Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

SKRIPSI

TURBIN UAP

PERANCANGAN TURBIN UAP UNTUK PLTGU

DENGAN DAYA GENERATOR LISTRIK 80 MW

DAN PUTARAN TURBIN 3000 RPM

OLEH :

NIM : 050 421 031

ROY FRANC J. S.

PROGRAM PENDIDIKAN SARJANA EKSTENSI

DEPARTEMEN TEKNIK MESIN

FAKULTAS TEKNIK

UNIVERSITAS SUMATERA UTARA

MEDAN

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

SKRIPSI

TURBIN UAP

PERANCANGAN TURBIN UAP UNTUK PLTGU

DENGAN DAYA GENERATOR LISTRIK 80 MW

DAN PUTARAN TURBIN 3000 RPM

OLEH :

NIM. : 050 421 031 ROY FRANC J. S.

Disetujui oleh : Dosen Pembimbing,

NIP. : 130 517 501 Ir. Isril Amir

PROGRAM PENDIDIKAN SARJANA EKSTENSI

DEPARTEMEN TEKNIK MESIN

FAKULTAS TEKNIK

UNIVERSITAS SUMATERA UTARA

MEDAN

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

SKRIPSI

TURBIN UAP

PERANCANGAN TURBIN UAP UNTUK PLTGU

DENGAN DAYA GENERATOR LISTRIK 80 MW

DAN PUTARAN TURBIN 3000 RPM

OLEH :

NIM. : 050 421 031 ROY FRANC J. S.

Telah diperiksa dan diperbaiki dalam seminar periode ke-121 Tanggal 21 Februari 2009.

Dosen Pembanding I, Dosen Pembanding II,

(Ir. Mulfi Hazwi, MSc NIP. : 130 905 356

)

PROGRAM PENDIDIKAN SARJANA EKSTENSI

DEPARTEMEN TEKNIK MESIN

FAKULTAS TEKNIK

UNIVERSITAS SUMATERA UTARA

MEDAN

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

KATA PENGANTAR

Segala puji dan syukur kepada Tuhan Yang Maha Esa atas segala rahmat dan karunia yang telah diberikan-Nya sehingga penulis dapat menyelesaikan Skripsi ini yang merupakan tugas akhir untuk menyelesaikan program pendidikan sarjana ekstensi di Fakultas Teknik, Departemen Teknik Mesin, Universitas Sumatera Utara. Adapun yang menjadi judul dari Skripsi ini yaitu “ Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin

3000 RPM ”. Dalam menyelesaikan Skripsi ini, penulis banyak sekali mendapat

dukungan dari berbagai pihak. Maka pada kesempatan ini penulis menyampaikan penghargaan dan ucapan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada :

1. Bapak Dr. Ing. Ir. Ikhwansyah Isranuri sebagai ketua Departemen Teknik Mesin Fakultas Teknik USU dan Bapak Tulus Burhanuddin Sitorus, ST, MT sebagai sekretaris Departemen Teknik Mesin Fakultas Teknik USU.

2. Seluruh dosen staf pengajar dan pegawai Departemen Teknik Mesin USU

yang telah banyak membimbing dan membantu penulis selama kuliah di Departemen Teknik Mesin USU.

3. Bapak Ir. Isril Amir sebagai dosen pembimbing yang telah membimbing

penulis dari awal hingga akhir penyelesaian Skripsi ini.

4. Bapak Roby, Bapak Zulkarnaen Datuk Husen, Bapak Parlindungan S yang

telah membantu penulis selama melaksanakan survey lapangan di PT. PLN (Persero) Pembangkitan Sektor Belawan..

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

5. Kedua orang tua penulis, Drs. A. H. Simanjuntak dan R. br. Naiborhu, Abang dan kakak-kakakku, beserta adik-adikku yang telah memberikan doa dan dukungan dalam menyelesaikan Skripsi ini.

6. Teman-teman penulis Ocha P, Icha H, Rina S, Delima yang telah memberi semangat dan dukungan dalam penyelesaian Skripsi ini.

7. Teman-teman mahasiswa khususnya stambuk 2005 yang telah banyak

membantu penulis selama perkuliahan dan dalam penyelesaian Skripsi ini.

Penulis sangat mengharapkan adanya saran dari para pembaca untuk memperbaiki dan melengkapi tulisan ini ke depan. Akhir kata, penulis berharap semoga tulisan ini dapat berguna dan memperkaya pengetahuan dari para pembaca. Terima kasih.

Medan, Februari 2009. Penulis,

NIM. : 050 421 031 ROY FRANC J. S.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

DAFTAR ISI

KATA PENGANTAR ... i

DAFTAR ISI ... iii

DAFTAR SIMBOL ... v

DAFTAR GAMBAR ... viii

DAFTAR TABEL ... ix

DAFTAR LAMPIRAN ……… x

BAB 1 PENDAHULUAN 1.1 Latar Belakang Perancangan ... 1

1.2 Tujuan Perancangan... 2

1.3 Batasan Masalah ... 2

1.4 Metodologi Penulisan ... 3

BAB 2 TINJAUAN PUSTAKA 2.1 Prinsip Dasar Turbin Uap ... 4

2.2 Tinjauan Termodinamika Siklus Renkine Pada PLTGU ... 8

2.3 Klasifikasi Turbin Uap... 10

2.4 Kerugian Energi pada Turbin Uap ... 13

2.4.1 Kerugian pada Katup Pengatur ... 13

2.4.2 Kerugian pada Nosel ... 14

2.4.3 Kerugian pada sudu Gerak ... 15

2.4.4 Kerugian Akibat Kecepatan Keluar ... 17

2.4.5 Kerugian Akibat Gesekan Cakram dan Pengadukan ... 17

2.4.6 Kerugian akibat Ruang Bebas pada Turbin Impuls ... 19

2.4.7 Kerugian Akibat Kebasahan Uap ... 20

2.4.8 Kerugian Pemipaan Buang ... 21

2.4.9 Kerugian Luar ... 22

2.5 Efisiensi dalam Turbin Uap ... 23

2.6 Pemilihan Jenis Turbin Uap ... 24

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

2.8 Perhitungan Jumlah Uap yang Mengalir Melalui Turbin dan Ekstraksi . 27

BAB 3 PERHITUNGAN THERMODINAMIKA TURBIN UAP

3.1 Perhitungan Daya Turbin Uap... 29

3.2 Perhitungan Penurunan Kalor untuk Jenis Turbin Nekatingkat ... 32

3.3 Perhitungan Fraksi Massa dan Laju Aliran Massa pada Tiap Ekstraksi . 39 3.4Turbin Tingkat Pengaturan ... 41

3.5 Perhitungan Kalor dari Tingkat Pengaturan sampai Ekstraksi I .... 49

BAB 4 PERHITUNGAN UKURAN UTAMA TURBIN UAP PLTGU 4.1 Nosel dan Sudu Gerak ... 58

4.1.1 Tinggi Nosel dan Sudu Gerak ... 59

4.1.2 Lebar dan Jari-jari Busur Sudu ... 62

4.1.3 Jarak bagi antara Sudu ... 63

4.1.4 Jumlah Sudu ... 64

4.1.5 Nosel dan Sudu Gerak Tingkat 2 ... 64

4.2 Kekuatan Sudu ... 67

4.3 Getaran Sudu ... 69

4.4 Pembahasan Perhitungan Ukuran Cakram ... 71

4.5 Perhitungan Ukuran Poros ... 81

4.6 Perhitungan Putaran Kritis ... 83

4.7 Bantalan dan Pelumasan ... 91

BAB 5 KESIMPULAN ... 99

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

DAFTAR SIMBOL

1. Simbol dari abjad biasa

Simbol Keterangan Satuan

Ao Luas penampang sudu paling lemah cm2

As Luas plat penguat sudu cm2

a Ruang bebas bantalan mm

b Lebar sudu mm

C Kapasitas termal rata-rata minyak pelumas kkal/kg0C

cad Kecepatan mutlak uap keluar nosel tanpa

memperhitungkan derajat reaksi

m/s

c1 Kecepatan mutlak uap keluar nosel m/s

c1t Kecepatan uap masuk mutlak teoritis m/s

c2 Kecepatan uap pada saluran keluar m/s

ckr Kecepatan kritis m/s

d Diameter nominal sudu atau rotor mm

dp Diameter poros mm

E Modulus elastisitas poros kg/cm2

fd Frekuensi dinamis sudu rps

fs Luas melingkar aliran uap kebocoran m2

fst Frekuensi statik getaran alami rakitan sudu rps

f1 Luas penampang sudu gerak cm2

g Percepatan gravitasi bumi m/s2

Geks Massa alir uap ekstraksi kg/s

Gkebocoran Massa kebocoran uap pada perapat labirin kg/s

Go Massa alir uap kg/s

hb Kerugian energi dalam sudu-sudu gerak kJ/kg

he Kerugian energi akibat aliran keluar kJ/kg

hge.a Kerugian energi karena gesekan roda dan

ventilasi

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

hi tk Nilai penurunan kalor pada tiap tingkat turbin kJ/kg

hkebasahan Kerugian energi karena kelembaban uap keluar kJ/kg

hn Kerugian energi pada nosel kJ/kg

Ho Nilai penurunan kalor dengan

memperhitungkan kerugian tekanan

kJ/kg

Ho’ Nilai penurunan kalor dengan memperhitungkan kerugian tekanan dan pemipaan buang

kJ/kg

Ho,th Nilai penurunan kalor teoritis kJ/kg

I Momen inersia cm4

i0 Kandungan kalor uap saat masuk turbin kJ/kg

i1t Kandungan kalor uap saat keluar turbin kJ/kg

i1’t Kandungan kalor uap setelah katup pengatur kJ/kg

l Tinggi nosel mm

l1’ Tinggi sisi masuk sudu gerak mm

l1” Tinggi sisi keluar sudu gerak mm

Mt Momen puntir kg.mm

n Putaran turbin rpm

nkr Putaran kritis poros rpm

P Daya nominal generator listrik MW

Pa Gaya yang terjadi akibat perbedaan tekanan uap

masuk

kg

Pa’ Gaya yang bekerja akibat perbedaan momentum

uap

kg

PG Daya yang dibutuhkan generator listrik MVA

PN Daya netto turbin MW

po Tekanan awal uap masuk turbin kg/cm2

po’ Tekanan uap sebelum nosel kg/cm2

pkr Tekanan kritis kg/cm2

Pu Gaya akibat rotasi pada sudu gerak kg

R Jari-jari konis sempurna mm

r1 Jari-jari hub mm

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

t0 Temperatur uap awal 0C

u Kecepatan keliling sudu turbin m/s

ν Volume spesifik uap m3/kg

W Momen perlawanan poros cm3

Wcr,tot Berat total cakram kg

Wp Berat total poros kg

Wy Momen perlawanan terkecil sudu cm3

z Jumlah sekat labirin Buah

zs,1 Jumlah sudu gerak baris pertama Buah

2. Simbol dari abjad Yunani (Greek Let ters)

Simbol Keterangan Satuan

α1 Sudut masuk kecepatan uap mutlak ke sudu gerak o

α2 Sudut keluar kecepatan uap mutlak o

β1 Sudut masuk kecepatan relatif uap ke sudu gerak o

β2 Sudut keluar kecepatan relatif uap ke sudu gerak o

as

ρ Massa jenis bahan Alloy Steel kg/m3

pl

ρ Massa jenis minyak pelumas kg/ltr

u

ρ Massa jenis uap kg/m3

∆pv Penurunan tekanan uap saat melewati katup

pengatur

kg/cm2

σ Tegangan kg/cm2

τa Tegangan izin poros kg/cm2

ω Kecepatan sudut rad/s

ηg Efisiensi generator -

ηm Efisiensi mekanis -

λ Koefisien jenis fluida pada rumus stodola -

ϕ Faktor kecepatan (angka kualitas) nosel -

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

DAFTAR GAMBAR

Gambar Nama Gambar Halaman

2.1 Diagram alir dan T-S pembangkit tenaga uap sederhana ... 5

2.2 Diagram alir dan T-S pemanasan ulang ... 6

2.3 Diagram alir dan T-S sistem pemanas air terbuka ... 7

2.4 Diagram alir dan T-S sistem pemanas air tertutup ... 7

2.5 Diagram alir PLTGU ... 9

2.6 Grafik untuk Menentukan Koefisien ϕ sebagai Fungsi Tinggi Nosel (l1) ...15

2.7 Grafik untuk menentukan koefisien ψ berdasarkan tinggi sudu gerak...16

2.8 Tingkat tekanan pada turbin impuls ………...……. 19

2.9 Grafik efisiensi mekanis turbin uap ………...…. 22

2.10 Grafik efisiensi generator ………...…. 22

2.11 Grafik efisiensi efektif relatif turbin uap ………...….. 24

2.12 Skema ekstraksi uap pada siklus renkine PLTGU ………... 26

3.1 Diagram daya yang harus disuplai turbin uap ke generator ………...……. 29

3.2 Diagram alir PLTGU ... 31

3.3 Diagram T-S ………...…………. 32

3.4 Proses penurunan kalor pada turbin uap ………...…….. 34

3.5 Variasi kecepatan uap pada tingkat pengaturan sudu gerak baris I ………….... 43

3.6 Segitiga kecepatan tingkat pengaturan ………...………. 46

3.7 Segitiga kecepatan tingkat kedua ………...……. 52

4.1 Ukuran Nosel dan Sudu Gerak ... 62

4.2 Jarak bagi dari profil sudu gerak ... 63

4.3 Gaya-gaya lentur pada Sudu ... 68

4.4 Penampang Cakram Konis ... 71

4.5 Berbagai Koefisien untuk Cakram Konis ... 74

4.6 Diagram reaksi pada bantalan dan beban pada poros turbin ...87

4.7 Penentuan defleksi pada poros turbin ... 88

4.8 Bantalan Luncur ………...92

4.9 Kedudukan poros pada bantalan pada berbagai kecepatan ………... 95

4.10 Grafik kriteria beban koefisien φv ...96

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

DAFTAR TABEL

Tabel Nama Tabel Halaman

3.1 Data hasil perancangan turbin lima tingkatan ekstraksi ... 38

3.2 Fraksi massa tiap ekstraksi ... 40

3.3 Jumlah uap yang mengalir antara berbagai titik ekstraksi ... 41

3.4 Kondisi uap pada setiap bagian tingkat turbin uap PLTGU ... 56

4.1 Ukuran nosel dan sudu gerak ... 66

4.2 Tegangan-tegangan pada Cakram Konis ... 77

4.3 Tegangan-tegangan pada Hub ... 80

4.4 Ukuran dan berat cakram ... 84

4.5 Penentuan putaran kritis poros ... 90

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

DAFTAR LAMPIRAN

1. LAMPIRAN I. GAMBAR ASSEMBLING TURBIN UAP PLTGU

2. LAMPIRAN II KONVERSI SATUAN

3. LAMPIRAN III. TABEL SIFAT BAHAN

4. LAMPIRAN IV. TABEL SATURATED WATER

5. LAMPIRAN V. TABEL SUPERHEATED WATER

6. LAMPIRAN VI. TABEL COMPRESSED LIQUID WATER

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

BAB 1 PENDAHULUAN

1.1Latar Belakang Perancangan

Kehidupan manusia dari dahulu sampai sekarang yang terus berkembang dan semakin kompleks, selalu diiringin dengan kebutuhan yang semakin meningkat, terutama kebutuhan akan energi. Salah satu bentuk energi yang paling dibutuhkan manusia sekarang ini adalah energi listrik. Manusia membutuhkan energi listrik untuk keperluan rumah tangga, industri, transportasi dan lainnya.

Energi listrik yang besar dan terus menerus tidak tersedia secara alami di alam ini, oleh sebab itu dibutuhkan suatu alat yang dapat mengubah energi dari bentuk lain menjadi energi listrik. Turbin uap merupakan salah satu mesin konversi energi yang sesuai sebagai salah satu alternatif karena dapat menghasilkan energi listrik dengan daya yang cukup besar, dan efisiensi yang tinggi.

Ide tentang turbin uap sudah ada sejak turbin Hero kira-kira tahun 120 S.M, tetapi pada waktu itu masih berbentuk mainan atau tidak menghasilkan daya poros efektif. Giovani Branca juga mengusulkan turbin impuls pada tahun 1629, tetapi tidak pernah dibuat. Turbin yang pertama rupanya dibuat pada tahun 1831 oleh William Avery (Amerika Serikat) untuk menggerakkan mesin gergaji.

Sistem tenaga turbin uap terdiri dari beberapa komponen utama, yaitu : ketel, turbin yang menggerakkan beban, kondensor, pemanas air pengisi ketel dan pompa-pompa. Jadi, turbin hanyalah merupakan suatu komponen dari suatu sistem pembangkit tenaga. Kemajuan sistem pembangkit tenaga saat ini semakin

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

berkembang, dimana uap yang berfungsi sebagai fluida kerja, telah dapat dihasilkan melalui sistem siklus uap untuk meningkatkan temperatur dan energi kalor uap masuk ke turbin dengan ekstraksi uap untuk memanaskan air pengisian HRSG, sehingga kerja HRSG dan kebutuhan bahan bakar berkurang.

1.2Tujuan Perancangan

Adapun tujuan dari perancangan ini adalah untuk memenuhi syarat memperoleh gelar Strata 1 dari Departemen Teknik Mesin Universitas Sumatera Utara. Sedangkan tujuan umum perancangan ini adalah :

a. Untuk lebih mengetahui dan memahami aplikasi ilmu yang diperoleh di

bangku kuliah terutama mata kuliah Turbin Uap dan Sistem Pembangkit Tenaga.

b. Merancang sebuah turbin uap penggerak generator pada instalasi PLTGU

dengan daya generator listrik 80 MW.

1.3Batasan Masalah

Adapun batasan masalah dari tugas sarjana ini adalah: a. Perhitungan thermodinamika turbin uap

Yang meliputi perhitungan daya dengan pemanfaatan kalor yang akan terjadi pada turbin uap, perhitungan laju aliran massa, perancangan turbin tingkat pengaturan dan perhitungan kalor dari tingkat pengaturan sampai ekstraksi I.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Yang meliputi perhitungan ukuran nosel, sudu gerak, perhitungan ukuran cakram, poros, bantalan dan pelumasan.

c. Gambar penampang (gambar teknik) turbin uap.

1.4 Metodologi Penulisan

Metode yang digunakan dalam penulisan tugas sarjana ini adalah :

a. Survey lapangan, yakni berupa peninjauan langsung ke lokasi tempat unit pembangkit itu berada.

b. Studi literatur, yakni berupa studi kepustakaan, kajian dari buku-buku, dan tulisan-tulisan yang terkait.

c. Diskusi, yakni berupa tanya jawab dengan dosen pembimbing, dosen

pembanding yang nanti akan ditunjuk oleh pihak Departemen Teknik Mesin - FT USU mengenai masukan dan kekurangan di dalam tulisan skripsi ini.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

BAB 2

TINJAUAN PUSTAKA

2.1 Pandangan Umum Siklus Gabungan

Pembangkit daya siklus gabungan pada dasarnya terdiri dari dua siklus utama, yakni siklus Brayton (siklus gas) dan siklus Rankine (siklus uap) dengan turbin gas dan turbin uap yang menyediakan daya ke jaringan. Dalam pengoperasian turbin gas, gas buang sisa pembakaran yang keluar mempunyai suhu yang relatif tinggi yaitu 11000C – 16500C sehingga jika dibuang langsung ke atmosfer merupakan kerugian energi. Oleh karena itu, panas hasil buangan turbin gas tersebut dapat dimanfaatkan sebagai sumber panas ketel uap yang dalam hal ini disebut Heat Recovery Steam Generator (HRSG)

Keterangan : P = Pompa

HRSG = Heat Recovery Steam Generator TU = Turbin Uap

C = Condensor K = Kompresor RB = Ruang Bakar TG = Turbin Gas

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Pembangkit daya seperti gambar di atas, disamping menghasilkan efisiensi yang tinggi dan keluaran daya yang lebih besar, siklus gabungan ini bersifat luwes, mudah dinyalakan dengan beban tak penuh, cocok untuk operasi beban dasar dan turbin bersiklus yang mempunyai efisiensi yang tinggi dalam daerah beban yang luas. Kelemahannya berkaitan dengan keruwetannya, karena pada dasarnya instalasi ini menggabungkan dua teknologi di dalam satu kompleks pembangkit daya.

Dalam skripsi perancangan ini, dipilih siklus gabungan dengan regenerasi karena siklus ini lebih efisiensi digunakan dibandingkan dengan siklus gabungan lainnya dalam menghasilkan daya listrik dengan mempergunakan masing-masing satu turbin gas dan turbin uap. Disamping itu juga, adanya pemanasan air umpan atau regenerasi akan lebih mengefektifkan kerja HRSG.

2.2 Siklus Gabungan dengan Regenerasi untuk PLTGU

Siklus ini terdiri dari siklus gas sederhana dan siklus uap dengan regenerasi, dimana siklus gas sederhana terdiri kompresor, ruang bakar, dan turbin gas dimana gas buang dari turbin gas itu dimanfaatkan oleh HRSG untuk membangkitkan uap pada siklus uap. Siklus uap ini terdiri dari turbin uap dengan empat buah ekstraksi, kondensor, pompa kondensat, pemanas air umpan tertutup, dan pemanas deaerasi. Sisa gas buang dari HRSG keluar menuju cerobong asap. Turbin gas dan turbin uap itu keduanya berfungsi untuk memutar generator listrik secara terpisah.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

2.3 Tinjauan Thermodinamika Siklus Rankine pada PLTGU

Modifikasi siklus Uap atau siklus Rankine bertujuan untuk meningkatkan efisiensi siklus, dalam hal ini dibuat ekstraksi uap untuk memanaskan air pengisian HRSG, sehingga kerja HRSG akan berkurang dan kebutuhan bahan bakar juga berkurang.

Uap kering dari HRSG memasuki turbin, setelah melalui beberapa tingkatan sudu turbin sebagian uap tersebut diekstraksikan ke pemanas awal tekanan tinggi dan tekanan rendah, sedangkan sisanya masuk ke kondensor dan dikondensasikan di kondensor, selanjutnya air dari kondensor dipompakan ke feed water tank (FWT) setelah melalui dua pemanas air tekanan rendah, kemudian dari feed water tank (FWT) air dipompakan kembali ke HRSG melalui dua pemanas air tekanan

tinggi, dari HRSG ini air umpan yang sudah menjadi uap kering dialirkan ke turbin. Deaerator yang terdapat pada feed water tank (FWT) bertujuan untuk membuang gas-gas yang tidak terkondensasi sehingga pemanasan pada HRSG dapat berlangsung efektif.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009. USU Repository © 2009

4

6

14 H P H 2

14' 16'

16 POMPA

H P H 1 5 15'

15 4'

FWT

L P H 2 3 HRSG

7

9

DEAERATOR 11'

10

11 8

17

17' L P H 1

2

CONDENSOR

C P 1 TURBINE

12

13

GENERATOR

Keterangan : - CP = Condensat Pump - HRSG = Heat Recovery Steam Generator

- LPH = Low Pressure Heater - FWT = Feed Water Tank

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009. USU Repository © 2009

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009 6

4

1 2

3

17' 17

16 4'

5

T

15'

16'

13 12 11

S

15

14' 14 7

8

10' 10 9

Dari diagram alir di atas, dapat digambarkan T-S diagram.

Gambar 2.3 Diagram T-S

2.4 Prinsip Dasar Turbin Uap

Turbin uap merupakan suatu penggerak mula yang mengubah energi potensial uap

menjadi energi kinetik dan energi kinetik ini selanjutnya diubah menjadi energi mekanis dalam bentuk putaran poros turbin. Poros turbin, langsung atau dengan bantuan roda gigi reduksi, dihubungkan dengan mekanisme yang digerakkan. Turbin uap dapat digunakan pada berbagai bidang industri, untuk pembangkit tenaga listrik, dan untuk

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

transportasi. Dalam perancangan ini, turbin uap digunakan untuk menggerakkan generator listrik pada PLTGU.

Untuk mengubah energi potensial uap menjadi energi mekanis dalam bentuk putaran poros dilakukan dengan berbagai cara, sehingga turbin uap secara umum terdiri dari tiga jenis utama, yaitu : turbin uap impuls, reaksi, dan gabungan (impuls-reaksi). Selama proses ekspansi uap di dalam turbin juga terjadi beberapa kerugian utama yang dikelompokkan menjadi dua jenis kerugian utama, yaitu kerugian dalam dan kerugian luar. Hal ini akan menyebabkan terjadinya kehilangan energi, penurunan kecepatan dan penurunan tekanan dari uap tersebut yang pada akhirnya akan mengurangi efisiensi siklus dan penurunan daya generator yang akan dihasilkan oleh generator listrik.

2.5 Klasifikasi Turbin Uap

Turbin uap [Menurut lit.1, hal. 10-12] dapat diklasifikasikan ke dalam kategori yang

berbeda yang tergantung pada jumlah tingkat tekanan, arah aliran uap, proses penurunan kalor, kondisi-kondisi uap pada sisi masuk turbin dan pemakaiannya di bidang industri, sebagai berikut :

1. Menurut jumlah tingkat tekanan, terdiri dari :

a. Turbin satu tingkat dengan satu atau lebih tingkat kecepatan, yaitu turbin yang biasanya berkapasitas kecil dan turbin ini kebanyakan dipakai untuk menggerakkan kompresor sentrifugal.

b. Turbin impuls dan reaksi nekatingkat, yaitu turbin yang dibuat dalam jangka kapasitas yang luas mulai dari yang kecil sampai yang besar.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

2. Menurut arah aliran uap, terdiri dari :

a. Turbin aksial, yaitu turbin yang uapnya mengalir dalam arah yang sejajar terhadap sumbu turbin.

b. Turbin radial, yaitu turbin yang uapnya mengalir dalam arah yang tegak

lurus terhadap sumbu turbin.

3. Menurut proses penurunan kalor, terdiri dari :

a. Turbin kondensasi (condensing turbine) dengan regenerator, yaitu turbin dimana uap pada tekanan yang lebih rendah dari tekanan atmosfer dialirkan ke kondensor, disamping itu uap juga dicerat dari tingkat-tingkat menengahnya untuk memanaskan air pengisian ketel, dimana jumlah penceratan itu biasanya dari 2-3 hingga sebanyak 8-9. Kalor laten uap buang selama proses kondensasi semuanya hilang pada turbin ini.

b. Turbin kondensasi dengan satu atau dua penceratan dari tingkat

menengahnya pada tekanan tertentu untuk keperluan-keperluan industri dan pemanasan.

c. Turbin tekanan lawan (back pressure turbine), yaitu turbin yang uap buang dipakai untuk keperluan pemanasan dan untuk keperluan-keperluan proses dalam industri.

d. Turbin tumpang, yaitu suatu jenis turbin tekanan lawan dengan perbedaan

bahwa uap buang dari turbin jenis ini lebih lanjut masih dipakai untuk turbin-turbin kondensasi tekanan menengah dan rendah. Turbin ini, secara umum beroperasi pada kondisi tekanan dan temperatur uap awal yang tinggi, dan dipakai kebanyakan untuk membesarkan kapasitas pembangkitan pabrik, dengan maksud untuk mendapatkan efisiensi yang lebih baik.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

e. Turbin tekanan lawan dengan penceratan uap dari tingkat-tingkat

menengahnya pada tekanan tertentu, dimana turbin jenis ini dimaksudkan untuk mensuplai uap kepada konsumen pada berbagai kondisi tekanan dan temperatur.

f. Turbin tekanan rendah (tekanan buang), yaitu turbin yang uap buang dari

mesin-mesin uap, palu uap, mesin tekan, dan lain-lain, dipakai untuk keperluan pembangkitan tenaga listrik.

g. Turbin tekanan campur dengan dua atau tiga tingkat-tekanan, dengan suplai uap buang ke tingkat-tingkat menengahnya.

4. Menurut kondisi-kondisi uap pada sisi masuk turbin, terdiri dari :

a. Turbin tekanan rendah, yaitu turbin yang memakai uap pada tekanan 1,2

sampai 2 ata.

b. Turbin tekanan menengah,yaitu turbin yang memakai uap pada tekanan

sampai 40 ata.

c. Turbin tekanan tinggi, yaitu turbin yang memakai uap pada tekanan diatas 40 ata.

d. Turbin tekanan yang sangat tinggi, yaitu turbin yang memakai uap pada

tekanan 170 ata atau lebih dan temperatur diatas 550o C atau lebih.

e. Turbin tekanan superkritis, yaitu tubin yang memakai uap pada tekanan 225 ata atau lebih.

5. Menurut pemakaiannya di bidang industri, terdiri dari :

a. Turbin stasioner dengan kepesatan putar yang konstan dipakai terutama

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

b. Turbin uap stasioner dengan kepesatan yang bervariasi dipakai untuk

menggerakkan blower-turbo, pengedar udara (air circulator), pompa, dan lain-lain.

c. Turbin yang tidak stasioner dengan kepesatan yang bervariasi, yaitu turbin yang biasanya dipakai pada kapal-kapal uap, kapal, dan lokomotif kerata api (lokomotif-turbo).

Semua jenis turbin diatas tergantung kepada kepesatan putar dapat dihubungkan langsung atau melalui roda gigi reduksi dengan mesin-mesin yang digerakkan.

2.6 Kerugian Energi pada Turbin Uap

Pada saat pengoperasiannya turbin uap mengalami kehilangan atau kerugian energi yang dapat dikategorikan atas 2 jenis, [Menurut lit 1, hal. 59-71] yaitu :

1. Kerugian dalam, adalah kerugian yang berkaitan dengan kondisi-kondisi uap

sewaktu uap tersebut mengalir melalui turbin. Misalnya : kerugian pada katup-katup pengatur, kerugian pada nosel (sudu pengarah), kerugian kecepatan kecepatan-keluar, kerugian akibat gesekan cakram yang merupakan tempat pemasangan sudu-sudu dan kerugian pengadukan, kerugian akibat ruang bebas antara rotor dan cakram-cakram sudu pengarah, kerugian akibat kebasahan uap, dan kerugian pada pemipaan buang.

2. Kerugian luar, adalah kerugian yang tidak mempengaruhi kondisi-kondisi uap. Misalnya : kerugian mekanis dan kerugian akibat kebocoran uap dari perapat-perapat gland labirin.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

2.6.1 Kerugian pada Katup Pengatur

Uap sebelum masuk ke turbin haruslah melalui katup penutup (stop valve) dan katup pengatur yang mana ini merupakan bagian terpadu dari turbin tersebut. Aliran uap melalui katup penutup dan katup pengatur disertai oleh kerugian energi akibat proses pencekikan. Kerugian energi akibat proses pencekikan dinyatakan sebagai :

'

o o H H

H = − ...(2-1)

Dimana :

H = Besarnya kerugian energi akibat proses pencekikan (kkal/kg).

o

H = Penurunan kalor isentropis dengan mengabaikan kerugian (kkal/kg).

'

o

H = Penurunan kalor isentropis dengan memperhitungkan kerugian kalor

akibat proses pencekikan (kkal/kg).

Besarnya kerugian tekanan akibat proses pencekikan untuk katup pengatur terbuka lebar dapat ditentukan sebesar 5% dari tekanan uap panas lanjut. Namun pada prakteknya, turbin uap sekarang ini telah memungkinkan untuk memperkecil kerugian tekanan ini sampai serendah 3% dan lebih di bawahnya lagi dengan pemakaian bentuk-bentuk katup pengatur yang baik (streamlined) pada tempat-tempat yang dialiri oleh uap. Untuk tujuan perancangan, kerugian tekanan [Lit 1, hal 60] adalah :

(

)

o

v p

p = 0,03−0,05

∆ ...(2-2)

Dimana :

v

p

∆ = Besarnya kerugian tekanan (bar).

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

2.6.2 Kerugian pada Nosel

Kerugian energi pada nosel disebabkan oleh adanya gesekan uap pada dinding nosel, turbulensi, dan lain-lain. Kerugian energi pada nosel ini dicakup oleh koefisien kecepatan nosel ( ) yang sangat tergantung pada tinggi nosel.

Kerugian energi kalor pada nosel dalam bentuk kalor adalah [Lit 1, hal 25] :

8378 - ₁2 2

1 c

c

h t

n = atau :

8378 ) 1 1 (

2 1 2

c

h_n = −

ϕ ...(2-3)

Dimana :

hn = Besar kerugian pada nosel (kkal/kg)

c1t = Kecepatan uap masuk teoritis dari nosel (m/s)

c1 = c1t ⋅ϕ= Kecepatan uap masuk mutlak dari nosel (m/s)

ϕ = Koefisien kecepatan atau angka kualitas nosel.

Untuk tujuan perancangan, nilai-nilai koefisien kecepatan nosel dapat diambil dari grafik yang ditunjukkan pada gambar dibawah ini [Lit 1, hal 60].

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

2.6.3 Kerugian pada Sudu Gerak

Kerugian energi pada sudu-sudu gerak disebabkan oleh beberapa faktor yaitu : kerugian akibat olakan pada ujung belakang sudu, kerugian akibat tubrukan, kerugian akibat kebocoran uap melalui ruang melingkar antara stator dan selubung, kerugian akibat gesekan, kerugian akibat pembelokan semburan pada sudu, dan kerugian akibat penyelubungan. Semua faktor ini disimbolkan sebagai koefisien kecepatan (angka kualitas) sudu-sudu ( ), dimana koefisien kecepatan ini mempunyai nilai lebih kecil dari satu.

Kerugian energi pada sudu-sudu menyebabkan penurunan kecepatan keluar relatif 2 lebih kecil dari kecepatan masuk relatif 1 ( 2 = . 1). Sebagai akibatnya akan terjadi kehilangan energi dalam sudu-sudu gerak sebesar [Menurut Lit 1, hal 34] :

hb=

8378 - ₂2 2

1 ω

ω _{atau :}

8378 1

1 22

2

ω ψ 



 ₋

=

b

h ...(2-4)

Dimana :

1

ω = kecepatan uap masuk relatif dari nosel (m/s)

2

ω = kecepatan keluar relatif dari sudu (m/s)

b

h = kehilangan energi dari sudu-sudu (kkal/kg)

ψ = koefisien kecepatan atau angka kualitas laluan sudu.

Untuk pemakaian praktis, harga ψ dapat ditentukan dengan tinggi sudu-sudu gerak pada gambar di bawah ini.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Gambar 2.5 Untuk menentukan koefisien ψ berdasarkan tinggi sudu gerak

2.6.4 Kerugian Akibat Kecepatan-Keluar

Uap meninggalkan sisi keluar sudu gerak dengan kecepatan mutlak c . Pada turbin 2

nekatingkat (multistage), energi kecepatan uap yang keluar dapat dipakai sebagian atau seluruhnya pada tingkat-tingkat yang berikutnya. Untuk dapat memanfaatkan energi yang ekivalen dengan energi kecepatan uap yang keluar dari sudu perlu diperhatikan celah diantara sudu-sudu tingkat sebelumnya dan nosel-nosel berikutnya sesempit mungkin.

Besarnya kerugian energi yang diakibatkan oleh kecepatan-keluar itu dalam satuan kalor diberikan oleh persamaan [Lit 1, hal 63] :

8378 2 2 c

he = ...(2-5)

Dimana :

e

h = kerugian akibat kecepatan keluar (kkal/kg)

2

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

2.6.5 Kerugian Akibat Gesekan Cakram dan Pengadukan

Kerugian ini terjadi karena adanya gesekan antara rotor dengan uap dan kerugian pengadukan dalam hal pemasukan parsial. Sebagai akibatnya kerja digunakan untuk melawan gesekan, dan kecepatan partikel uap akan dikonversi menjadi kalor, sehingga memperbesar kandungan kalor uap. Kerugian ventilasi sulit dihitung secara teoritis dan umumnya dihitung secara empiris. Salah satu rumus empiris yang dipakai adalah rumus Stodola, yaitu :

( )

[

]

u

a ge

u l

d z

d

N λ ε ₆ ρ

3 5 , 10 1 2

,

10 1

61 , 0 07 ,

1 + ⋅ − ⋅ ×

= ...(2-6)

Dimana :

a ge

N _, = daya yang hilang dalam mengatasi gesekan dan ventilasi (kW)

λ = koefisien yang biasanya diambil sama dengan satu untuk udara dan uap

panas-lanjut temperatur tinggi (menurut Levitsky) dan untuk uap panas jenuh sama dengan 1,3

d = diameter cakram yang diukur pada tinggi rata-rata sudu (m)

z = jumlah tingkat kecepatan pada cakram

ε = derajat pemasukan uap parsial

1

l = tinggi sudu (cm)

u = kecepatan keliling pada diameter rata-rata (m/s)

u

ρ = masssa jenis uap di dalam mana cakram tersebut berputar (kg/m3).

Penentuan daya yang hilang dalam mengatasi gesekan dan ventilasi juga dapat ditentukan dengan memakai rumus empiris Forner, yaitu :

u a

ge d n l

N =β⋅ − 1⋅ρ 3 4 10

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Dimana :

n = putaran turbin (rpm)

β = koefisien gesekan yang sama dengan 1,76 untuk cakram baris tunggal

dan 2,06 untuk cakram baris ganda, serta 2,8 untuk cakram tiga baris.

Kerugian akibat gesekan cakram dan ventilasi dalam satuan kalor dapat ditentukan dari persamaan berikut [Lit 1, 64] :

G N

hgea gea

⋅ ⋅ =

427

102 _,

, ...(2-8)

Dimana :

a ge

h _, = besar kerugian akibat gesekan cakram dan ventilasi (kkal/kg)

G = massa alir uap melalui tingkat turbin (kg/s).

2.6.6 Kerugian Ruang Bebas

Ada perbedaan tekanan di antara kedua sisi cakram nosel yang dipasang pada stator turbin, sebagai akibat ekspansi uap di dalam nosel. Diafragma yang mempunyai sudu sudu gerak adalah dalam keadaan berputar, sementara cakram-cakram adalah dalam keadaan diam sehingga selalu ada ruang bebas yang sempit antara cakram-cakram putar dan diafragma, seperti pada gambar di bawah ini.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Gambar 2.6 Tingkat tekanan pada turbin impuls

Tekanan sebelum melewati diafragma adalah p1 dan tekanan sesudah cakram yang

mempunyai sudu-sudu gerak adalah p2. Oleh sebab itu, seluruh penurunan tekanan

yang terjadi pada perapat labirin dari p1 hingga ke p2 didistribusikan diantara

ruang-ruang A, B, C, D, E, dan F. Adanya perbedaan tekanan menyebabkan adanya kebocoran melalui celah ini, yang besarnya [Lit 1, hal 64] :

h kebocoran = G G_kebocoran

( i0 - i2) ...(2-9)

Dimana G kebocoran ditentukan berdasarkan tekanan kritis, yaitu [Lit 1, hal 67] :

pkr =

5 , 1 85 ,

0 1

+ ⋅

z p

...(2-10)

Bila tekanan kritis lebih rendah dari p2, maka kecepatan uap di dalam labirin adalah lebih rendah daripada kecepatan kritis dan massa alir kebocoran ditentukan dengan persamaan [Lit 1, hal 67]:

Gkebocoran = 100 fs

1 1

2 2 2

1 )

(

υ

zp p p

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

sebaliknya, bila tekanan kritis lebih tinggi dari p2 , maka kecepatan uap adalah lebih

tinggi dari kecepatan kritisnya dan massa alir kebocoran dihitung [Lit 1, hal 67] :

Gkebocoran = 100 fs

1 1

5 ,

1 v

p z

g

×

+ ...(2-12)

2.6.7 Kerugian Akibat Kebasahan Uap

Pada tingkat yang terakhir biasanya beroperasi pada kondisi uap basah yang menyebabkan terbentuknya tetesan air yaitu dalam hal ini turbin kondensasi dengan regenerator. Tetesan air ini oleh pengaruh gaya sentrifugal akan terlempar ke arah keliling. Pada saat bersamaan tetesan air ini menerima gaya percepatan dari partikel-partikel uap searah dengan aliran, jadi sebagian energi kinetik uap hilang dalam mempercepat tetesan air ini. Kerugian akibat kebasahan uap dapat ditentukan dengan persamaan [ Lit 1, hal 68] :

hkebasahan = ( 1-x) hi ...(2-13)

Dimana :

x = fraksi kekeringan rata-rata uap di dalam tingkat turbin yaitu sebelum

nosel (sudu pengarah) dan sesudah sudu gerak tingkat tersebut.

hi = penurunan kalor yang dimanfaatkan pada tingkat turbin dengan

memperhitungkan semua kerugian kecuali akibat kebasahan uap (kkal/kg).

2.6.8 Kerugian Pemipaan Buang

Kerugian pemipaan buang terjadi karena kecepatan aliran pada pipa buang besar (100-120) m/s yang biasanya terjadi pada turbin kondensasi. Besarnya kerugian tekanan dalam pemipaan buang turbin-turbin kondensasi [Menurut Lit. 1, hal. 70] dapat ditentukan, yaitu :

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

2

2 2

100

1 

     =

− s

k

C P

P

λ ...(2-14)

Dimana :

2

p = tekanan uap sesudah sudu (bar)

k

p₂ = tekanan uap di dalam pemipaan buang (bar)

λ = koefisien yang nilainya dari 0,07-0,1

s

c = kecepatan uap pada pemipaan buang (m/s).

2.6.9 Kerugian Luar

1. 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 seperti pompa minyak utama, pengatur (governor), dan lain-lain. Untuk tujuan perancangan, kerugian mekanis [Menurut lit. 2, hal. 88] dapat ditentukan dengan mempergunakan grafik efisiensi mekanis turbin uap.

97516 kW 99,

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Sedangkan efisiensi generator [Menurut lit. 2, hal. 88] dapat ditentukan dengan mempergunakan grafik.

97516 kW 97

Gambar 2.8 Grafik efisiensi generator

2. Kerugian Akibat Kebocoran Uap yang Melalui Perapat Bagian Ujung

Kerugian ini terjadi karena adanya perbedaan tekanan antara bagian dalam stator dan udara luar, sehingga terjadi kebocoran uap melalui perapat labirin bagian ujung turbin. Kebocoran uap melalui perapat ujung tidak akan mempengaruhi variasi kondisi-kondisi uap di dalam turbin, sehingga kebocoran ini diklasifikasikan sebagai kebocoran luar. Kebocoran uap ini dapat dihitung dengan menggunakan persamaan 11) dan (2-12) seperti diatas.

2.7 Efisiensi dalam (internal) Turbin Uap

Hubungan antara kerja yang bermanfaat yang dilakukan oleh 1 kilogram uap pada

tingkat atau di dalam turbin terhadap kerja teoritis yang tersedia disebut sebagai efisiensi dalam (internal) turbin tersebut. Besarnya efisiensi dalam turbin uap ini [Menurut lit. 1, hal. 72] dapat ditentukan sebagai :

m re oi

η η

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Dimana :

oi

η = efisiensi dalam (internal) turbin uap (%)

re

η = efisiensi efektif relatif (%)

m

η = efisiensi mekanis (%)

Besarnya efisiensi mekanis ditentukan dari gambar 2.7 di atas sedangkan efisiensi efektif relatif [Menurut lit. 2, hal. 88] dapat ditentukan dengan mempergunakan grafik.

97516 kW 86

Gambar 2.9 Grafik efisiensi efektif relatif turbin uap

Besarnya harga efisiensi turbin uap juga tergantung kepada sistem sudu-sudu turbin dimana sudu-sudu yang pendek akan menghasilkan daya yang kecil, meskipun kondisi uapnya tinggi (temperatur dan tekanan uap tinggi). Ukuran-ukuran utama turbin ditentukan berdasarkan kapasitas uapnya dan untuk mendapatkan penentuan pendahuluan besarnya kapasitas uap dengan seteliti mungkin bisa menggunakan gambar jalannya efisiensi yang akan timbul seperti ditunjukkan pada gambar 2.7, 2.8, dan 2.9 diatas.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

eks III t II fw eks I

ke HRSG t IVfw

eks II

ts I

t III fw ts II

deaerator

pompa

eks IV

ts III t I fw

ts IV ke kondensor

t kond. dari kondensor

2.8 Perhitungan Fraksi Massa pada Tiap Ekstraksi

Dari gambar 2.2 sebelumnya telah diketahui, bahwa untuk siklus rankine PLTGU

ini dirancang empat buah tingkatan ekstraksi dari turbin uap, sehingga fraksi massa pada tiap ekstraksi dapat ditentukan.

Gambar 2.10 Skema Ekstraksi Uap pada Siklus Rankine PLTGU

Sehingga dari gambar diatas dapat ditentukan fraksi massa dari ekstraksi pertama hingga ekstraksi keempat [Menurut lit. 1, hal. 137-138] sebagai berikut :

1. Fraksi massa pada ekstraksi I (α₁)

α₁ s s I eks IV fw fw V i i i i η ⋅ −− = )

( 1 ...(2-16)

2. Fraksi massa pada ekstraksi II

( )

α₂

III fw II eks III fw I s III fw IV fw s i i i i i i − − − − = )) ( ) ( 1 ( 1 2 α η

α ...(2-17)

3. Fraksi massa pada ekstraksi III

( )

α₃

s III s III eks II fw III fw i i i i η α α α ⋅ − − ⋅ − − = ) ( ) ( ) 1

( _{1 2}

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

4. Fraksi massa pada ekstraksi IV

( )

α₄

s IV s IV eks s IV s III s I fw II fw i i i i i i

ηα η

α α

α = − − ⋅ −₋ −_⋅ − ⋅

) ( ) ( ) ( ) 1

( 1 2 3

4 ...(2-19)

Dimana : η1, η2, η3, dan η4 adalah efisiensi pemanas air pengisian HRSG tekanan rendah dan tekanan tinggi yang diakibatkan oleh kehilangan kalor ke medium di sekitarnya.

2.9 Perhitungan Jumlah Uap yang Mengalir Melalui Turbin dan Ekstraksi

Jumlah uap yang mengalir melalui turbin uap [Menurut lit. 1, hal. 139] dapat ditentukan sebagai berikut :

] ) 1 ( ) 1 ( ) 1 ( ) 1 ( [ 860 4 3 2 1 3 2 1 2 1 1 V i IV i III i II i I i N h h h h h P Do α α α α α α α α α

α + − − + − − − + − − − −

−

+ ×

= ...(2-21)

Dimana :

D0 = jumlah uap yang mengalir melalui turbin uap (ton/jam)

PN = 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 (kkal/kg).

Kemudian jumlah uap yang dicerat dari setiap titik ekstraksi dapat ditentukan sebagai berikut :

1. D 1 D0

I

eks =α ⋅ = jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang pertama

2. D 2 D0

II

eks =α ⋅ = jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang kedua

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

4. D 4 D0

IV

eks =α ⋅ = jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang keempat.

Sehingga jumlah uap yang mengalir melalui turbin antara berbagai titik ekstraksi, menjadi :

1. D = jumlah uap yang mengalir melalui ruang pertama sampai ke titik ekstraksi 0

yang pertama

2. I

eks

D D

D₁ = ₀ − = jumlah uap yang mengalir antara titik ekstraksi yang pertama

dan kedua

3. II

eks I

eks D D D

D₂ = ₀ − − = jumlah uap yang mengalir antara titik ekstraksi yang

kedua dan ketiga

4. III

eks II

eks I

eks D D D

D

D3 = 0 − − − = jumlah uap yang mengalir antara titik ekstraksi

yang ketiga dan keempat

5. IV

eks III eks II eks I

eks D D D

D D

D₄ = ₀ − − − − = jumlah uap yang mengalir sesudah titik

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

BAB 3

PERHITUNGAN THERMODINAMIKA TURBIN UAP PLTGU

3.1 Pemilihan Jenis Turbin Uap

Dalam Bab 2 sebelumnya telah dijelaskan tinjauan termodinamika turbin uap dalam instalasi PLTGU, 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 mempunyai daya generator listrik 80 MW pada putaran turbin 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. 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 HRSG. 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 PLTGU.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

3.2 Perhitungan Daya Turbin Uap

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.

Daya Reaktif

Gambar 3.1 Diagram daya yang harus disuplai turbin uap ke generator Dari gambar 3.1 diatas, dapat disimpulkan bahwa daya yang dibutuhkan oleh

generator adalah daya semu (MVA) dan daya generator listrik adalah daya nyata (MW), maka :

P = PG . cos ϕ ...(3-1)

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

P = daya generator listrik = 80 MW (output generator)

PG = daya semu yang dibutuhkan generator listrik (MVA) (input generator)

cos ϕ = faktor daya yang besarnya 0,6 – 0,9. Namun berdasarkan harga yang umum

dipakai di lapangan [Menurut lit. 3], maka diambil cos ϕ = 0,8. Dengan demikian dari persamaan 3-1 diatas :

8 , 0 80

cos =

=

ϕ P P_G

118 , 94

= G

P MVA

Sehingga daya netto/nyata yang harus disuplai turbin uap ke generator listrik (PN)

adalah :

G m

G N

P P

η η ⋅

= ...(3-2)

Dimana :

m

η = efisiensi mekanis yang ditentukan dari gambar 2.7 = 0,995

G

η = efisiensi generator yang ditentukan dari gambar 2.8 = 0,98,

maka :

98 , 0 995 , 0

118 , 94

⋅ =

N

P

516 , 97

= N

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

3.3 Perhitungan Penurunan Kalor untuk Jenis Turbin Nekatingkat

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) = 82 bar

2. Temperatur uap masuk turbin (to) = 550 oC

3. Tekanan uap keluar turbin (p2k) = 0,1 bar

4. Turbin uap dirancang mempunyai empat tingkatan ekstraksi.

Pada bagian 2.6.1 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 [Menurut Lit. 1, hal. 60] diambil sebesar 5% dari tekanan uap panas lanjut, sehingga tekanan di depan nosel tingkat pertama akan menjadi :

(

1 0,05

)

82 77,9

'

0 = − ⋅ =

p bar

Kerugian pada pemipaan buang yang dapat ditentukan dari persamaan 2-14, dimana sesuai dengan kondisi lapangan maka diambil nilai koefisien λ sebesar 0,092 dan c sebesar 110 m/s, maka : _s

1 , 0 100 110 092 , 0 1 , 0

2

2  ×

     =

−

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

11113 , 0 01113 , 0 1 , 0

2 = + =

p bar

Penurunan kalor teoritis yang terjadi pada turbin dengan mengabaikan kerugian pada katup pengatur dan pemipaan buang akan menjadi :

4 , 1356 2 , 2164 6 , 3520 ,

0th = − =

H kJ/kg

Penurunan kalor adiabatik pada turbin dengan memperhitungkan baik katup pengatur maupun pemipaan buang akan menjadi :

8 , 1319 8 , 2200 6 , 3520 '

0 = − =

H kJ/kg

Dari gambar 2.6 dan 2.8 nilai efisiensi η_re, dan η_m diperoleh masing-masing sebesar 0,86 dan 0,995 sehingga nilai efisiensi dalam turbin, yaitu :

8643 , 0 995 , 0 86 , 0 = = oi η

Sehingga penurunan kalor yang dimanfaatkan di turbin menjadi :

337 , 1172 8643 , 0 4 , 1356 0 ,

0 × = × =

= th i

i H

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Proses penurunan kalor ini dapat digambarkan dalam diagram Mollier :

Gambar 3.2 Proses Penurunan Kalor pada turbin uap

Untuk tekanan 0,1 bar didapat temperatur air jenuh ts = 45,84 oC. Dalam hal ini

diambil temperatur air jenuh keluaran kondensor tkond = 45 oC. Guna

menyederhanakan perhitungan, dibuat bahwa air pengisian HRSG dipanaskan dalam derajat yang sama pada semua pemanas air pengisian HRSG, sehingga pada masing-masingnya kenaikan temperatur air pengisian HRSG (∆t) menjadi [Menurut lit. 1, hal. 136] :

z t t

t = HPH − kond

∆ 2

...(3-3)

Dimana :

2

HPH

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009 kond

t = temperatur air jenuh keluaran kondensor = 45 oC

z = jumlah ekstraksi turbin uap = 4 tingkatan Maka :

35 4

45

1850 0

= −

=

∆t C C oC

Sehingga dapat ditentukan temperatur air pengisian HRSG setelah keluar dari pemanas [Menurut Lit. 1, hal. 137], yaitu :

1. t_LPH1 =45+35=80 oC 2. tLPH2 =80+35=115

o

C 3. tHPH1 =115+35=150

o

C 4. t_HPH2 =150+35=185 oC.

Kemudian temperatur jenuh uap pemanas pada pemanas air pengisian HRSG diperoleh dengan persamaan [Menurut lit. 1, hal. 137] :

t t

tLPHnHPHn = LHPn,HPHn +δ

'

, ...(3-4)

Dimana :

t

δ = perbedaan temperatur antara temperatur uap pemanas air pengisian ketel dan temperatur air pengisian ketel pada sisi keluar dari pemanas air HRSG, yang biasanya diambil 5-7 oC. Dalam hal ini, perbedaan

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

temperatur diambil 5 0C

Maka :

1. t_LPH' ₁ =80+5=85 oC 2. t_LPH' ₂ =115+5=120 oC 3. t_HPH' ₁=150+5=155 oC 4. t_HPH' ₂ =185+5=190 oC.

Dari interpolasi pada tabel saturated water diperoleh tekanan uap jenuh untuk masing-masing temperatur, yaitu :

1. peksIV =0,5783 bar

2. p_eksIII =1,9853 bar 3. p_eksII =5,431 bar. 4. p_eksI =12,544 bar.

Dengan interpolasi pada tabel saturated water juga dapat diperoleh kandungan kalor air jenuh untuk masing-masing tekanan, yaitu :

1. hIVf =354,239 kJ/kg

2. hIIIf =503,659 kJ/kg

3. hII_f =662,383 kJ/kg 4. h1f =807,506 kJ/kg

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Dari diagram Mollier (i-s) diperoleh temperature keluar ekstraksi turbin atau kebasahan untuk masing-masing tekanan ekstraksi uap, yaitu :

1. teksIV=xIV =0,96 atau kebasahan 4 %

2. t_eksIII=129,167 0C

3. t_eksII =231,818 0C

4. t_eksI =308,333 0C

Dengan menggunakan diagram Mollier (i-s) juga dapat diperoleh kalor total uap keluar ektraksi turbin, yaitu :

1. i_eksIV =2560 kJ/kg 2. ieksIII =2730,769 kJ/kg 3. ieksII =2912 kJ/kg.

4. i_eksI =3060 kJ/kg.

Dari interpolasi pada tabel compressed liquid water diperoleh kalor sensibel air pengisian HRSG, yaitu :

1. iIV_fw =788,992 kJ/kg 2. iIIIfw =637,129 kJ/kg

3. iIIfw =481,994 kJ/kg

4. iI_fw =335,456 kJ/kg 5. ikond =188,866 kJ/kg

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Seluruh data hasil perhitungan diatas yang dibutuhkan untuk perancangan awal pada turbin dengan empat tingkatan ekstraksi dapat dilihat pada tabel 3.1 berikut ini :Tabel 3.1 Data hasil perancangan turbin empat tingkatan ekstraksi

No. Parameter Sebelum

turbin Eks. I Eks. II Eks. III Eks. IV Kondensor

1 Tekanan uap (bar) 82 12,544 5,431 1,9853 0,5783 0,1

2 Temperatur atau

kebasahan uap (oC atau %) 550

o

C 308,33 oC 231,818 oC 129,167 oC 4,0% 10,2 %

3 Kandungan kalor uap/i eks

(kJ/kg) 3520,6 3060 2912 2730,769 2560 2348,263

4 Temperatur jenuh uap

pemanas (oC) 296,728 190 155 120 85 -

5 Kandungan kalor air jenuh/is(kJ/kg)

1325,52 807,506 662,383 503,659 354,239 199,424

6 Temperatur air pengisian

HRSG (oC) - 185 150 115 80 45

7

Kalor sensibel air pengisian HRSG/Ifw

(kJ/kg)

- 335,456 481,994 637,129 788,992 188,866

8 Penurunan kalor (kJ/kg) 460,6 148 181,231 170,769 211,737 -

3.4 Perhitungan Fraksi Massa dan Laju Aliran Massa pada Tiap Ekstraksi

Dari bagian 2.7 dan 2.8 sebelumnya dengan mengambil nilai η₁, η₂, η₃, dan η₄, sama dengan 0,98 akan dapat ditentukan fraksi massa dari ekstraksi yang pertama hingga ekstraksi keempat sebagai berikut :

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

1. Fraksi massa pada ekstraksi I (α₁)

0,068796

98 , 0 ) 506 , 807 3060 ( 129 , 637 992 , 788 1 = ⋅ − − = α

2. Fraksi massa pada ekstraksi II

( )

α₂

059977 , 0 994 , 481 2912 )) 994 , 481 506 , 807 ( 068796 , 0 ) 994 , 481 129 , 637 ( 98 , 0 1 ( 2 = − − − − = α

3. Fraksi massa pada ekstraksi III

( )

α₃

058494 , 0 98 , 0 ) 659 , 503 769 , 2730 ( ) 456 , 335 994 , 481 ( ) 059977 , 0 068796 , 0 1 ( 3 = − ⋅ − ⋅ − − =

α

4. Fraksi massa pada ekstraksi IV

( )

α₄

98 , 0 ) 239 , 354 2560 ( 98 , 0 ) 239 , 354 659 , 503 ( 058494 , 0 ) 866 , 188 456 , 335 ( ) 059977 , 0 068796 , 0 1 ( 4 ⋅ − − − ⋅ − ⋅ − − = α

=0,0555119

5. Jumlah total uap panas lanjut yang memasuki turbin (D0)

] 737 , 211 ) 757614 , 0 ( 769 , 170 ) 812733 , 0 ( 231 , 181 ) 871227 , 0 ( 148 ) 931204 , 0 ( 6 , 460 [ 1868 , 4 516 , 97 860 + + + + × × = Do

=332,8399 ton/jam atau =92,456 kg/s

Sehingga jumlah fraksi massa uap tiap ekstraksi dapat dilihat pada tabel 3.2 berikut ini :

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Tabel 3.2 Fraksi massa tiap ekstraksi

Istilah Eks.1 Eks.2 Eks.3 Eks.4

0,068796 0,059977 0,058494 0,055119

Deks. (ton/jam) 22,898 19,9627 19,469 18,3458

Geks (kg/s). 6,361 5,545 5,4081 5,0961

Sedangkan jumlah uap yang mengalir melalui turbin antara berbagai titik ekstraksi dapat dilihat pada tabel 3.3 berikut ini :

Tabel 3.3 Jumlah uap yang mengalir antara berbagai titik ekstraksi

Jumlah uap mengalir melalui tingkat turbin

Sampai ke titik eks. I

Dari eks. I – II

Dari eks. II - III

Dari eks. III - IV

Sampai ke Kondensor

Deks. (ton/jam) 332,8399 309,9419 289,9792 270,5102 252,1644

Geks (kg/s). 92,456 86,095 80,5498 75,1417 70,046

3.5 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. Pemakaian tingkat impuls, yang beroperasi dengan penurunan kalor sebesar 40 – 60 kkal/kg [Menurut lit. 1, hal. 118]. Untuk ini diambil penurunan kalor sebesar 55 kkal/kg atau 230,274 kJ/kg, maka tekanan uap pada tingkat pengaturan ruang sorong uap menjadi sebesar 40 bar dan dengan mengambil nilai (u/c1)opt sebesar 0,236 [Menurut Lit. 1 hal 81], sehingga kecepatan mutlak uap keluar

nosel :

= = ho

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

dan kecepatan keliling sudu : u = (u/c1)opt x c1

= 0,236 x 678,582 m/s = 160,145 m/s,

Diameter rata - rata sudu menjadi :

n u d

××

= 60_π

1

3000 145 , 160 60

1

× ×

= _π

d

= 1,01911 m = 1019,11 mm

Tingkat tekanan ini dibuat dengan derajat reaksi, dimana derajat reaksi ( ) yang dimanfaatkan pada sudu-sudu gerak dan sudu pengarah [Menurut lit. 1, hal. 141] adalah :

1. untuk sudu gerak baris pertama = 4%

2. untuk sudu pengarah = 5%

3. untuk sudu gerak baris kedua = 4%

Kecepatan mutlak uap keluar nosel menjadi : c1 = 91,5×ϕ (1−ρ1)×h0

Dari gambar 2.4 untuk tinggi nosel 15 mm diperoleh ϕ =0,95, maka : c1 = 91,5×0,95 (1−0,04)×55

= 631,628 m/s

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

c1t=

95 , 0

628 , 631 1 =

ϕ c

= 664,872 m/s

Dengan mengambil sudut masuk uap 1 sebesar 170 [Menurut lit. 1, hal. 81]

diperoleh kecepatan pada pelek (rim) : c1u = c1×cosα1 =631,628×cos17o = 604,007 m/s

dan kecepatan relatif uap terhadap sudu ( 1) :

1 = 1 1

2 2

1 +u −2⋅c ⋅u⋅cosα c

= 631,6282 +160,1452 −2⋅631,628⋅160,145⋅cos17o =480,773m/s, Sudut kecepatan relatif menjadi :

sin 1 = o

c

17 sin 773 , 480

628 , 631 sin ₁ 1

1 × α =

ω ; 1 = 22,5890

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Dengan menetapkan sudut relatif uap keluar ( 2) lebih kecil 30 [Menurut Lit. 1 hal.

82] dari sudut kecepatan relatif uap masuk ( β1), maka :

2 = 22,5890 - 30 = 19,5890,

sehingga dari gambar 2.5 diperoleh ψ =0,86.

Kecepatan relatif teoritis uap pada sisi keluar sudu gerak I :

2t = 91,5 0,04 55

8378 773 , 480 5 , 91 8378 2 0 1 2

1 + ⋅ = + ⋅

h ρ ω

= 499,403 m/s

Kecepatan relatif uap pada sisi keluar sudu gerak I dengan memperhitungkan kerugian :

2= x 2t =0,86 x 499,403 = 429,487 m/s

dari gambar 3.3 diperoleh kecepatan mutlak uap keluar sudu gerak I :

c2 = 2 2

2 2

2 2 ω cosβ

ω +u − ⋅ ⋅u⋅

= 429,487+160,1452 −2⋅429,487⋅160,145⋅cos19,589o =283,747 m/s, dengan sudut keluar :

sin 2 = o

c 283,747sin19,589

487 , 429

sin ₂

2

2 × β =

ω _;

2 = 30,4960

maka kecepatan pada pelek (rim) adalah :

c2u = c2x cos 2 = 283,747 x cos 30,496o = 244,464 m/s

Sehingga kerugian kalor pada nosel adalah :

hn = 21,5389

2001 628 , 631 872 , 664 2001 2 2 2 1 2

1t −c = − =

c

kJ/kg

dan kerugian kalor pada sudu gerak I adalah :

hb' = 32,4553

2001 487 , 429 403 , 499 2001 2 2 2 2 2

2 −ω = − =

ω t

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Kecepatan mutlak uap masuk sudu gerak II :

c1' = 91,5 gb 0

2 2 8378 h c gb⋅ +ρ

dimana ψ_gb diambil sebesar 0,95, maka :

c1' = 0,05 55 305,6

8378 747 , 283 95 , 0 5 , 91 2 = ⋅ +

⋅ m/s

Kecepatan teoritis uap pada sisi keluar dari sudu pengarah menjadi :

95 , 0 6 , 305 ' 1 '

1 = =

gb c t c

ψ

= 321,685 m/s

Dengan mengambil sudut mutlak uap masuk sudu gerak II (α₁') sebesar 30o diperoleh kecepatan pada pelek (rim) :

c1u' =

o

c cos 1' 305,6 cos30

'

1× α = ×

= 264,626 m/s

dan kecepatan relatif uap pada sisi masuk sudu gerak II :

1' = 1'

' 1 2

2 '

1 +u −2⋅c ⋅u⋅cosα c

= 305,62 +160,1452 −2⋅305,6⋅160,145⋅cos30o =185,151 m/s Sudut kecepatan relatif uap masuk ke sudu gerak II :

sin 1' = o

c 30 sin 151 , 185 6 , 305 sin ₁'

' 1 '

1 × α =

ω ;

' 1

β = 55,6240

Dengan mengambil sudut mutlak uap keluar sudu gerak II (β₂') sebesar 35o, maka dari gambar 2.5 diperoleh ψ =0,9.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

2t' = 91,5 0,04 55 185,088

8378 151 , 185 5 , 91 8378

2 0

2 2 '

1 + ⋅ = + ⋅ =

h ρ

ω _m/s

Kecepatan relatif uap pada sisi keluar sudu gerak II dengan memperhitungkan kerugian :

ω₂' =ψ ×ω₂t'=0,9×185,088=166,579 m/s dan kecepatan mutlak uap keluar sudu gerak II :

c2 ' = 2'

' 2 2

2 '

2 2 ω cosβ

ω +u − ⋅ ⋅u⋅

= 166,5792 +160,1452 −2⋅166,579⋅160,145⋅cos35o =98,478 m/s

Dengan nilai-nilai kecepatan dan besar sudut yang sudah diketahui, maka dapat digambarkan segitiga kecepatan untuk tingkat pengaturan ini, yaitu :

Gambar 3.4 Segitiga kecepatan tingkat pengaturan

Dari gambar 3.4 diatas didapat sudut keluar uap sudu gerak II

( )

α₂' sebesar 104o dan kecepatan pada pelek (rim) menjadi :

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Sehingga kerugian kalor pada sudu pengarah adalah :

hgb = 5,0421

2001 6 , 305 685 , 321 2001

' '2 2 2

1 2

1t −c = − =

c

kJ/kg

dan kerugian kalor pada sudu gerak baris II adalah :

hb'' = 3,2528

2001 579 , 166 088 , 185 2001

' 2'2 2 2

2

2 −ω = − =

ω t

kJ/kg

serta kerugian akibat kecepatan keluar uap dari sudu gerak baris II :

he = 4,8464

2001 478 , 98 2001 2 2 '

2 = =

c

kJ/kg

Efisiensi pada keliling cakram dihitung adalah :

₂ 1 2 1 ) ( 2 c u c u c u u + Σ ⋅ ⋅ = η

[

(

) (

₂

)

]

1 ' 2 2 ' 1 1 . 2 c u c u c u c u c

u + + +

=

(

(

) (

)

)

0,70886

582 , 678 691 , 23 464 , 244 626 , 264 007 , 604 145 , 160 . 2 2 = − + + =

Untuk memeriksa ketepatan perhitungan kerugian kerugian kalor yang diperoleh diatas hasilnya dibandingkan dengan hasil hasil yang diperoleh untuk nilai u/c1 yang

optimum : _' 0 e '' b gb ' b n ' 0 u h ) h h h h h (

h − + + + +

= η

0,7085

69 , 194 ) 8464 , 4 2528 , 3 0421 , 5 4553 , 32 5389 , 21 ( 274 , 230 = + + + + − = ,

kesalahan perhitungan 100% 0,05079%

70886 , 0 7085 , 0 70886 , 0 = ×

− _{, karena masih di bawah}

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Gambar 3.5 Diagram i-s untuk tingkat pengaturan

Dari perhitungan sebelumnya untuk tinggi nosel 15 mm, akan dapat ditentukan derajat pemasukan parsial sebagai berikut :

7778 , 0 17 sin 628 , 631 015 , 0 01911 , 1 . 0747 , 0 456 , 92

sin ₁ 0

1 1

1 = =

= x x x x dlc v G π α π ε

Sehingga dari persamaan 2-6 dapat ditentukan kerugian daya akibat gesekan cakram dan pengadukan, yaitu :

N_gea =λ⋅ ⋅d ⋅ u₆ ⋅ρ_u 3 2 , 10 07 , 1       × × ⋅ = 0747 , 0 1 10 145 , 160 01911 , 1 07 , 1 1 ₆ 3 2

= 61,1277 kW

dan kerugian kalor yang terjadi dari persamaan 2-8 adalah :

0,6612

456 , 92 427 1868 , 4 1277 , 61 . 102 427 102 _, , = ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = G N

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Uap dari perapat labirin ujung depan dibuang ke ruang sorong uap ekstraksi yang kedua dengan tekanan p_eksII = 5,431 bar, sedangkan tekanan sesudah nosel tingkat

pengaturan sebesar ' 1

p = 40,667 bar. Tekanan kritis pada perapat-perapat labirin persis

sebelum ruangan dari mana uap dibuang adalah :

pkr = 3,738

5 , 1 84 667 , 40 85 , 0 5 , 1 85 ,

0 ₁'

= + × = + × z p bar

Dimana z adalah jumlah ruang perapat labirin yang diambil sebanyak 84 buah.

Sehingga besarnya kebocoran uap melalui perapat-perapat labirin dihitung dari persamaan 2-11, yaitu :

1 ' 1 2 2 ' 1 ) ( 100 v p z p p g f G II eks s kebocoran ⋅ ⋅ − ⋅ × × =

0,7131

081556 , 0 667 , 40 84 ) 431 , 5 667 , 40 ( 81 , 9 10 94286 , 0 100 2 2 3 = ⋅ ⋅⋅ − × ⋅ ×

= − _kg/s

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 (fs) adalah :

fs= x d x s = x 0,5 x 0,6 x 10-3 = 0,94286 x 10-3 m2

Kalor total uap sebelum nosel tingkat kedua adalah : i0' = i0 - (h0 - ∑h kerugian)

= 3520,6 - (230,274 – 67,7965) = 3358,1225 kJ/kg

Dimana :

∑h kerugian = hn hb hgb hb he hge,a

''

' + + + +

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

= 21,5389 + 32,4553 + 5,0421 + 3,2528 + 4,8464 + 0,6612 = 67,7965 kJ/kg

Sehingga kondisi uap sebelum nosel tingkat kedua ditentukan oleh tekanan 40 bar dan temperatur 458,333 0C.

3.6 Perhitungan Kalor dari Tingkat Pengaturan sampai Ekstraksi I

Penurunan kalor teoritis dari tekanan 40 bar dan temperatur 458,333 0C ke tekanan sampai ekstraksi pertama adalah :

∆h₀' = 3358,1225 – 2998,333 = 359,7895 kJ/kg

Perhitungan pendekatan menunjukkan bahwa empat tingkat dapat dipasang pada selang hingga ke titik ekstraksi pertama. Dengan membuat penurunan kalor yang sama pada setiap tingkat, diperoleh :

h0 rata -rata = 89,947 4

7895 , 359

= kJ/kg

Penurunan kalor untuk ketiga tingkat yang berurutan didistribusikan sebagai berikut :

1. Pada tingkat yang kedua sebesar = 89,77 kJ/kg = 21,4412 kkal/kg 2. Pada tingkat yang ketiga sebesar = 89,85 kJ/kg = 21,4603 kkal/kg 3. Pada tingkat yang keempat sebesar = 89,97 kJ/kg = 21,489 kkal/kg 4. Pada tingkat yang kelima sebesar = 90,1995 kJ/kg = 21,5438 kkal/kg

Tekanan uap sesudah tiap-tiap tingkat, dari diagram Mollier (i-s) adalah 0769

, 31 2 =

II

p bar setelah tingkat yang kedua, p₂II =23,8889bar setelah tingkat yang

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

yang keempat. Pada tingkat kedua turbin untuk memperkecil kerugian pemasukan, akan dibuat terjadi 5% reaksi pada setiap baris sudu.

Untuk tingkat kedua dipilih perbandingan kecepatan (u/c1)opt = 0,41, sehingga

kecepatan mutlak uap keluar nosel tingkat kedua : c₁ =91,5× h₀ =91,5× 21,4412 =423,687 m/s Kecepatan keliling pada sudu adalah :

u = (u/c1)opt x c1

= 0,41 x 423,687 = 173,712 m/s

Diameter rata-rata sudu pada tingkat pengaturan menjadi :

3000 712 , 173 60 60

× × = ⋅ ×

= _{π π}

n u

d

= 1,10544 m = 1105,44 mm Penurunan kalor pada nosel tingkat kedua :

h01 = (1- ) x h0 = (1 – 0,05) x 21,4412 = 20,3691 kkal/kg,

dan pada sudu gerak sebesar :

h02 = 21,4412 – 20,3691 = 1,0721 kkal/kg

Kecepatan aktual uap adalah :

c₁ =91,5×ϕ× h₀₁ =91,5×0,96× 20,3691=396,440 m/s Dimana ϕ =0,96 diambil dari gambar 2.4,

maka kecepatan teoritis uap :

412,959

96 , 0

440 , 396

1t = =

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Sudut masuk uap ( 1) diambil sebesar 14,9o sehingga bila = 1 tinggi nosel yang

akan diperoleh berada dalam jangka yang diizinkan, sehingga kecepatan pada pelek (rim) adalah :

uc1 = c1x cos 1 = 396,440 x cos 14,9

o

= 383,1 m/s dan kecepatan relatif uap terhadap sudu gerak :

1 = 1 1

2 2

1 +u −2⋅c ⋅u⋅cosα

c

= 396,4402 +173,7122 −2⋅396,440⋅173,712⋅cos14,9o =232,8924m/s,

besar sudut kecepatan relatif ini adalah :

sin 1 = o

c 9 , 14 sin 8924 , 232 440 , 396 sin ₁ 1

1 × α =

ω 1 = 25,9570

Sudut keluar relatif uap ( 2) menjadi sebesar :

2 = 1 - 30 = 25,9570 - 30 = 22,9570

sehingga dari gambar 2.5 diperoleh = 0,86

Kecepatan relatif uap meninggalkan sudu gerak ingkat kedua diperoleh melalui persamaan berikut ini :

2 = 0,05 20,3691

8378 8924 , 232 86 , 0 5 , 91 8378 5 , 91 2 01 2

1 + ⋅ = × + ⋅

×ψ ω ρ h

= 215,3924 m/s

maka kecepatan relatif uap teoritis menjadi :

4563 , 250 86 , 0 3924 , 215 2

2 = = =

ψ ω

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

Selanjutnya kecepatan uap meninggalkan sudu gerak tingkat yang kedua adalah :

c2 = 2 2

2 2

2 2 ω cosβ

ω +u − ⋅ ⋅u⋅

= 215,39242 +173,7122 −2⋅215,3924⋅173,712⋅cos22,957o =87,5451 m/s

Dengan nilai-nilai kecepatan dan besar sudut yang sudah diketahui, maka dapat digambarkan segitiga kecepatan untuk tingkat kedua ini, yaitu :

Gambar 3.6 Segitiga kecepatan tingkat kedua

Dari gambar 3.6 diatas didapat sudut keluar uap sudu gerak tingkat kedua

( )

α₂ sebesar 730 dan kecepatan pada pelek (rim) menjadi:

c2u = c2 x cos 2 = 87,5451 x cos 73o = 25,5957 m/s

Sehingga kerugian kalor pada nosel adalah :

hn = 6,6815

2001 440 , 396 959

, 412 2001

2 2

2 1 2

1t −c = − =

c

kJ/kg

dan kerugian kalor pada sudu gerak tingkat kedua adalah :

hb = 8,1631

2001

3924 , 215 4563

, 250 2001

2 2

2 2 2

2 −ω = − =

ω t

kJ/kg

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

he = 3,8301

2001 5451 , 87 2001 2 2

2 = =

c

kJ/kg

Efisiensi pada keliling cakram dihitung sebagai berikut :

₂ 1 2 1 ) ( 2 c u c u c u u − Σ ⋅ ⋅ = η

= ₂

687 , 423 ) 5957 , 25 1 , 383 ( 712 , 173

2× × +

= 0,79098

Untuk memeriksa ketepatan perhitungan kerugian kerugian kalor yang diperoleh diatas hasilnya dibandingkan dengan hasil hasil yang diperoleh untuk nilai u/cad yang

optimum :

0

0 ( )

h

h h h

h n b e

u + + − = η

0,7919

77 , 89 ) 8301 , 3 1631 , 8 6815 , 6 ( 77 , 89 = + + − = ,

kesalahan perhitungan 100% 0,12523%

7919 , 0 79098 , 0 7919 , 0 = ×

− _{, karena masih dibawah}

2%, maka perhitungan diatas sudah tepat.

Untuk tingkat kedua ini ε =1, maka dari persamaan 2-6 dapat ditentukan daya yang hilang akibat gesekan dan pengadukan, sebagai berikut :

      × × ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = 098 , 0 1 10 712 , 173 10544 , 1 07 , 1 1 10 07 , 1 ₆ 3 2 6 3 2

,a u

ge

u d

N λ ρ

=69,8219 kW

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

USU Repository © 2009

0,7553

456 , 92 427 1868 , 4 8219 , 69 102 427 102 , = × ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = G N

hgea gea kJ/kg

Kalor total uap sesudah sudu-sudu dengan memperhitungkan kerugian adalah : i2' =3358,1225−89,77+

(

6,6815+8,1631+3,8301+0,45992

)

kJ/kg = 3287,48712 kJ/kg

Kebocoran uap melalui perapat labirin :

1 1 2 2 1 ) ( 100 v p z p p g f G I s kebocoran ⋅ ⋅ − ⋅ × × =

1,3269

098164 , 0 40 8 ) 0769 , 31 40 ( 81 , 9 10 628 , 0 100 2 2 3 = ⋅ ⋅ − ⋅ × ⋅ ×

= − _kg/s

maka kerugian kalor akibat kebocoran adalah :

(

70,316

)

1,0092

456 , 92 3269 , 1 )

(0 − 2 = =

×

= i i

G G

hkebocoran kebocoran kJ/kg

Penjumlahan seluruh kerugian kalor pada tingkat kedua ini menjadi : ∑h kerugian = 6,6815 + 8,1631 + 3,8301 + 0,45992 + 0,61451

= 19,7491 kJ/kg

maka penurunan kalor yang bermanfaat pada tingkat kedua ini adalah : hi = h0 - ∑h kerugian = 89,77 – 19,7491 = 70,0208 kJ/kg

dan efisiensi tingkat menjadi :

100% 78%

77 , 89 0208 , 70 0 = × = = h h_i tk oi η sehingga daya yang dibangkitkan oleh tingkat kedua ini adalah :

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.

Roy Franc J.S. : Perancangan Turbin Uap Untuk PLTGU dengan Daya Generator Listrik 80 MW pada Putaran Turbin 3000 RPM, 2009.