3
dan
4
adalah efisiensi pemanas air pengisian boiler yang diakibatkan oleh kehilangan kalor ke medium di sekitarnya.
2.10 Perhitungan Jumlah Uap yang Mengalir Melalui Turbin dan Ekstraksi
Jumlah uap yang mengalir melalui turbin uap dapat ditentukan sebagai berikut:
Universitas Sumatera Utara
V i
IV i
III i
II i
I i
N o
h h
h h
h P
D
4 3
2 1
3 2
1 2
1 1
1 1
1 1
. 860
Sumber Lit.7, hal 137 Dimana :
G = jumlah uap yang mengalir melalui turbin uap Kgs
P
N
= daya netto yang harus disuplai turbin uap ke generator listrik kW
V i
IV i
III i
II i
I i
h h
h h
h ,
, ,
, penurunan kalor yang dimanfaatkan pada turbin antara titik-
titik ekstraksi kJkg. Kemudian jumlah uap yang dicerat dari setiap titik ekstraksi dapat
ditentukan sebagai berikut : 1.
o I
eks
G G
.
1
penurunan kalor yang dimanfaatkan pada turbin antara
titik-titik ekstraksi kJkg. 2.
o II
eks
G G
.
2
jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang kedua
3.
o III
eks
G G
.
3
jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang ketiga
4.
o IV
eks
G G
.
4
jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang
keempat Sehingga jumlah uap yang mengalir melalui turbin antara berbagai titik
ekstraksi, menjadi : 1.
o
G = jumlah uap yang mengalir melalui ruang pertama sampai ke
titik ekstraksi yang pertama 2.
I eks
o
G G
G
1
= jumlah uap yang mengalir antara titik ekstraksi yang pertama dan kedua
3.
II eks
I eks
o
G G
G G
2
= jumlah uap yang mengalir sesudah titik ekstraksi kedua.
4.
III eks
II eks
I eks
o
G G
G G
G
2
= jumlah uap yang mengalir antara titik ekstraksi yang ketiga dan keempat.
5.
IV eks
III eks
II eks
I eks
o
G G
G G
G G
2
= jumlah uap yang mengalir sesudah titik ekstraksi yang keempat.
Universitas Sumatera Utara
BAB III PEMBAHASAN MATERI
3.1. Pemilihan jenis Turbin Uap
Dalam Bab II sebelumnya telah dijelaskan tinjauan termodinamika turbin uap dalam instalasi PLTU, jenis-jenis turbin uap dan pertimbangan kerugian-
kerugian yang akan terjadi dalam siklus yang akan mempengaruhi efisiensi dalam turbin uap tersebut. Turbin uap yang akan dirancang akan digunakan sebagai
penggerak generator listrik dengan daya 65 MW, dengan putaran 3000 rpm. Dengan mempertimbangkan kelebihan dan kekurangan setiap jenis turbin serta
pertimbangan pada daya dan putaran yang akan dihasilkan, maka dalam perancangan ini dipilih jenis turbin impuls nekatingkat dengan derajat reaksi.
Adapun alasan pemilihan jenis turbin ini adalah karena pada turbin ini hampir semua tekanan uap yang masuk pada sudu sebelumnya dapat dimanfaatkan lagi
pada sudu tingkat selanjutnya agar selanjutnya aliran uap dapat dirubah menjadi energi mekanis pada turbin.
Turbin impuls nekatingkat dengan derajat reaksi banyak dipakai di bidang industri sebagai penggerak mula untuk generator listrik kapasitas besar. Hal ini
disebabkan kemampuannya menghasilkan daya yang lebih besar dibandingkan dengan turbin tingkat tunggal, sesuai untuk kondisi tekanan uap yang tinggi,
dorongan aksial serta diameter tingkat akhir yang besar dan yang biasanya terjadi pada turbin impuls murni dapat diatasi dengan derajat reaksi. Distribusi penurunan
kalor pada sejumlah tingkat tekanan akan memungkinkan mendapatkan kecepatan uap yang lebih rendah yang cenderung untuk menaikkan efisiensi turbin uap.
Dalam perancangan ini, turbin impuls nekatingkat dengan derajat reaksi mempunyai empat tingkatan ekstraksi uap yang akan diumpankan pada air umpan
pengisian ketel. Dengan membuat analisa perhitungan penurunan kalor dan fraksi massa
serta laju aliran massa untuk tiap ekstraksi, akan dapat ditentukan daya akhir yang akan dihasilkan jenis turbin impuls nekatingkat yang sesuai untuk dipakai untuk
instalasi PLTU.
Universitas Sumatera Utara
3.2 Perhitungan Daya Turbin Uap
Adapun spesifikasi turbin uap yang direncanakan pada skripsi ini adalah: 1.
Tekanan uap masuk : 90 bar
2. Temperatur uap masuk turbin : 500 °C
3. Daya keluaran generator
: 65 MW Dalam suatu proses pembebanan listrik bolak-balik ada 2 unsur yang terpakai
dalam proses konversi daya, yaitu :
1. Daya keluaran atau daya nyata V.I cos
ϕ yang diukur dengan MW. Dikatakan daya nyata, karena besaran inilah yang dipakai dalam proses
konversi daya. 2.
Daya reaktif V.I sin ϕ yang diukur dengan MVAR. Besaran ini adalah suatu
daya yang sebenarnya tidak mempengaruhi suatu proses konversi daya, tetapi adalah suatu kebutuhan yang harus dilayani.
Dari penjelasan diatas, maka daya yang harus disuplai oleh turbin uap ke generator harus dapat memenuhi kebutuhan daya nyata dan daya reaktif. Diagram
pada gambar di bawah ini menggambarkan daya yang bekerja pada generator listrik.
Gambar 3.1 Diagram daya yang harus di suplay ke turbin uap ke generator
Universitas Sumatera Utara
Dari gambar 3.1 diatas, dapat disimpulkan bahwa daya yang dibutuhkan oleh generator adalah daya semu MVA dan daya nominal generator adalah daya
nyata MW, maka :
cos .
G
P P
Dimana :
P = daya nominal generator listrik = 65 MW PG = daya yang dibutuhkan generator listrik MW
cos ϕ = faktor daya yang besarnya 0,6 – 0,9. Namun berdasarkan harga yang
umum dipakai di lapangan , maka diambil cos ϕ = 0,9. Dengan demikian dari
persamaan 3-1 diatas : 9
, 65
cos
P P
G
MW P
G
22 ,
72
Sehingga daya netto yang harus disuplai turbin uap ke generator listrik PN adalah :
G m
G N
P P
.
Dimana:
m
= efisiensi transmisi = 1 karena turbin disambungkan langsung dengan generator tanpa menggunakan roda gigi reduksi Sumber : lit 7, hal 73
G
= efisiensi generator yang ditentukan dari gambar = 0,98 Sumber : lit 7, hal 74
Maka: 98
, .
1 22
, 72
N
P
N
P 73,69 MW
Universitas Sumatera Utara
3.3 Perhitungan Daya untuk Tiap Ekstraksi
3.3.1 Perhitungan Penurunan Kalor untuk Tiap Ekstraksi
Untuk membangkitkan energi listrik pada generator, dibutuhkan sejumlah uap pada kondisi tertentu untuk memutar turbin, kemudian turbin akan memutar poros
generator listrik. Dalam perancangan ini, ditentukan kondisi-kondisi uap sebagai berikut :
1. Tekanan uap masuk turbin po
= 90 bar 2.
Temperatur uap masuk turbin to = 500
C 3.
Tekanan uap keluar turbin p
2k
= 0,1 bar 4.
Untuk Turbin uap tingkat menengah jumlah ekstraksi dibatasi hanya 2 sampai 4 ekstraksi sumber : lit 7.hal 134 dirancang mempunyai empat
tingkatan ekstraksi. Pada bagian 2.7 sebelumnya telah dibahas beberapa kerugian yang terjadi
pada turbin uap, sehingga pada bagian ini akan dapat ditentukan besarnya penurunan kalor yang terjadi pada tiap ekstraksi. Kerugian pada katup pengatur
diambil sebesar 5 lit 7, hal 59 dari tekanan uap panas lanjut, sehingga tekanan di depan nosel tingkat pertama akan menjadi :
bar P
5 ,
85 90
. 05
, 1
Kerugian pada pemipaan buang yang dapat ditentukan dari persamaan pada bab 2, dimana sesuai dengan kondisi lapangan maka diambil nilai koefisien
sebesar 0,09 dan
S
C sebesar 110 ms, maka :
1 ,
100 110
09 ,
1 ,
2 2
P
bar P
11089 ,
01089 ,
1 ,
2
Penurunan kalor teoritis yang terjadi pada turbin dengan mengabaikan kerugian pada katup pengatur dan pemipaan buang akan menjadi :
Universitas Sumatera Utara
kg kJ
H
th
3 ,
1237 1
, 2150
4 ,
3387
,
Penurunan kalor pada turbin dengan memperhitungkan kerugian pada katub akan menjadi:
kg kJ
H 2
, 1215
1 ,
2150 3
, 3365
Penurunan kalor pada turbin dengan memperhitungkan kerugian pada katub dan kerugian pemipaan buang akan menjadi
kg kJ
H 1203
3 ,
2162 3
, 3365
nilai efisiensi
re
, dan
m
diperoleh masing-masing sebesar 0,86 dan 0,995 lit. 7, hal 73 dan 70 sehingga nilai efisiensi dalam turbin, yaitu :
8643 ,
995 ,
86 ,
i
Sehingga penurunan kalor yang di manfaatkan di turbin menjdi:
kg kJ
H H
i i
2 ,
1050 8643
, 2
, 1215
Proses penurunan kalor ini dapat digambarkan dalam diagram Mollier, yaitu :
Universitas Sumatera Utara
Gambar 3.2 Proses penurunan kalor pada turbin uap
Untuk tekanan 0,1 bar didapat temperatur air jenuh ts = 45,84 C. Dalam
hal ini diambil temperatur air jenuh keluaran kondensor tkond = 45 C. Guna
menyederhanakan perhitungan, dibuat bahwa air pengisian ketel dipanaskan dalam derajat yang sama pada semua pemanas air pengisian ketel, sehingga pada
masing-masingnya kenaikan temperatur air pengisian ketel
t
menjadi :
z t
t
kond HPH
t
Menurut lit. 7, hal. 136 Dimana :
HPH
t
= temperatur keluaran HPH = 205
kond
t = temperature keluaran kondensor = 45
C z
= jumlah ekstraksi uap = 4 tingkat
Maka :
Universitas Sumatera Utara
C t
40 4
45 205
Sehingga dapat di tentukan temperature air pengisian ketel setelah keluar dari pemanas, yaitu:
1.
1 LPH
t = 45 + 40 = 85
C 2.
2 LPH
t = 85 + 40 = 125
C 3.
3
LPH
t = 125 + 40 = 165
C 4.
HPH
t = 165 + 40 = 205
C Dari table saturated water di peroleh kalor sensible air pengisian ketel, yaitu:
1.
IV fw
h
= 874,87 kJkg 2.
III fw
h
= 675,47 kJkg 3.
II fw
h
= 525,07 kJkg 4.
I fw
h
= 356,02 kJkg 5.
kond fw
h
= 188,44 kJkg
Kemudian temperatur jenuh uap pemanas air pengisian ketel di peroleh dengan persamaan Menurut lit.7 hal 137:
t t
t
HPH LPH
HPH LPH
, ,
Dimana :
t
= Perbedaan temperatur antara temperatur uap pemanas air pengisian ketel dan temperatur air pengisian ketel pada sisi keluar dari pemanas air ketel yang
biasanya diambil 5-7 C. Dalam hal ini perbedaan temperatur diambil 5
C. Maka:
1.
1 LPH
t = 85 + 5 = 90
C 2.
2 LPH
t = 125 + 5 = 130
C 3.
3 LPH
t = 165 + 5 = 170
C 4.
HPH
t = 205 + 5 = 210
C
Universitas Sumatera Utara
Dari table saturated water di peroleh tekanan uap jenuh untuk masing – masing temperatur, yaitu:
1.
IV eks
P = 0,7183 bar
2.
III eks
P = 2,7028 bar
3.
II eks
P = 7,9218 bar
4.
I eks
P = 19,077 bar
Dari table saturated water di peroleh kandungan kalor air jenuh untuk masing – masing temperatur, yaitu:
1.
IV f
h
= 377,04 kJkg 2.
III f
h
= 546,38 kJkg 3.
II f
h
= 719,08 kJkg 4.
I f
h
= 897,61 kJkg Dari diagram Moller h-s diperoleh temperatur keluar ekstraksi turbin atau
kebasahan untuk masing-masing tekanan ekstraksi uap, yaitu: 1.
IV eks
t = 90
C 2.
III eks
t = 130
C 3.
II eks
t = 220
C 4.
I eks
t = 340
C Dari diagram Moller h-s diperoleh kalor total uapuntuk masing-masing tekanan
ekstraksi uap, yaitu: 1.
IV eks
h = 2524,64 kJkg
2.
III eks
h = 2687,93 kJkg
3.
II eks
h = 2893,4 kJkg
4.
I eks
h = 3012,1 kJkg
Universitas Sumatera Utara
Seluruh hasil perhitungan diatas yang di butuhkan untuk perancangan awal pada turbin dengan empat tingkatan ekstraksi dapat di lihat pada table 3.1 berikut
ini:
N o.
Parameter Sebelu m
turbin Eks I
Eks II Eks
III Eks
IV Kondenso
r
1 Tekanan uap
bar 90
19,077 7,9218 2,7028 0,7183 0,1
2 Temperatur atau
kebasahn uap C
500 340 220 130 90 45
3 Kandungan kalor uap
kJkg 3365,3 3012,1 2893,4 2687,9
3 2524,6
4 2315,1
4 Temperatur jenuh uap
pemanas C
- 210 170 130 90 -
5 Kandungan kalor air jenuh
kJkg -
897,61 719,08 546,38 377,04
6 Temperature air
pengisisan ketel C
- 205 165 125 85 45
7 Kandungan Kalor air
pengisian ketel kJkg
874,87 675,47 525,07 356,02 188,44
8 Penurunan kalor
kJkg 235.2 218,77 205,47 163,29 209,54
Tabel 3.1 Data hasil perancangan turbin empat tingkatan ekstraksi
Universitas Sumatera Utara
3.3.2 Perhitungan Fraksi Massa dan Laju Aliran Massa pada Tiap Ekstraksi
Dari bagian 2.8 dan 2.9 sebelumnya dengan mengambil nilai
1
,
2
,
3
dan
4
sama dengan 0,98 akan dapat ditentukan fraksi massa dari ekstraksi yang pertama hingga ekstraksi keempat sebagai berikut :
1. Fraksi masa pada ekstraksi pertama
1
09188 ,
98 ,
61 ,
897 1
, 3012
47 ,
675 87
, 874
1
2.
Fraksi masa pada ekstraksi ke dua
2
063734 ,
07 ,
525 4
, 2893
07 ,
525 61
, 897
09188 ,
07 ,
525 47
, 675
. 98
, 1
2
3.
Fraksi masa pada ekstraksi ke tiga
3
060511 ,
98 ,
38 ,
546 93
, 2687
07 ,
525 47
, 675
. 063734
, 09188
, 1
3
4.
Fraksi masa pada ekstraksi ke empat
4
056236 .
98 ,
04 ,
377 64
, 2524
04 ,
377 38
, 546
06051 ,
. 02
, 356
07 ,
525 .
063734 ,
09188 ,
1
3
5. Jumlah total uap panas lanjut yang memasuki turbin G0
98 ,
. 995
, 54
, 209
7283 ,
29 ,
163 7845
, 47
, 205
845 ,
77 ,
218 90882
, 2
, 232
1868 ,
4 .
69 ,
73 .
860
G
G = 300,3869 tonjam atau = 83,44 kgs
Sehingga jumlah fraksi massa uap tiap ekstraksi adalah berikut ini: Table 3.2 fraksi masa tiap ekstraksi
No .
Istilah Eks. I
Eks II Eks. III
Eks IV
1
0,09118 0,063734 0,060511
0,056236
Universitas Sumatera Utara
2 G
eks
kgs 7,699 5,3179
5,049 4,6923
Sedangkan jumlah uap yang mengalir melalui turbin antara berbagai titik ekstraksi dapat dilihat pada tabel berikut ini:
Tabel 3.3 Jumlah uap yang mengalir antara berbagai titik ekstraksi
No. Jumlah uap yang
mengalir Sampai ke
Eks I Sampai
ke Eks II
Sampai ke
Eks III Sampai
ke Eks IV
Sampai ke kondensor
1 G
eks
kgs 83,44
75,741 70,4231
65,3741 60,682
3.3.3 Pengujian Kembali Laju Aliran Massa yang Diperoleh
Dari bagian 3.2 telah didapat bahwa daya yang harus disuplai turbin uap ke generator listrik PN adalah sebesar 73,69 MW sedangkan dari bagian 3.3 juga
telah didapat penurunan kalor yang dimanfaatkan di turbin sebesar H
i
= 1050,2 kJkg.
Sehingga dengan adanya ekstraksi yang pada perancangan ini dibuat ada empat tingkatan ekstraksi, dengan laju aliran uap yang masuk turbin adalah 83,44
kgs . Maka laju aliran uap yang melewati tiap ekstraksi adalah : 1.
G = 83,44 kgs
2. G
1
= 75,741 kgs 3.
G
2
= 70,432 kgs 4.
G
3
= 65,3741 kgs 5.
G
4
= 60,682 kgs
Apabila hasil diatas di uji ulang, maka daya yang di hasilkan turbin adalah: 1.
Dari masuk turbin hingga ekstraksi pertama N
= G x h
i I
= 83,44 x 235,2 N
= 19625,088 kW
Universitas Sumatera Utara
2. Dari masuk turbin hingga ekstraksi ke dua
N
1
= G
1
x h
i II
= 75,741 x 163,29 N
1
= 16569,8 kW
3. Dari masuk turbin hingga ekstraksi ke ketiga
N
2
= G
2
x h
i III
= 70,4231 x 205,47 N
2
= 14469.83 kW 4.
Dari masuk turbin hingga ekstraksi ke ke empat N
3
= G
3
x h
i IV
= 65,3741 x 163,29 N
3
= 10674,936 kW 5.
Dari masuk turbin hingga ekstraksi ke ke kondensor N
4
= G
4
x h
i V
= 60,682 x 209,54 N
4
= 12715,3 kW
Sehingga daya total yang dibangkitkan adalah 74054,96 kW atau 74,05496 MW. Dengan membandingkan hasil ini dengan daya yang akan disuplai turbin
uap sebesar 73,69 MW maka didapat adanya persentasi kesalahan perhitungan sebesar 0,4 , dimana persentasi kesalahan ini sudah sangat kecil, sehingga laju
aliran massa yang diperoleh tersebut sudah tepat.
Universitas Sumatera Utara
3.4 Perhitungan Daya Siklus PLTU
Gambar 3.3 Diagram alir siklus Rankine Mengunakan HPH dan LPH
Gambar 3.4 diagram T-S Dari data teknik diperoleh:
- Kapasitas boiler = 260 tonjam = 72,22 kgs
- Temperatur uap masuk boiler = 205
C -
Tekanan uap keluar boiler = 90 bar -
Temperatur uap keluar boiler = 500 C
Universitas Sumatera Utara
- Tekanan kondensor = 0,1 bar
Keadaan I : P
1
= 0.1 bar = 10 kPa h
1
= 191,83 kJkg = hf V
1
= 0,00101 m
3
kg = vf
Keadaan II : P
2
= 4 bar = 400 kPa s
1
= s
2,
h
2
= W
p1
+ h
1
= [v
1
p
2
– p
1
+ h
1
] = [ 0,00101 m
3
kg 400-10kPa + 191,83 kJkg ]
= 192,224 kJkg
Keadaan ke III : T
3
= 80 C
h
3
= 335,02 kJkg
Keadaan ke IV : T
4
= 125 C
h
4
= 525,07 kJkg
Keadaan ke V : T
5
= 165 C
h
4
= 697,24 kJkg P
5
= 700,93 kPa V
1
= 0,001108 m
3
kg
Keadaan ke VI : P
6
= 90 bar = 9 Mpa T
6
= 165 C
s
5
= s
6,
h
6
= W
p2
+ h
5
= [v
1
p
6
– p
5
+ 5
1
] = [ 0,001108 m
3
kg 9000 – 700,93kPa + 679,24 kJkg ] = 688,43 kJkg
Keadaan ke VII : T
7
= 205 C
h
7
= 872,86 kJkg P
7
= 90 bar = 9 MPa
Keadaan ke VIII : T
8
= 500 C h
8
= 3387,4 kJkg P
8
= 90 bar = 9 MPa
Keadaan ke IX : T
9
= 210 C
h
9
= 897,61 kJkg
Keadaan ke X : T
10
= 170 C
h
10
= 719,08 kJkg
Keadaan ke XI : T
11
= 130 C
Universitas Sumatera Utara
h
11
= 546,38 kJkg
Keadaan ke XII : T
12
= 90 C
h
12
= 377,04 kJkg
Keadaan ke XII : P
13
= 0,1 kPa Maka kualitas uap turbin dapat diketahui :
91 ,
4996 ,
7 6492
, 4996
, 7
13 13
fg f
S s
s X
h
13
= h
f
+ x
13
. h
fg
= 191,83 kJkg + 0,91 x 2392,1 kJkg = 2368,641 kJkg
Kesetimbangan masa dapat diketahui :
out in
o o
i i
h m
h m
Jadi kalor masuk dan kalor keluar siklus :
Q
in
= h
8
– h
7
= 3387,4 kJkg – 872,86 kJkg = 2014,54 kJkg Q
out
= h
8
– h
13
= 3387,4 kJkg – 2368,641 kJkg = 1018,99 kJkg
Maka kerja siklus diperoleh sumber lit 9 hal 78: w
net
= Q
in
- Q
out
= 2014,54 kJkg – 1018,99 kJkg = 995,55 kJkg
Dimana efisiensi thermal sumber lit 9. Hal 77:
48 ,
54 ,
2014 55
, 995
in net
th
Q w
Maka diperoleh daya siklus :
W
net
= m w
net
= 72,22 kgs . 956,5 kJkg = 71898,621 kW
W
net
= 71,898 MW
Universitas Sumatera Utara
3.5 Perhitungan Kalor Turbin Uap Untuk Tiap Tingkat Tekanan
3.5.1 Penentuan Tingkat Tekanan
Turbin nekatingkat multistage turbine dengan tingkat-tekanan banyak dipakai di bidang industri sebagai pengerak mula untuk generator listrik
berkapasitas besar, disebabkan oleh kemampuannya ability untuk menghasilkan daya yang besar dibandingkan dengan turbin tinggal.
Untuk mendapat tingkat tekanan turbin sumber lit.7 hal 105 adalah :
2
1
rata rata
u H
Y z
Dimana : z
= Jumlah tingkat tekanan Y =
Koefisien karakteristik untuk turbin nekatingkat
H
’
= Penurunan kalor dengan memperhitungkan kerugian pada katub dan kerugian pemipaan buang = 1203 kJkg = 287,33 kkcalkg.
2 rata
rata
u
= kecapatan keliling sudu rata-rata. Dengan mengambil nilai uc
1 rata-rata
sebesar = 0,3, sehinga kecapatan uap keluar nosel:
s m
H c
33 ,
1550 33
, 287
5 ,
91 5
, 91
1
Kecepatan keliling sudu rata-rata adalah :
1 1
c c
u u
rata rata
rata rata
= 0,3 x 1550,33 = 465,09 ms
Koefisien karakteristik untuk turbin nekatingkat Y sumber lit. 7 hal 93 adalah:
Universitas Sumatera Utara
1 ,
7102 33
, 287
06 ,
1 09
, 465
1
2 2
H u
Y
Maka jumlah tingkat tekanan adalah :
10 99
, 9
09 ,
465 33
, 287
06 ,
1 1
, 7102
2
z
3.5.2 Turbin Tingkat Pengaturan
Dalam perancangan ini, akan dibuat tingkat pengaturan impuls terdiri dari dua baris sudu dua tingkat kecepatan dimana pemakaian tingkat pengaturan
ini akan memungkinkan untuk memanfaatkan penurunan kalor yang besar pada nosel dan oleh sebab itu membantu dalam mendapatkan temperatur dan tekanan
yang lebih rendah pada tingkat-tingkat reaksi. Untuk ini diambil penurunan kalor sebesar 55 kkalkg atau 230,274 kJkg [Menurut lit. 7, hal. 118], maka tekanan
uap pada tingkat pengaturan ruang sorong uap menjadi sebesar 44,13 bar dan dengan mengambil nilai uc
1
sebesar 0,236, sehingga kecepatan mutlak uap keluar nosel :
s m
h c
582 ,
678 55
5 ,
91 5
, 91
1
Dan kecepatan keliling sudu :
1 1
c c
u u
s m
582 ,
678 236
,
s m
145 ,
160
Diameter rata-rata sudu pada tingakt pertama menjadi: m
n u
d 02
, 1
3000 14
, 3
145 ,
160 60
60
1
= 1019,11 mm
Tingkat tekanan ini dibuat dengan derajat reaksi, dimana derajat reaksi yang dimanfaatkan pada sudu-sudu gerak dan sudu pengarah Menurut lit. 7,
hal. 141 adalah :
Universitas Sumatera Utara
1. Untuk sudu gerak baris pertama
= 4 2.
Untuk sudu pengarah = 5
3. Untuk sudu gerak baris ke dua
= 4
Kecepatan teorotis uap keluar nosel adalah : 95
. 852
, 678
1 1
c c
t
= 664,505 ms Dengan mengambil sudut uap
α
1
sebesar 17
o
menurut lit.7 hal. 81 diperoleh kecepatan pada pelek rim :
1 1
1
17 cos
852 ,
678 cos
c
c
u
s m
007 ,
604
Dan kecepatan relatif uap terhadap sudu
1
:
1 2
2 1
1
cos 2
u
u c
s m
773 ,
480 17
cos 852
, 678
2 145
, 160
852 ,
678
2 2
Sudut kecepatan relatif menjadi :
1 1
1 1
17 sin
773 ,
480 852
, 678
sin sin
c
sin
1
= 22,589
Gambar 3.5 variasi kecepatan uap pada tingkat pengaturan sudu gerak baris I Dengan menetapkan sudut re;atif uap keluar
2
lebih kecil 3 dari sudut
kecepatan relatif uap masuk
1
, maka :
Universitas Sumatera Utara
2
589 ,
19 3
589 ,
22
Sehingga dari gambar 2. 8 di peroleh
= 0,86 Kecepatan relatif teoritis uap pada sisi keluar pada sisi keluar sudu gerak I
55 04
, 8378
773 ,
480 5
, 91
8378 5
, 91
2 1
2 1
2
h w
t
= 499,403 ms
Kecepatan relatif uap pada sisi keluar sudu gerak I dengan memperhitungkan kerugian:
s m
t w
487 ,
429 403
, 499
86 ,
2 2
Dari gambar 4.1 diperoleh kecepatan mutlak uap keluar sudu gerak I :
2 2
2 2
2 2
cos 2
u
u c
s m
747 ,
238 589
, 19
cos 145
, 160
487 ,
429 2
145 ,
160 487
, 429
2 2
Dengan sudut keluar :
2 2
2 2
496 ,
30 589
, 19
sin 747
, 238
487 ,
429 sin
sin
c
Maka kecepatan pelek rim adalah: s
m c
u c
464 ,
244 496
, 30
cos 747
, 283
cos
2 2
2
Sehingga kerugian kalor pada nosel adalah : kg
kJ c
c h
t n
5389 ,
21 2000
628 ,
631 872
, 664
2000
2 2
2 1
2 1
Dan kerugian kalor pada sudu gerak I adalah:
kg kj
h
t b
4553 ,
32 2000
487 ,
429 403
, 499
2000
2 2
2 2
2 2
Kecepatan mutlak uap masuk sudu gerak II
2 2
1
8378 5
, 91
h c
c
gb gb
Universitas Sumatera Utara
Dimana
gb
diambil sebesar 0,86 maka:
s m
c 6
, 305
55 05
, 8378
747 ,
283 86
, 5
, 91
1
Kecepatan teoritis uap pada sisi keluar dari sudu pengarah menjadi :
86 ,
6 ,
305
1
gb lt
c c
= 321,685 ms
Dengan mengambil sudut mutlak uap sudu gerak II
1
sebesar 30 diperoleh
kecepatan pelek rim :
1 1
1
30 cos
6 ,
305 cos
c
c
u
= 264,626 ms Dan kecepatan relatif uap pada sisi masuk sudu gerak II:
1 1
2 2
1 1
cos 2
u c
u c
s m
185 30
cos 145
, 160
6 ,
305 .
2 145
, 160
6 ,
305
2 2
1
Sudut kecepatan relatif uap masuk ke sudu gerak II :
1 1
1 1
624 ,
55 30
sin 151
, 185
6 ,
305 sin
sin
c
Dengan mengambil sudut mutlak uap keluar sudu gerak II
2
sebesar 45 ,
maka dari gambar 2.8 diperoleh 9
,
.
Kecepatan relatif
teoritis uap keluar sudu gerak II : s
m h
t t
088 ,
185 55
04 ,
8378 151
, 185
5 ,
91 8378
5 ,
91
2 2
2 2
Kecepatan relatif uap pada sisi keluar sudu gerak II dengan memperhitungkan kerugian:
s m
t
008 ,
185 9
,
2 2
Kecepatan relatif uap pada sisi keluar sudu gerak II :
2 2
2 2
2
cos 2
u
u c
Universitas Sumatera Utara
s m
478 ,
98 45
cos 145
, 160
579 ,
166 2
145 ,
160 579
, 166
2 2
Gambar 3.6 Segitiga kecepatan tingkat pengaturan
Dari gambar 4.2 diatas didapat sudut keluar uap sudu gerak II
2
sebesar 104 dan
kecepatan pada pelek rim menjadi:
s m
c c
u
691 ,
23 104
cos 487
, 98
cos
2 2
2
Sehingga kerugian kalor pada sudu pengarah adalah :
kg kJ
c c
h
t gb
041 ,
5 2000
6 ,
305 685
, 321
2000
2 2
2 1
2 1
Dan kerugian kalor pada sudu gerak baris II adalah :
kg kJ
h
t b
2528 ,
3 2000
579 ,
166 088
, 185
2000
2 2
2 2
2 2
Dan kerugian kalor pada sudu gerak baris II adalah :
kg kJ
c h
e
8464 ,
4 2000
478 ,
98 2000
2 2
2
Efisiensi pada keliling cakram dihitung adalah :
70886 ,
582 ,
678 691
, 23
464 ,
244 626
, 264
007 ,
604 165
, 160
2 2
2 2
2 1
ad u
u u
c c
c u
Universitas Sumatera Utara
Gambar 3.7 diagram i-s untuk tingkat pengaturan Dari perhitungan sebelumnya untuk tinggi nosel 15 mm, akan dapat
ditentukan derajat pemasukan parsial sebagai berikut:
703 ,
17 sin
628 ,
631 015
, 02003
, 1
14 ,
3 0747
, 44
, 83
sin
1 1
1 1
dlc v
G
Sehingga kerugian daya akibat gesekan cakram dan pengadukan yaitu:
6 3
2 .
10 07
, 1
u d
N
a ge
0747 ,
1 10
145 ,
160 01911
, 1
07 ,
1 1
6 3
2
= 61,1277 kW Kerugian kalor yang terjadi adalah:
kg kJ
G N
h
a ge
a ge
6612 ,
44 ,
83 427
1868 ,
4 1277
, 61
102 427
102
. .
Uap dari
perapat labirin ujung depan dibuang ke ruang sorong uap ekstraksi
yang kedua dengan tekanan ,
7028 ,
2 bar
p
III eks
sedangkan tekanan sesudah nosel
tingkat pengaturan sebesar 48
1
p
bar. Tekanan kritis pada perapat-perapat labirin persis sebelum ruang dari mana uap di buang adalah:
Universitas Sumatera Utara
bar z
p p
kr
5279 ,
2 5
, 1
84 5
, 27
85 ,
5 ,
1 85
,
1
Dimana z adalah ruang perapat labirin yang diambil sebanyak 84 buah.
Sehingga besarnya kebocoran uap melalui perapat-perapat labirin adalah :
1 1
2 2
1
100 v
p z
p p
g f
G
III eks
s kebocoran
s kg
5665 ,
081556 ,
48 84
7028 ,
2 48
81 ,
9 10
94286 ,
100
2 2
3
Dimana dalam hal ini diambil diameter poros d sebesar 500 mm, lebar celah antara poros dengan paking labirin
s
sebesar 0,6 mm, sehingga luas melingkar untuk aliran uap f
s
adalah :
3
10 6
, 5
, 14
, 3
s s
d f
Total kerugian kalor sebelum nosel tingat kedua adalah :
a ge
c b
gb n
ugian
h h
h h
h h
. ker
= 21,5389 + 32,4553 + 5,041 + 3,2528 + 4,8464 + 0,6612 = 67,7965 kJkg
Kalor total uap sebelum nosel tingkat kedua adalah:
ugian
h h
i i
ker
= 3365,3 - 230,274 – 67,7965 = 3202,83 kJkg
Sehingga kondisi uap sebelum nosel tingkat ke dua ditentukan oleh tekanan 44,13 bar dan suhu 400
C
3.5.3 Perhitungan kalor dari tingkat pengaturan sampai ekstraksi I
Penurunan kalor teoritis dari tekanan 44,13 bar dan suhu 400 ke tekanan
sampai ekstraksi pertama adalah : kg
kJ h
73 ,
190 1
, 3012
83 ,
3202
Universitas Sumatera Utara
Dengan membuat penurunan kalor yang sama pada setiap tingkat penurunan kalor rata-rata diperoleh :
h rata-rata =
kg kJ
365 ,
95 2
73 ,
190
tekanan uap sesudah tiap-tiap tingkat, dari diagram moller i-s adalah
27
1
p
bar setelah tingkat yang ketiga, bar
p 23
2
setelah tingkat ke empat dan
bar p
I eks
077 ,
19
setelah tingkat yang ketiga. Pada tingkat yang ke kedua untuk memperkecil kerugian pemasukan, akan dibuat menjadi 5 reaksi pada setiap
garis baris sudu, untuk tingkat kedua dipilih perbandingan kecepatan uc
ad
= 0,4 sehingga kecepatan mutlak uap keluar nosel tingkat kedua:
s m
h c
83 ,
436 792
, 22
5 ,
91 5
, 91
1
Kecepatan keliling pada sudu adalah:
s m
c c
u u
95 ,
175 83
, 436
4 ,
1 1
Diameter rata-rata sudu pada tingkat ke dua menjadi :
3000 14
, 3
95 ,
175 60
60
n
u d
= 1,11969 m = 1119,96 mm
Penurunan kalor pada nosel tingkat kedua :
kg kJ
h h
596 ,
90 365
, 95
05 ,
1 1
01
Dan pada sudu gerak sebesar : kg
kJ h
769 ,
4 596
, 90
365 ,
95
02
Sehingga tekanan uap setelah nosel adalah
bar p
26
1
.
Universitas Sumatera Utara
Dimana 96
,
Maka kecepatan teoritis uap :
s m
c
t
82 ,
426 96
, 83
, 436
1
Sudut uap
masuk
1
diambil sebesar 14,9 sehingga bila
1
tinggi nosel yang akan diperoleh berada dalam jangka yang diizinkan, sehingga kecepan pelek
rim adalah : s
m c
c
t u
132 ,
422 9
, 14
cos 82
, 426
cos
1 1
1
Dan kecepatan relatif terhadap sudu gerak :
1 1
2 2
1 1
cos 2
u c
u c
s m
39 ,
243 9
, 14
cos 95
, 175
83 ,
436 2
95 ,
175 83
, 436
2 2
Besar sudut relatif ini adalah :
1 1
1 1
9 ,
14 sin
39 ,
243 83
, 436
sin sin
c
1
89 ,
23
Sudut keluar relatif uap
2
= 20,89 menjadi sebesar 21,89
1 2
3
sehingga diperoleh
= 0,862.
Kecapatan Relatif uap meninggalkan sudu gerak tingkat ke kedua diperoleh melalui persamaan berikut ini :
s m
h 226
792 ,
22 05
, 8378
39 ,
243 862
, 5
, 91
8378 5
, 91
2 2
2 1
2
Kecepatan relatif uap teoritis menjadi :
Universitas Sumatera Utara
s m
t 18
, 262
862 ,
226
2 2
Selanjutnya kecepatan uap meninggalkan sudu gerak tingkat yang kedua adalah :
2 2
2 2
2 2
cos 2
u
u c
s m
77 ,
90 89
, 21
cos 95
, 175
226 2
95 ,
175 226
2 2
Dengan nilai-nilai kecepatan dan besar sudut yang sudah diketahui, maka
dapat digambarkan segitiga kecepatan untuk tingkat kedua ini, yaitu :
Gambar 3.8 Segitiga kecepatan tingkat kedua Dari gambar 3.8 diatas dapat sudut keluar uap sudu gerak tingakat ke dua
2
sebesar 68,16 dan kecepatan pada pelek rim menjadi :
s m
c c
u
88 ,
32 16
, 68
cos 387
, 88
cos
2 2
2
Sehingga kerugian kalor pada nsel adalah : kg
kJ c
c h
t n
472 ,
7 2000
356 ,
419 82
, 426
2000
2 2
2 1
2 1
Dan kerugian kalor pada sudu gerak tingkat kedua adalah :
kg kJ
h
t b
826 ,
8 2000
226 18
, 262
2000
2 2
2 2
2 2
Serta kerugian akibat kecepatan keluar uap dari sudu gerak tingkat kedua adalah:
Universitas Sumatera Utara
kg kJ
c h
e
1175 ,
4 2000
77 ,
90 2000
2 2
2
Efisiensi pada keliling cakram dihitung sebagai berikut :
2 2
1
2
ad u
u u
c c
c u
7178 ,
83 ,
436 88
, 32
132 ,
422 95
, 175
2
2
Untuk memeriksa ketepatan hasil-hasil yang dipeorleh diatas, kita akan mencari
u
seperti berikut ini dan membandingkannnya dengan
u
seperti berikut ini dan membandingkannya dengan
u
yang dihitung sebelumnya:
h h
h h
e b
u
7859 ,
365 ,
95 1175
, 4
826 ,
8 472
, 7
365 ,
95
Kesalahan perhitungan 08
, 100
7859 ,
7178 ,
7859 ,
, relatif kecil.
Daya yang hilang akibat gesekan dan pengadukan, sebagai berikut :
1245 ,
1 10
95 .
175 11969
, 1
07 ,
1 1
, 1
1 10
07 ,
1
6 3
2 1
6 3
2 .
v u
d N
a ge
= 64,8219 kW Dan besarnya kerugian kalor adalah:
kg kJ
G N
h
a ge
a ge
77769 ,
44 ,
83 427
1868 ,
4 8219
, 64
102 427
102
. .
Kalor total uap sesudah sudu–sudu dengan memperhitungkan kerugian adalah :
Universitas Sumatera Utara
kg kJ
i 27
, 3086
77769 ,
1175 ,
4 826
, 8
472 ,
7 365
, 95
83 ,
3202
2
Kebocoran uap melalu perapat labirin :
s kg
v p
z p
p g
f G
s kebocoran
580 ,
08245 ,
18 ,
44 4
8 27
18 ,
44 81
, 9
10 94286
, 100
100
2 2
3 1
1 2
1 2
1
Maka kerugian kalor akibat kebocoran adalah :
kg kJ
i i
G G
h
o kebocoran
kebocoran
810 ,
56 ,
116 44
, 83
580 ,
2
Penjumlahan seluruh kerugian kalor pada tingkat kedua ini menjadi :
kg kJ
h
ugian
0034 ,
22 810
, 77769
. 1175
, 4
826 ,
8 472
, 7
ker
Maka penurunan kalor yang bermanfaat pada tingkat kedua ini adalah:
kg
kJ h
h h
ugian
331 ,
73 034
, 22
365 ,
95
ker 1
Dan efisiensi tingkat menjadi :
89 ,
76 777815
, 365
, 95
331 ,
73
1
h h
tk i
Sehingga daya yang dibangkitan oleh tingkat kedua ini adalah :
Universitas Sumatera Utara
kW h
G N
i
2 ,
6654 102
1668 ,
4 331
, 73
44 ,
83 427
102 427
1
Dari diagram i-s diperoleh bahwa uap sewaktu mengembang dari tingkat ke-9 sampai tingkat ke- 10 akan menjadi basah, jadi kerugian akibat kebasahan harus
diperhitungkan. Untuk tingkat ke-9, kerugian kalor akibat kebasahan :
kg kJ
h x
x h
kebasahan
30645 ,
436 ,
20 985
, 1
2 1
1 2
1
Dimana: x
1
= fraksi kekeringan sebelum nosel sudu pengarah = 0,99 x
2 =
fraksi kekeringan uap sesudah sudu gerak tingkat 10 = 0,98 h
1
=penurunan kalor yang dimanfaatkan pada tingkat turbin dengan memperhitungkan semua kerugian pada tingkat 10
= h
n
+ h
b
+ h
e
+ h
ge.a
+ h
kebocoran
Seluruh tingkat yang berikutnya didesain sama dengan cara sebelumya dan hasilnya ditabelkan pada tabel 3.4 berikut ini:
Universitas Sumatera Utara
Tabel 3.4 Konduksi uap pada setiap tingkat turbin Uap Nekaringkat No
Parameter Satuan
Tingkat ke - Tingkat pengaturan
Tingkat Impuls I II 2 3 4 5
6 7 8 9 10 1 G
Kgs
83,44 83,44 83,44
75,741 75,741
70,42 70,42 65,37 65,37 60,68
2 p Bar
90 44,13
27 19,007 19,007 7,9218 7,9218 2,7028 2,7028 0,1
3 t atau x
C
500 400 322 270 220 170 150 142 125 80
4 i k.Jkg
3365,3 3210 3077 2981
2889,0 2702,65 2651,3 2549,8 2455,9 2150,1
5 i
pr e
h
.
k.Jkg
3365,3 3210,45 3077,2
2981,5 2889,32
2702,72 2651,54 2549,87 2455,97 2150,87
6 Ilt k.Jkg
3196,4 3077,3 3003,11
2931,87 2859,1
2690,1 2621,0 2522,35 2412,09 2121,3
7 ho k.Jkg
230,274 95,365 95,2
92,1 92,1
96,3 98,75 102,3 115,4 125,4
8
4 5 4 5 5 5 6 6 7 7 8
9 ho
1
k.Jkg
190,73 90,596 90,44
87,47 86,97
90,22 95,48 98,55 101,5 112,56
10 ho
2
k.Jkg
9.538 9.538 4,769 4.7600 4.6050
5.5260 5.7780 5,732 5, 875 4,5332 5,0673
11 he
pr
k.Jkg
4.0054 4.0622 3.8589 3.8596 3,7635 3,7320 3,572 3,4023
12 ho
1
+ he
pr
k.Jkg
190,73 90,596 94.4454
91.5572 90.4329
94.3816 99,062 102,045 105,97 115,74
13 c
1t
c
1t
ms
664.505 321.685 436,82 425.266 418.284 416.077 425.458 395,41 355,43 342,02 305.23
14
-
0.96 0.96 0.96 0.96 0.96 0.965
0.97 0,96 0,96 0,97 0,96
15 c
1
c
1
’ ms
631.628 305.600 419,356 408.255 401.553 401.514 412.695 398,5 390,87 386,77 376,02
16 ho + hepr
k.Jkg
230.274 95,365 99.2054
96.1622 95.9589
100.1596 101,13 105,98 118,53 128,23
17 c
1
ms
678.582 436.83 432.59
429.151 429.151
438.827 423,76 430,21 412,75 398,97
18 uc
1
-
0.236 0.4 0.418
0.43 0.435
0.428 0,435 0,441 0,456 0,432
19 U ms
160.145 175.95 182.379
184.535 186.681
187.818 188,65 188,91 189,42 189,71
20 D ms
1019.11 1119.69 1160.59 1174.31 1187.97 1195.20 1210,3 1241,50 1256,7 1276,2
21
1 1
Derajat
17.0 30.0 14.9 14.9 14.9 14.9 17.0 17,23 17,65 17,85 17,43
22 w
1
w
1
’ ms
480.773 185 243,39 236.709
228.219 226.270 239.476 238,54 230,87
229,7 224,8
23
1 1
Derajat
22.589 55.624 23,89 26.327 26.900 27.148 30.256 31,862 32,971 33,537 34,98
24
2 2
Derajat
19.589 45 21,892 23.327 23.900 24.148 27.256 28,982 29,753 31,753 32,098
25 w
2t
ms
499.403 185.088 262,18 255.951 247.501 245.706 258.723 243,541 237,762 235,09 229,32
Universitas Sumatera Utara
27 Koefisien sudut,
-
0.86 0.9 0.862 0.865 0.868 0.87 0.895 0,874 0,887 0,87 0,863
28 w
2
w
2 ’
ms
429.487 185,008 226 221.398 214.831 213.764 231.557 229,211 224,021 219,093 220,9
29 c
2
c
2 1
ms
283.747 98.478 90,77 90.159 87.874
87.882 87.603 86,098 86,084 85,32 84,098
30
2 2
Derajat
30.496 104 68,16 76.6 82.2 84.5 99.7 100,32 107,21 104,76 110,87
31 c
1
u c
1
u
’
ms
604.007 264.626 422,132 394.517 388.040 388.003 394.647 387,76 386,098 385,093 386,54
32 c
2u
c
2u ’
ms
244.464 23.691 26.118 20.908 11.860 8.363 18.143 17,982 15,867 14,337 14,072
33
u
0.70886 0.7178 0.79598
0.80138 0.80354
0.73443 0,74532 0,80234 0,81442 0,8087
34 hnhgb kJkg
21.5389 5.0421 7,472 7.0856 6.8549
5.9500 5.3462 5,7631 5,5832 5,4980 5,0836
35 Hb
’
hb
”
kJkg
32.4553 3.2528 8.826 8.2427 7.5483
7.3343 6.6560 6,5981 6,5442 6,4992 6,4092
36 he kJkg
4.8464 4.1175 4.0622 3.8589 3.8596 3.7861 3,8721 3,7921 3,7754 3,7632
37
u
0.70886 0.7859 0.7963 0.8017 0.8139 0.8153 0,8134 0,8156 0,8167 0,8178
38 v
1
m3kg
0.0742 0.081556
0,1245 0.1330 0.1678 0.2171 0.2845 0,2942 0,3741 0,3982 0,4019
39 v
2
m3kg
0.0750 0.0720
0.0982 0.14 0.1766 0.2285 0.3026 0,3468 0,3872 0,4054 0,4598
40
Kgm3
13.3868 8,0321 7.5188 5.9605 4.6067 3.5153 3,3826 3,0243 3,0023 2,9874
41 Ngea,a kW
61.1227 64,8219 65.7380 55.2677 45.2564 35.5991 33,756 30,531 28,706 27,912
42 hge,a kJkg
0.6612 0.77769 0.7111
0.6420 0.5257
0.4387 0,4341 0,4129 0,3982 0,3867
43 hi
”
kJkg
162.4775 73,331 79.1038
77.2581 78.2893
81.9325 80,628 82,853 83,736 84,561
44 fs Cm2
0.0009428 0.0009428
0.0009428 0.0007542 0.0007542 0.000754 0.0007542 0.0007542 0.0007542 0.0007542 0.0007542
45 G
kebocoran
Kgs
0,580 0.8881 0.6139 0.3877 0.2806 0,2753 0,2657 0,2563 0,2430
46 H
kebocoran
kJkg
0.810 0.7599 0.5509 0.3525 0.2833 0,2548 0,2310 0,2298 0,2083
47 hi
’
kJkg
162.4775 71.0883 78.3440 76.7072 77.9367 81.6492 83,872 85,7617 87,0365 88,0948
48 h
kebasahan
kJkg 0 0 0 0 0 0 0
0 0 0,30645
0,30645
49 hi kJkg
230.2740 73,331 74.3390
72.6450 74.1000
77.7965 76,8732 73,5561 74,0034 72,6934
50
ugian
h
ker
kJkg
67.7965 22,0034 20.8615 19.4550 18.0222 18.5103 18,1349 17,9451 17,3286 16,2482
51
tk i,
100.00 76,89 78.087
78.876 80.456
80.778 79,051 78,43 80,755 80,436
52 Daya tingkat,Ni,
tk
kW
19304,15 6654,2 6272.223
6153.58 6078.83
5912.099 5732,54 5665,21 5554,85 5032,1
Universitas Sumatera Utara
3.5.4 Pengujian Hasil Perhitungan Kalor Keseluruhan
Dari tabel 3.4 diatas diperoleh total penurunan kalor yang dimanfaatkan untuk melakukan kerja mekanis
kg kJ
hi
47 ,
884
dan total daya tingkat turbin
kW N
i
69 ,
72359
, dengan efisiensi-dalam relatif turbin :
838 ,
3 ,
1049 47
, 884
th hi
oith
H
Perbedaan antara besarnya daya yang dihitung pada terminal generator dengan total daya tingkat turbin adalah = 73,69 MW – 72,35969 MW = 1,33 MW.
Dengan demikian kesalahannya adalah 1,8 2, jadi desain diatas dianggap sudah tepat untuk turbin yang bekerja dengan parameter yang sudah ditetapkan.
Universitas Sumatera Utara
BAB IV PERHITUNGAN UKURAN UTAMA TURBIN UAP PLTU
4.1 Nosel dan Sudu Gerak
Nosel merupakan suatu laluan yang penampangnya bervariasi dimana energi potensial uap dikonversikan menjadi energi kinetik berupa pancaran uap ke
sudu gerak turbin. Dari penyelidikan-penyelidikan secara teoritis dan percobaan, ternyata bahwa uap yang mengalir melalui bagian nosel dengan penampang
konvergen sewaktu berekspansi didalamnya hanya mencapai nilai minimum tertentu yang disebut tekanan kritis p
kr
yang sama dengan 0,577 p untuk uap
jenuh dan 0,546 p untuk uap panas lanjut. Kecepatan uap pada tekanan ini
disebut kecepatan kritis. Bila tekanan sesudah nosel lebih besar dari tekanan kritis p
1
p
kr
, maka ekspansi uap yang terjadi hanya sampai tekanan p
1
, dalam hal ini digunakan nosel konvergen, sedangkan untuk mendapatkan tekanan sisi keluar p
1
p
kr
dan kecepatan superkritis c
1
c
kr
digunakan nosel konvergen divergen. Untuk menentukan jenis nosel yang digunakan dalam perencanan ini, terlebih dahulu
ditentukan harga - harga tekanan kritis p
kr
pada tiap tiap tingkat.
4.1.1 Tinggi Nosel dan Sudu Gerak
Kondisi uap pada tingkat pertama adalah uap panas lanjut, maka tekanan kritisnya:
bar bar
P P
kr
6 ,
46 5
, 85
546 ,
546 ,
Universitas Sumatera Utara
dimana tekanan sesudah nosel p
1
= 48 bar, karena p
1
lebih besar dari p
kr
, maka digunakan nosel konvergen.
Penampang sisi keluar nosel [Menurut lit. 7, hal. 22] adalah :
2 1
1 1
m v
c G
f
Dimana : G
= massa aliran uap = 83,44 kgs
1
= volume spesifik uap pada penampang sisi keluar = 0,0747 m3kg c
1
= kecepatan aktual uap pada penampang sisi keluar = 631,628 ms Maka :
2 2
1
47 ,
92 009247
, 0747
, 628
, 631
44 ,
83 cm
m f
Tinggi nosel, disarankan diantara 10 mm - 20 mm, dan derajat pemasukan parsial, ε tidak kurang dari 0,2. Untuk turbin-turbin dengan kapasitas besar dan menengah
dengan sudu-sudu yang relatif besar, nilai derajat pemasukan parsial dapat mencapai satu. Sehingga dengan membuat tinggi nosel ln sebesar 15 mm akan
diperoleh nilai derajat pemasukan parsial 0,7778. Jumlah nosel yang dipakai, direncanakan zn = 50 buah, dimana nosel dipasang disekeliling cakram, sehingga
besar luas penampang setiap nosel adalah :
2 1
1
849 ,
1 50
47 ,
92 cm
z f
f
n
Lebar penampang sisi keluar nosel adalah : cm
l f
a 232
, 1
5 ,
1 849
, 1
1
Universitas Sumatera Utara
Tinggi sisi masuk sudu gerak baris yang pertama dibuat sebesar : mm
l l
n
17 2
15 2
1
Tinggi sisi keluar sudu gerak baris pertama, dari Menurut lit. 7, hal. 58 adalah :
2 2
1 1
sin .
. .
.
d v
G l
Dimana :
1
v
volume spesifik uap keluar sudu gerak baris pertama = 0,0747 m
3
kg Maka :
mm m
l 33
, 19
01933 ,
589 ,
19 sin
487 ,
429 703
, 01911
, 1
0747 ,
44 ,
83
1
Tinggi nozel pada tingkat yang kedua Menurut lit. 7, hal. 56 adalah :
1 1
sin .
. .
.
c d
v G
l
gb gb
m 02017
, 30
sin 6
, 305
703 ,
01911 ,
1 0831
, 44
, 83
mm
l
gb
17 ,
20
Tinggi sisi masuk sudu gerak baris kedua :
mm l
l l
gb
17 ,
22 2
17 ,
20 2
2 2
Tinggi sisi keluar sudu gerak baris kedua, dari Menurut lit. 7, hal. 58 adalah :
2 2
2 2
sin .
. .
.
d v
G l
m l
0217 ,
45 sin
008 ,
185 7778
, 01911
, 1
0835 ,
44 ,
83
2
Universitas Sumatera Utara
mm l
7 .
21
2
Berikut ini merupakan gambar penampang nozel, sudu gerak, dan sudu pengarah untuk tingkat pengturan :
Gambar 4.1 ukuran nosel dan sudu gerak
4.1.2 Lebar dan jari –jari busur sudu
Dalam pengalaman bahwa untuk hasil –hasil yang baik diperoleh bila lebar sudu gerak 40 mm dan lebar sudu pengarah 30 mm, besar jari –jari busur dari profil
sudu baris pertama dalam hitungan dengan persamaan: mm
b R
443 ,
21 589
, 19
cos 589
, 22
cos 40
cos cos
2 1
1
Jari-jari busur sudu pengarah :
mm b
R
gb
22 496
, 30
cos 17
cos 40
cos cos
2 1
Jari-jari busur sudu gerak baris ke dua :
mm b
R 45
, 31
45 cos
624 ,
55 cos
40 cos
cos
2 1
1
4.1.3 Jarak bagi antara sudu
Jarak antara masing masing sudu pada sudut gerak turbin dapat dihitung dengan persamaan :
Universitas Sumatera Utara
1. jarak bagi sudu gerak baris pertama :
mm R
t 807
, 29
589 ,
19 sin
589 ,
22 sin
443 ,
21 sin
sin
2 1
1 1
2. jarak bagi sudu –sudu pengarah :
mm R
t
gb gb
5 ,
27 496
, 30
sin 17
sin 22
sin sin
2 1
3.
jarak bagi sudu –sudu gerak baris kedua :
mm R
t 52
, 28
45 sin
624 ,
55 sin
45 ,
31 sin
sin
2 1
1 2
Berikut ini merupakan gambar penampang profil sudu gerak dengan jarak bagi antara sudu :
Gambar 4.2 Jarak bagi dari profil sudu gerak
4.1.4 Jumlah Sudu
Jumlah sudu pada tingkat pengaturan dihitung dengan persamaan :
Universitas Sumatera Utara
1. Pada sudu gerak baris pertama :
sudu t
d Z
s
107 807
, 29
11 ,
1019 .
1 1
,
Dimana : d = diameter sudu rata rata tingkat pertama = 1019,11 mm
1
t
jarak bagi sudu baris pertama = 29,807 mm
2. pada sudu gerak baris kedua
sudu t
d Z
s
116 5
, 27
11 ,
1019 .
2 2
,
4.1.5 Nosel dan sudu gerak tingkat 2
Tinggi sisi keluar nosel tingkat kedua, dengan memperhitungkan adanya kebocoran melalui diafragma, ditentukan dengan persamaan :
mm c
d v
G G
l
kebocoran n
87 ,
32 9
, 14
sin 356
, 419
11969 ,
1 10
1245 ,
5665 ,
44 ,
83 sin
. .
10
3 1
. 1
3 1
Dan tinggi keluar sudu :
mm d
v G
l 56
, 32
89 ,
20 sin
226 703
, 1597
, 1
10 1476
, 44
, 83
sin .
. 10
3 2
2 3
2 2
Untuk tingkat ke-3 sampai tingkat ke-10 dengan cara yang sama seperti
diatas diperoleh ukuran utama nosel dan sudu gerak dan hasilnya ditabelkan pada tabel 4.1 berikut ini :
Universitas Sumatera Utara
Tabel 4. 1 Ukuran nosel dan sudut gerak
No
Parameter Satuan
Tingkat ke- Tingkat Pengaturan
Tingkat Impuls I II 2 3 4 5 6 7 8 9
10 1 Go
kgs
83,44 83,44 83,44
75,741 75,741
70,42 70,42 65,37 65,37 60,68
2
kebocoran
G
kgs
0,580 0.8881 0.6139 0.3877 0.2806 0,2753 0,2657 0,2563 0,2430
3 Po bar
90 44,13 27
19,007 19,007
7,9218 7,9218 2,7028 2,7028 0,1
4
kr
P
bar
46.6 15.070 9.828
6.006 3.713
2.075 1,984 1,632 1,437 1,094
5 P1’ bar
43 ,44 48
44,13 27
19,007 13,05
7,9218 4,6671 2,7028 1,657 0,1
6 D mm
1019.11 1119.69 1160.59
1174.31 1187.97 1195.20 1210,3 1241,50 1256,7 1276,2
7 v1 v1’
m
3
kg
0.0747 0.0831 0.0933 0.1330 0.1678 0.2171 0.2845 0,3043 0,345 0,3712 0,433
8 v2 v2
m
3
kg
0.0750 0.0720 0.0982 0.14 0.1766 0.2285 0.302 0,3165 0,3521 0,3842 0,4472
9 c1 c1’
ms
631.628 305.600 419,356 408.255 401.553 401.514 412.695 398,5 390,87 386,77 376,02
10 w2 w2’
ms
429.487 185,008 226 221.398 214.831 213.764 231.557 229,211 224,021 219,093 220,9
11 f1 cm
2
92,47 150,56 214.80 301.22 359.71 465.47 559.39 625,87 656,72 701,23 785,3
12 α1 α1’ derajat
17.0 30.0 14.9 14.9 14.9 14.9 17.0 17,23 17,65 17,85
17,43
13 In Igb
mm
20,17 27,2 29.25 32.87 41.34 53.18 69.68 86,03 102,03
120,37 166,46
14 Jumlah nosel,z
buah
50 65 50 50 50 50 55 55 55 50 50
15 Lebar nosel, a
cm
1.232 1.917 1.701 1.833 1.740 1.751 1.460 1,501 1,391 1,447 1,789
16 1’ mm
17.00 22.17 27.25 34.87 43.34 55.18 71.68 88,03 104,03 122,37
168,46
17 1” mm
19.33 21,7 32.56 40.68 47,63 59.93 78,86 94,42 110,72
128,23 172,51
18 β1 β1’ Derajat
22.589 55.624 23,89 26.327 26.900 27.148 30.256 31,862 32,971 33,537 34,98
19 Β2 β2’ Derajat
19.589 45 21,892 23.327
23.900 24.148
27.256 28,982 29,753 31,753 32,098
20 Lebar sudut gerak, b
mm
40 40 40 40 40 40 40 40 40 40 40
21 Jari- jari busur, R
mm
21.443 22 31,45 32.022 32.098 32.452 33.389 34,326 34,595 35,064
36,643
22 Jarak bagi sudut, t
mm
29.807 27,5 28.545 26.340
26.340 26.417 22.585 25,634 26,763 28,982
29,032
23 Jumlah sudut
gerak buah
107 116 133 138 140 141 166 170 176 178 180
Universitas Sumatera Utara
4.2 Kekuatan sudu
Kekuatan sudu turbin cukup dihitung pada bagian-bagian yang terlemah, dan bila pada bagian ini ternyata sudah aman, maka bagian yang lain akan lebih aman.
Besarnya tegangan tarik akibat gaya sentrifugal dengan nilai terbesar yaitu pada sudu gerak tingkat takhir tingkat ke-10, yang dapat dihiung dengan persamaan
dari lit. 7, hal. 288:
900
2 10
2 2
cm kg
r t
A A
r l
g n
s s
s as
Dimana : n
= putaran roda turbin
as
= massa jenis bahan Alloy Stell = 0,28 lbin
3
= 0,00785 kgcm
3
10
l
= tinggi rata rata sudu gerak tingkat ke 10 = 168,46 cm r
= jari jari rata rata sumbu sudu = 127,6 2 = 63,3 cm r
s
= jari jari rata rata plat penguat sudu = r + 0,5 x l
10
+ 0,5 x s ; s = tebal selubung = 0,3 cm 63,3 + 0,5 x 168,46 + 0,5 x 0,3 = 147,68 cm
t
s
= panjang setiap bilah selubung =
cm z
r
s
23 ,
9 50
68 ,
147 2
. 2
10
A = luas penampang sudu paling lemah, pada akar sudu
= 14,37
cm
2
A
s
= luas plat penguat sudu = 1,884 cm
2
Maka :
Universitas Sumatera Utara
2 2
2
68 ,
147 23
, 9
37 ,
14 884
, 1
3 ,
63 46
, 168
981 900
00785 ,
3000 cm
kg
2 2
28 ,
73 321
, 7328
mm kg
cm kg
Tegangan tarik akibat gaya sentrifugal yang diizinkan untuk bahan Alloy steel S50C Lampiran IV adalah sebesar 75 kgmm
2
, jadi pemilihan bahan di atas sudah aman.
4.3 Getaran Sudu
Getaran yang terjadi pada turbin adalah karena ketidak teraturan aliran uap yang keluar nosel dan sudu pengarah. Frekuensi dinamis fd dari getaran yang terjadi
[Menurut lit. 7, hal. 298] dapat dihitung dengan persamaan : .
2 2
rps n
B f
f
st d
Dimana :fst = frekuensi statik getaran alami rakitan sudu = 160 rps B = koefisien yang memperhitungkan pengaruh putaran yang dihitung dengan :
1082 ,
85 ,
1 ,
11725 2
, 1276
8 ,
85 ,
8 ,
2
B I
D B
rata rata
n = putaran turbin = 3000 rpm = 50 rps Maka :
rps f
d
843 ,
160 50
1082 ,
160
2 2
Nilai dari fd mempunyai batasan : Fd
≤ 7n, maka : rps
rps f
d
350 843
, 160
50 7
maka perancangan turbin aman dari getaran
4.4 Pembahasan Perhitungan Ukuran Cakram
Universitas Sumatera Utara
Jenis cakram yang dipilih adalah jenis cakram konis karena sesuai untuk tingkat dengan diameter besar dalam hal distribusi tegangan yang lebih merata pada
kelepak. Tegangan radial akibat sesuaian paksa pada poros, σ
r0
= -100 kgcm
2
Menurut lit. 7, hal. 307. Tegangan radial pada jari-jari r
2
akibat gaya sentrifugal sudu-sudu dan pelek rim adalah
σ
r2
= 2220,829 kgcm
2
r = jari-jari dalam cakram
250 500
5 ,
5 ,
p
d r
2
= jari-jari luar cakram = mm
d 1
, 638
2
r
1
= jari jari hub
mm r
05 ,
319 2
2
y
1
= tebal kaki cakram = 70 mm ditetapkan y = tebal cakram bagian atas = 20 mm ditetapkan
y = tebal hub = 2.y
1
140 mm ditetapkan Gambar berikut ini akan menunjukkan parameter-parameter yang ada pada
cakram konis.
Gambar 4.3 Penampang cakram kronis lit. 7 hal.311
Jari-jari konis sempurna R pada gambar 4.4 dihitung dari persamaan Sumber : lit. 7 hal. 312 :
y y
y r
y r
R
1 1
1 2
Universitas Sumatera Utara
20 70
05 .
319 70
. 1
, 638
cm mm
672 ,
75 72
, 756
Tegangan lentur pada bagian cakram yang tipis pada jari-jari R = 75,672 cm dihitung dengan persamaan Sumber : lit 7, hal. 312 :
2 2
cm kg
U g
as u
Dimana : U = kecepatan keliling pada jari-jari
30 3000
. 672
, 75
. 30
. .
n R
R
s cm
008 ,
23761
as
massa jenis bahan alloy stell = 0,00785 kgcm
3
Maka :
83 ,
4517 981
008 ,
23761 00785
,
2 2
cm kg
u
Tegangan pada bagian dalam cakram pada jari-jari r
1
dihitung dari : Dimana :
2 2
1
cm kg
U g
as u
Sumber : lit. 7, hal. 312 Dimana:
s cm
n r
U 17
, 10018
30 3000
. 905
, 31
. 30
. .
1 1
Maka : 981
17 ,
10018 00785
,
2
u
2
11 ,
803 cm
kg
u
Untuk menghitung tegangan-tegangan pada bagian utama cakram konis, dihitung melalui persamaan-persamaan Menurut lit. 7, hal. 312 :
a.
Tegangan radial pada jari-jari r
2
...1
. .
.
2 2
1 2
cm kg
p B
p A
p
u r
b.
Tegangan radial dan tangensial pada kelepak collar jari-jari r1
. .
.
2 2
1 1
cm kg
p B
p A
p
u r
... 2
Universitas Sumatera Utara
. .
.
2 2
1 1
cm kg
q B
q A
p
u t
...3 Dimana : A dan B adalah konstanta integrasi yang diperoleh dari kondisi batas,
sedangkan p dan q adalah koefisien yang tergantung pada perbandingan rR = x. Tegangan-tegangan pada bagian utama hub Menurut lit. 7, hal. 312-313 adalah :
a. Pada jari-jari r hub = r1
. .
. 1
2 1
2 1
1
cm kg
v y
y
r thub
t
..4 Dimana : v = koefisien pemampatan melintang = 0,3.
b. Pada permukaan melingkar cakram pada jari-jari r
10
.
2 1
1 1
cm kg
l y
y I
I
t r
u r
.. 5 Dimana : koefisien p
, p
1
, p
2
, q , q
1
dan q
2
diperoleh dari kurva–kurva yang diberikan pada gambar 4.4 berikut ini :
Gambar 4.4 Berbagai Koefisien untuk Cakram Konis
Universitas Sumatera Utara
Koefisien-koefisien untuk persamaan 4-16 diperoleh dari : 843
, 672
, 75
81 ,
63
2
R
r x
Maka dari gambar 5.5 diperoleh : p = 0,07 ; p
1
= 6,5 ; p
2
= -0,25. Koefisien untuk persamaan 4-17 dan 4-18 :
421 ,
672 ,
75 905
, 31
1
R r
x Diperoleh : p
= 0,165 ; p
1
= 2,3 ; p
2
= -2,85 ; q = 0,173 ; q
1
= 1,93 ; q
2
= 6,35. Koefisien - koefisien 1
,1
1
, 1
2
dihitung dari r r
hub
= 250319,05 = 0,7835 dan r
hub
r = 319,05250 = 1,2762, sehingga :
2 2
2125 ,
7875 ,
8 3
, 3
r r
r r
l
hub hub
2143 ,
2762 ,
1 2125
, 7835
, 7875
, 8
3 ,
3
2 2
l
2 2
1
1 5
, r
r r
r l
hub hub
3142 ,
1 2762
, 1
7835 ,
1 5
,
2 2
1
l
2 2
2
1 5
, r
r r
r l
hub hub
3144 ,
2762 ,
1 7835
, 1
5 ,
2 2
2
l
Dengan mensubstitusikan koefisien – koefisien dan nilai numerik y1, yo dan y ke persamaan 1, 2, 3, 4 dan 5 dengan bilangan yang belum
diketahui pada sisi kiri diperoleh :
25 ,
5 ,
6 .
07 ,
. 83
, 4517
829 ,
2220
B
A 549
, 1904
25 ,
5 ,
6
B
A ..6
85
, 2
3 ,
2 .
165 ,
. 83
, 4517
1
B A
r
Universitas Sumatera Utara
441 ,
745 85
, 2
3 ,
2
1
r B
A
..7
35
, 6
93 ,
1 .
173 ,
. 83
, 4517
1
B A
t
58 ,
781 35
, 6
93 ,
1
1
t
B A
..8
1 1
. 3
, 140
70 1
r hub
t
15 ,
1 1
t r
hub
..9
1 1
3144 ,
. 140
70 .
3142 ,
1 11
, 803
. 2143
, 100
t r
106
, 272
3144 ,
6571 ,
1 1
t r
106 ,
272 6571
, 3144
,
1 1
r t
..10 Persamaan diatas diselesaikan dengan jalan menghilangkan bilangan yang
tidak diketahui secara berurutan. Dengan membagi persamaan 10 dengan 0,3144 dan mengurangkannya ke persamaan 9 diperoleh :
477 ,
865 09
, 2
1 1
t r
..11 Persamaan 8 dikurangkan dengan persamaan 11 diperoleh :
897 ,
83 09
, 2
35 ,
6 93
, 1
1
r
B A
..12
Dengan membagi persamaan 12 dengan 2,09 dan mengurangkannya dari persamaan 7 diperoleh :
441 ,
705 882
, 5
377 ,
1
B A
..13 A dan B dapat dihitung dari persamaan 6 dan 13 :
549 ,
904 1
25 ,
5 ,
6
B
A 441
, 705
882 ,
5 377
, 1
B
A
Universitas Sumatera Utara
Diperoleh: A = 285,69 kgcm
2
B = 190,24 kgcm
2
Maka tegangan – tegangan σr1, σt1, σthub dan σrhub menjadi :
85 ,
2 24
, 190
3 ,
2 69
, 285
165 ,
83 ,
4517
1
r
2
969 ,
860 cm
kg
35 ,
6 24
, 190
93 ,
1 69
, 285
173 ,
83 ,
4517
1
t
2
004 ,
2541 cm
kg
969 ,
860 3
, 004
, 2541
hub t
2
713 ,
2282 cm
kg
2 1
1
67 ,
602 969
, 860
100 70
. cm
kg y
y
r rhub
Hasil hasil smua perhitungan tegangan radial dan tangensial pada cakram konis diatas ditunjukan pada tabel 5.2 berikut ini :
Tabel 4.2 Tegangan-tegangan pada cakram konis dengan A= 285,69 kgcm
2
, B = 190,24 kgcm
2
, σ
u
= 4517,83 kgcm
2
1. Tegangan-tegangan radial
Koefisien
Koefisien jari-jari r, cm
25,0 31,905 63,81 x = rR
0,3303 0,4216 0,8437
p
0,185 0,165 0,07
p
1
1,9
2,3 6,5 p
2
-6,3
-2,85 -0,25
Universitas Sumatera Utara
σ
u
p
835,79
745,441 316,2481 A p
1
542,811
657,087 1856,98 B p
2
-1198,827
-542,32 -47,5725
σ
r
, kgcm
2
-100
860,969 2220,8292
Koefisien
Koefisien jari-jari r, cm
25,0 31,905 63,81 x = rR
0,3303 0,4216 0,8437 q
0,175
0,173 0,122
q
1
1,75
1,93 4
q
2
10,5
6,35 2,5
σ
u
q 727,62
781,58 551,17
A q
1
499,95
551,38 1142,76
B q
2
1998,045
1208,34 475,6
σ
t
, kgcm
2
2598,07
2541,004 2267,5333
Tegangan-tegangan pada hub Menurut lit. 7, hal. 306-307 dapat diperoleh dengan persamaan :
thub rhub
u r
I I
I
. .
.
2 1
969 ,
860 .
67 ,
602 .
11 ,
803 .
2 1
I I
I
r
thub rhub
u t
k k
k
.
. .
2 1
969
, 860
. 67
, 602
. 11
, 803
.
2 1
k k
k
t
Dimana : Koefisien - koefisien k, k
1
, dan k
2
dihitung dari persamaan berikut ini :
Universitas Sumatera Utara
2 2
2125 ,
575 ,
7875 ,
8 3
, 3
r r
r r
k
hub hub
2 2
1 5
, r
r r
r k
hub hub
2 2
1 5
, r
r r
r k
hub hub
Dengan menghitung konstanta pada r tertentu, dapat dicari tegangan- tegangan tangensial dan radial pada titik tersebut, dan hasilnya dapat ditabelkan
berikut ini : Tabel 4.3.Tegangan-tegangan pada hub dengan
2 ,
2 ,
2
969 ,
860 ,
67 ,
602 ,
11 ,
803 cm
kg cm
kg cm
kg
hub t
hub r
u
1.
Tegangan-tegangan radial
Koefisien
Koefisien jari-jari r, cm
25,0 28,05 31,905
rr
hub
0,783 0,879 1
l 0,2143
0,14 l
1 o
1,3142 1,1789
1 l
2 o
-0,3144 -0,1789
l σ
u
’
172,106
112,43 0 l
1 o
σ
rhub
792,02
710,53 602,67 l
2 o
σ
thub
-717,68
-408,83 0 σ
r
, kgcm
2
-100
220,65 250,19
2. Tegangan-tegangan tangensial
Koefisien
Koefisien jari-jari r, cm
25,0 28,05 31,905
Universitas Sumatera Utara
rr
hub
0,783 0,879 1
k 0,0323
0,03113 k
1
-0,4742 -0,2567 0
k
2
1,4742 1,1789 1
k σ
u
’ 31,034
29,91 k
1
σ
rhub
-255,827 -138,487 0
k
2
σ
thub
3631,537 2904,096 2463,395
σ
t
, kgcm
2
3406,744 2795,519 2463,395
Jenis baja yang digunakan untuk konstruksi cakram turbin tergantung pada besarnya tegangan yang dialami dan kondisi operasi dimana tegangan–tegangan
yang diizinkan untuk masing–masing hal ditentukan dengan memperhatikan sifat– sifat fisis baja maupun temperatur operasi cakram yang direncanakan. Umumnya
tegangan-tegangan yang diizinkan tidak pernah lebih dari 0,4 kali tegangan tarik pada temperatur yang dimaksudkan.
Dari hasil perhitungan tegangan-tegangan pada bagian-bagian yang penting untuk cakram yang direncanakan, jenis baja yang dipakai adalah bahan
Alloy steel S55C-D Lampiran IV dengan tegangan tarik = 75 kgmm
2
= 7383,966 kgcm
2
= 73,83966 kgmm
2
. Sehingga tegangan yang diizinkan adalah :
2 1
max
586 ,
2953 004
, 2541
966 ,
7383 .
4 ,
cm kg
t
Maka desain cakram ini sudah memenuhi.
4.5 Perhitungan Ukuran Poros
Universitas Sumatera Utara
Pada perancangan ini poros mempunyai fungsi sebagai penghubung yang memindahkan daya dan putaran turbin serta tempat pemasangan cakram dan sudu,
sehingga beban yang akan dialami poros ini adalah : 1.
Beban lentur yang berasal dari berat sudu-sudu dan cakram. 2.
Beban puntir yang berasal dari cakram Untuk poros putaran sedang dan beban berat, maka pada perancangan ini
digunakan bahan Alloy steels S55C Lampiran IV dengan tegangan tarik = 98 kgmm
2
. Sehingga tegangan geser yang diizinkan untuk bahan poros ini [Menurut lit. 8, hal. 8] dapat dihitung berdasarkan persamaan :
2 1
Sf Sf
b a
Dimana
2
Sf
=faktor keamanan karena berat poros, untuk baja paduan = 6
2
Sf
=faktor keamanan karena adanya pasak, untuk poros bertingkat dengan konsentrasi tegangan 1,3 ÷3,0, diambil = 2,2
maka :
2 2
459 ,
7 2
, 2
6 98
mm kg
mm kg
a
Daya nominal N yang ditransmisikan pada perancangan ini = 73,69 MW pada putaran n = 3000 rpm. Maka besarnya momen torsi poros Mt Menurut lit. 5,
hal. 7 dapat dihitung dengan persamaan :
n N
M
t
5
10 .
74 ,
9
Universitas Sumatera Utara
3000 690
. 73
10 .
74 ,
9
5
t
M mm
kg M
t
. 10
96 ,
295
5
Diameter poros dp [Menurut lit. 8, hal. 8] dapat dihitung dengan persamaan :
3 1
. .
. 1
, 5
a t
b t
p
M c
K d
Dimana : Kt = faktor pembebanan 1,5 ÷ 3,0, maka untuk beban kejutan dan ÷
tumbukan yang besar diambil = 2,5 cb = faktor pembebanan lentur 1,2 ÷ 2,3, maka diambil = 2,2
Maka :
3 1
5
459 ,
7 10
. 96
, 295
. 2
, 2
. 5
, 2
. 1
, 5
p
d
mm d
p
012 ,
281
Dari standarisasi poros [Lit.8, hal.9], maka dipilih diameter poros yang dipakai pada perancangan ini d
p
sebesar 300 mm. Berat poros akibat masa poros pada diameter 30 cm lit. 7 hal. 315 :
kg l
d W
p
12 ,
1220 220
4 00785
, 30
14 ,
3 .
4
2 1
2 1
Maka berat poros = 1120,12 kg
4.6 Perhitungan berat cakram
Putaran kritis adalah putaran permenit yang secara numerik berimpit dengan frekuensi alami getaran getaran poros. Secara teoritis putaran kritis
Universitas Sumatera Utara
menyebabkan lendutan poros cenderung untuk memperbesar sampai ke takhingga. Jadi pengoperasian pada putaran kritis haruslah dihindari, untuk menghitung
putaran kritis harus menghitung terlebih dahulu pembebanan yang terjadi pada poros. Pembebanan yang dimaksud adalah pembebanan statis yang disebabkan
berat cakram dan berat poros itu sendiri. Berat cakram pada tingkat terakhir ke-10 dapat dihitung melalui
persamaan berikut ini Sumber : lit, 5 hal. 364:
2 .
. .
1 2
1 2
2 2
2 1
y y
r r
y r
r W
as ck
2 7
2 8
, 36
81 ,
63 14
. 30
09 ,
31 .
. 00785
,
2 2
2 2
ck
W
kg W
ck
4 ,
324
Untuk berat cakram dari tingkat pengaturan sampai tingkat ke-10 dihitung dengan cara yang sama dan hasilnya ditabelkan pada tabel 5.4 berikut ini.
Tabel 4.4 ukuran dan masa cakra
N o
hal Tingkat ke-
Tingkat
Tingkat impulus neka tingkat I II 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Universitas Sumatera Utara
1 d cm
101.911 111.96 116.05 117.43 118.79 119.52 121.03 124,15 125,67 127,62
2 r2 cm
50.955 50.955
55.98 58.029
58.715 59.398 59.760 60,572 61,473 62,057 63,81 3
r1 cm 25.477 25.477 27.99 29.014 29.354 29.698 29.880
31,544 32.867 34,042 36,8 4
ro cm 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30
5 y1 cm
7 7 7 7 7 7 7 7 7 7 7 6
yo cm 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14 14
7 y
cm 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2
8
Wcr kg
141.18 167,73
190,23 206,75 225,86 253,43 285,34 297,04 302,32 324,4
4.7 Bantalan dan Pelumasan
Bantalan merupakan bagian utama dari elemen mesin sehingga dalam pemilihannya harus dipertimbangkan peranannya. Bantalan yang dipakai pada
rancangan ini adalah bantalan luncur, karena beban yang dialami cukup besar dan putaran yang tinggi. Gambar 5.6 berikut ini menunjukkan gambar bantalan luncur
yang didesain.
Gambar 4.6 Bantalan Luncur
Universitas Sumatera Utara
Pendesainan bantalan ini dilaksanakan menurut metode yang disarankan oleh M.I. Yanovsky untuk bantalan luncur 1800. Jenis bantalan yang digunakan adalah
bantalan radial journal bearing. Untuk bantalan radial, dalam hal ini menerima beban dalam arah tegak lurus dengan poros dan gaya radial dari poros ditentukan
dengan persamaan Sumber : lit 7. Hal 317 :
kg e
y m
F
r
2
Dengan
y =
lendutan e
= jarak pusat massa poros dengan sumbu geometri poros dan ditetapkan y + e = 5 x 10
-4
m = massa beban = massa poros + massa cakram
= 2393,4 + 1120,12 = 3513,52 kg = kecepatan sudut putaran poros
= 60 3000
2
=
314,159 rpm
Sehingga besar gaya radial adalah : 81
, 9
159 ,
314 10
. 5
52 ,
3513
2 4
r
F
kg F
r
08 3
, 17674
Tabel 4.5. Ruang bebas yang diperlukan untuk bantalan luncur
Universitas Sumatera Utara
Sumber : Lit.7, hal.277
Ruang bebas a dipilih sesuai dengan diameter poros dari Tabel 5.6 diatas. Dengan ekstrapolasi didapat harga a untuk diameter 300 mm yang dipilih untuk bantalan
dengan lapisan logam putih. a = 0,62 mm
dan nilai dl Menurut lit. 7, hal. 278-279 diambil = 1,2 maka :
l = ld x d = 11,2 x 300 = 250 mm
Dimana : l = panjang permukaan bantalan = 250 mm
Gambar 4.6 Kedudukan poros pada bantalan pada berbagai kecepatan
Universitas Sumatera Utara
Koefisien kriteria beban bantalan [Menurut lit. 7, hal. 278] diperoleh dengan persamaan :
. .
2
u l
d a
F
r v
Dimana : F
r
= beban bantalan = 17674,308 kg l = panjang permukaan bantalan = 25 cm
u = kecepatan keliling permukaan poros =
det 4710
60 .
. cm
n d
= viskositas rata-rata minyak pelumas jenis TZOUT GOST 32-53 =
2 6
det .
10 3
, cm
kg
maka :
63 ,
21 10
3 ,
4710 25
30 62
, 308
, 17674
6 2
v
lit.7, hal 278
Besar harga koefisien x diperoleh dari gambar 5.8 berikut ini. Dan untuk bantalan luncur
θ = 180 dan harga
ε = dl = 1,2 diperoleh x = 0,962.
Universitas Sumatera Utara
Gambar 4.7 Grafik kriteria beban koefisien φv
Lit 7 hal. 278 Sedangkan koefisien gesek f untuk bantalan dapat dihitung dengan
menggunakan data-data pada gambar 5.11 berikut ini. Dan untuk bantalan luncur θ = 180
dan harga ε = 1,2 dan x = 0,962, diperoleh φs = 15,16.
Gambar 4.8 Grafik untuk Menentukan φs
Lit. 7 hal. 279 Maka, dari lit. 7, hal. 279, didapat nilai koefisien gesek f :
Universitas Sumatera Utara
v s
d a
f
. .
001490 ,
63 ,
21 300
16 ,
15 62
,
f
Dan besarnya kerja untuk melawan gesekan, yaitu :
100 .
. u
F f
A
r
det .
365 ,
1240 100
4710 308
, 17674
001490 ,
m kg
A
Sehingga ekivalensi kalor kerja ini adalah : det
4 ,
12 427
365 ,
1240 427
kal k
A Q
Dengan mengabaikan kerugian akibat radiasi, maka jumlah minyak yang dibutuhkan untuk menyerap kalor yang timbul akibat gesekan pada bantalan akan
sebesar adalah :
1 2
. .
t t
C Q
q
pl x
Dimana :
pl
massa jenis pelumas = 0,92 kgltr = 920 kgm
3
C
kapasitas termal rata-rata minyak pelumas = 0,45 kkalkg C
1
t
temperatur minyak pada sisi masuk, diandaikan 35 ÷ 45 C, untuk
perancangan ini diambil = 40 C.
2
t
temperatur minyak pada sisi keluar = t
1
+ 10 ÷ 15 C ; t2 = 52
C
s ltr
q 4
, 1
40 52
. 45
, .
92 ,
4 ,
12
= 0,0014 m
3
s
Universitas Sumatera Utara
BAB V KESIMPULAN DAN SARAN
5.1. Kesimpulan
Dari perhitungan-perhitungan yang dilakukan, maka dapatlah dibuat beberapa kesimpulan dalam perancangan turbin uap penggerak generator listrik
dengan daya 65 MW pada sebuah instalasi PLTU, antara lain :
5.1.1 Spesifikasi turbin uap untuk PLTU
1. Tekanan masuk uap turbin
= 90 bar 2.
Temperatur uap masuk turbin = 500
C 3.
Tekanan uap keluar turbin = 0,1 bar
Universitas Sumatera Utara
4. Total daya netto turbin
= 73,69MW 5.
Laju aliran massa uap = 83,44 kgs
6. Jumlah ekstraksi
= 4 ekstraksi Daya yang dihasilkan dari setiap ekstraksi adalah:
Dari masuk turbin hingga ekstraksi pertama sebesar : 19625,088 kW
Dari masuk turbin hingga ekstraksi ke dua sebesar : 16569,8 kW
Dari masuk turbin hingga ekstraksi ke ketiga sebesar : 14469,83 kW
Dari masuk turbin hingga ekstraksi ke ke empat sebesar : 10674,936
kW
Dari masuk turbin hingga ekstraksi ke ke kondensor sebesar : 12715,3 kW
Total daya adalah 74054,96 kW atau 74,05496 MW
7. Daya siklus adalah : 71,898 MW
8. Tingkat turbin = 10 tingkat
Daya yang dihasilkan dari setiap tingkat adalah: - Tingkat pengaturan : 19304,15 kW - Tingkat ke-6 : 5912,009 kW
- Tingkat ke-2 : 6654,2 kW - Tingkat ke-7 : 5732,54 kW
- Tingkat ke-3 : 6272,223 kW - Tingkat ke-8 : 5665,21 kW
- Tingkat ke-4 : 6153,58 kW - Tingkat ke-9 : 5554,85 kW
- Tingkat ke-5 : 6078,83 kW - Tingkat ke-10 : 5032,7 kW
Total daya yang dihasilkan 10 tingkat adalah : 72359,69 kw = 72,35969 kW
9. Daya keluaran generator
= 65 MW
Universitas Sumatera Utara
5.1.2 Dimensi bagian utama turbin uap untuk PLTU 1. Poros
a. Diameter = 300 mm b. Bahan = S55C-D
2. Nosel
Adapun jenis nosel yang dipakai pada turbin uap ini mulai dari tingkat pengaturan sampai tingkat ke-10 adalah jenis nosel konvergen, dengan dimensi
hasil perhitungan sebagai berikut :
1.Jumlah Nosel : - Tingkat pengaturan :
- Tingkat ke-5 : 50 buah Tingkat I : 50 buah
- Tingkat ke-6 : 55 buah Tingkat II : 65 buah
- Tingkat ke-7 : 55 buah - Tingkat ke-2 : 50 buah
- Tingkat ke-8 : 55 buah - Tingkat ke-3 : 50 buah
- Tingkat ke-9 : 50 buah - Tingkat ke-4 : 50 buah
- Tingkat ke-10 : 50 buah 2. Tinggi Nosel :
- Tingkat pengaturan : - Tingkat ke-5 : 53,18 mm
Tingkat I : 20,17 mm - Tingkat ke-6 : 69,68 mm
Universitas Sumatera Utara
Tingkat II : 27,2 mm - Tingkat ke-7 : 86,03 mm
- Tingkat ke-2 : 29,5 mm - Tingkat ke-8 : 102,03 mm
- Tingkat ke-3 : 32,87 mm - Tingkat ke-9 : 120,37 mm
- Tingkat ke-4 : 41,34 mm - Tingkat ke-10 : 166,46 mm
3. Lebar Nosel :
- Tingkat pengaturan : - Tingkat ke-5 : 17,51 mm
Tingkat I : 12,32 mm - Tingkat ke-6 : 14,60 mm
Tingkat II
: 19,17
mm - Tingkat ke-7 : 15,01 mm
- Tingkat ke-2 : 17,01 mm - Tingkat ke-8 : 13,91 mm
- Tingkat ke-3 : 18,33 mm - Tingkat ke-9 : 14,47 mm
- Tingkat ke-4 : 17,40 mm - Tingkat ke-10 : 17,89 mm
3 . Sudu Gerak
Adapun dimensi dari sudu gerak pada perancangan Turbin uap ini adalah : 1. Jumlah Sudu Gerak :
- Tingkat pengaturan : - Tingkat ke-5 : 141 buah
Tingkat I : 107 buah - Tingkat ke-6 : 166 buah
Tingkat II : 116 buah - Tingkat ke-7 : 170 buah
- Tingkat ke-2 : 133buah - Tingkat ke-8 : 176 buah
- Tingkat ke-3 : 138 buah - Tingkat ke-9 : 178 buah
- Tingkat ke-4 : 140 buah - Tingkat ke-10 : 180 buah
2. Tinggi Sisi Masuk :
- Tingkat pengaturan : - Tingkat ke-5 : 55,18 mm
Universitas Sumatera Utara
Tingkat I : 17,00 mm - Tingkat ke-6 : 71,68 mm
Tingkat II : 22,17 mm - Tingkat ke-7 : 88,03 mm
- Tingkat ke-2 : 27,25 mm - Tingkat ke-8 : 104,03 mm
- Tingkat ke-3 : 34,87 mm - Tingkat ke-9 : 122,37 mm
- Tingkat ke-4 : 43,34 mm - Tingkat ke-10 : 168,46 mm
3. Tinggi Sisi Keluar :
- Tingkat pengaturan : - Tingkat ke-5 : 59,93 mm
Tingkat I : 19,33mm - Tingkat ke-6 : 78,86 mm
Tingkat II : 21,7 mm - Tingkat ke-7 : 94,42 mm
- Tingkat ke-2 : 32,87 mm - Tingkat ke-8 : 110,72 mm
- Tingkat ke-3 : 40,68 mm - Tingkat ke-9 : 128,83 mm
- Tingkat ke-4 : 47,63 mm - Tingkat ke-10 : 172,51 mm
4. Lebar sudu Adapun lebar dari pada sudu gerak mulai tingkat pengaturan sampai
tingkat terakhir adalah 40 mm.
4. Cakra
Kategori