79 Karena
G ∆
selalu berfluktuasi, maka diambil kecepatan massa G rata- rata dari dua iterasi terakhir yaitu pada iterasi ke-9 dan ke-10 sehingga
G=
459,349+361,4372 = 410.39
kgm
2
s
. Dengan temperatur masuk ke pipa ruang bakar adalah 42,28+39,662 =40.97
C.
Sehingga harga kecepatan massa pada pipa ruang bakar G =
410.39
[kgm
2
s]
4.3. Distribusi Temperatur Pada Pipa Evaporator
4.3.1. Pipa Sisi Ruang bakar a.
Distribusi temperatur pada daerah subcooled
Dari analisa sirkulasi pipa sisi ruang bakar diatas diketahui G= 474.887 [kgm
2
s]. Sehingga dapat diketahui posisi subcooled pada pipa yaitu : 4
1 fi
SAT pf
sc
T T
D c
G z
− =
φ Dimana :
T
fi
= 30 [
C]
SAT
T = 226
[ C]
D
= 0.0762 [m]
1
φ = 1 000 000 [Wm
2
] Maka :
] [
8.2561 30
226 1000000
4 0762
. 10
6562 .
4 887
. 474
3
m z
z
sc sc
= −
× ×
× ×
=
Panjang pipa efektif pipa sisi ruang bakar adalah 9.91 m. dengan demikian air akan mengalami subcooled dalam pipa. Untuk menghitung distribusi temperatur
pada pipa, terlebih dahulu harus diketahui jenis aliran fluida pada pipa. Fluida ber- aliran turbulen jika bilangan Reynold Re 3000, dan ber-aliran laminar jika
Re 2000. Bilangan Reynold dapat dihitung dengan persamaan 2-37 seperti berikut ini:
f
GD µ
= Re
Dimana : T
fi
= 30 [
C]
f
µ =
6
10 3
. 798
−
× N sm
2
.
80 maka :
45329.31 10
3 .
798 0762
. 474.887
Re
6
= ×
× =
−
Karena Bilangan Reynold Re 3000, maka aliran adalah turbulen. Untuk menghitung temperatur pada dinding pipa, harus diketahui koefisien perpindahan
panas konveksi h
fo
. h
fo
untuk aliran turbulen dapat dihitung dengan menggabungkan persamaan 2-12 ke persamaan 2-14. Dari tabel uap saturasi, air
pada temperatur 30 C didapatkan data :
Pr
=5.4 dan
f
k
=0.618. sehingga h
fo
:
] [
1944.564 0762
. 618
. 4
. 5
45329.31 023
. Pr
Re 023
.
2 4
. 8
. 4
. 8
.
C m
W h
h D
k h
fo fo
f fo
= ×
= =
Dengan diketahuinya h
fo
dapat dihitung temperatur fluida pada dinding pipa
w
T dengan persamaan 2-11, yaitu :
C T
T h
z T
T
w w
fo f
w
544.25 1944.564
000 1000
30 =
+ =
+ =
φ
Posisi fluida bertemperatur 30 C pada pipa dapat dihitung dengan menyusun
ulang persamaan 2-8, seperti berikut ini:
] [
00 .
30 3
1000000 4
0.0762 4.179
474.887 4
m z
z T
z T
D c
G z
fi f
pf
= −
× ×
× =
− =
φ
Dengan cara yang sama, didapat distribusi temperatur sampai daerah subcooled pada pipa sampai fluida bertemperatur saturasi yaitu 226
C seperti tabel 4.11 berikut ini :
81
Tabel 4.11 Hasil perhitungan distribusi temperatur pada pipa sampai daerah subcooled
z T
f
[ C]
Z [m]
fo
h [Wm
2 0
C]
w
T [ C]
30 0,0000
1944,56 544,25
50 0,7565
2314,74 482,01
70 1,5166
2660,55 445,86
90 2,2835
2979,54 425,62
110 3,0614
3282,23 414,67
130 3,8557
3563,24 410,64
150 4,6746
3810,35 412,44
170 5,5296
4016,81 418,95
190 6,4354
4192,40 428,53
210 7,4092
4341,62 440,33
226 8,2561
4442,00 451,12
Dari data diatas, karena temperatur fluida pada dinding pipa
w
T melewati temperatur saturasi, maka akan timbul gelembung-gelembung Nucleat boiling di
dinding pipa. Posisi timbulnya gelembung-gelembung ini pada pipa
NB
z dapat
dihitung dengan persamaan 2-15. dan posisi saat gelembung mengalami perkembangan penuh Fully Development Boilling pada pipa
FDB
z dengan
persamaan 2-8.
−
∆ +
∆ =
fo ONB
SAT i
SUB pf
NB
h T
T D
c G
z 1
4
1
φ
4
_ fi
FDB f
pf FDB
T T
D c
G z
− =
φ Dimana :
i SUB
T ∆
= Beda temperatur saturasi dan temperatur fluida saat masuk pipa sisi ruang bakar =
fi SAT
T T
−
ONB SAT
T ∆
= Beda temperatur dinding saat terjadi nucleat boiling dengan temperatur saturasi
fo
h
= Koefisien perpindahan panas konveksi pada saat Tw=T
SAT
=226 C
1
φ = Flux panas pada pipa sisi ruang bakar =1 000 000 [Wm
2
]
82
FDB f
T
_
= Temperatur fluida saat gelembung mengalami perkembangan penuh
fi
T = Temperatur fluida masuk ke pipa sisi ruang bakar
pf
c
= Spesifik panas fluida [Jkg C]. dievalusi pada temperatur
fluida
D
= Diameter pipa sisi ruang bakar = 0.0762 m
G
= Kecepatan massa pada pipa sisi ruang bakar = 474.887 [kgm
2
s] Pada tabel 4-11 diatas, temperatur fluida
f
T
saat temperatur fluida pada dinding pipa
w
T sama dengan temperatur saturasi 226 C terletak pada Tw=544.25
C, karena temperatur fluida saat masuk ke pipa langsung mengalami Nucleat boiling
:
Tabel 4.12 Hasil perhitungan posisi nucleat boiling
z T
f
[ C]
Z [m]
fo
h
[Wm
2 0
C]
w
T [ C]
30 0.0000
1944.56 544.25
maka dapat dihitung koefisien perpindahan panas konveksi
fo
h pada saat Tw=T
SAT
=226 C. Dimana data fluida untuk
C T
f
30 =
adalah dari tabel saturasi uap
f
k
= 0.618 [Wm C],
Pr
=5.4,
f
µ =798.3x10
-6
[Nsm
2
] dan bilangan Reynold adalah :.
45329.31 10
798.3 0762
. 887
. 474
Re
6
= ×
× =
=
− f
GD µ
Maka aliran adalah turbulen sehingga :
C Wm
1944.56 0762
. 618
. 4
. 5
45329.31 023
. Pr
Re 023
.
2 4
. 8
. 4
. 8
.
= ×
× =
=
fo fo
f fo
h h
D k
h
Maka didapatkan harga
ONB SAT
T ∆
dihitung dengan persamaan berikut ini :
62 25
. _
25
p ONB
SCB ONB
SAT
e T
−
= ∆
φ Dimana :
83
1 _
φ φ
SAT w
SUB NB
SUB SAT
w SUB
ONB SCB
T T
T z
T T
T T
= ∆
∆ −
= ∆
=
SAT w
T T
SUB
T
=
∆
=
196 30
226 =
− =
−
f SAT
T T
NB SUB
z T
∆ =
× −
− −
25 .
6 62
26
10 25
φ φ
e h
fo
=
× −
− −
25 .
6 62
26
10 000
000 1
25 1944.56
000 000
1 e
NB SUB
z T
∆ =
497.81
C
Karena
NB SUB
z T
∆
SAT w
T T
SUB
T
=
∆
, maka gelembung-gelembung langsung muncul pada sisi masuk pipa atau
] [
0 m z
NB
= yaitu pada
C T
NB f
30 =
dan
w
T adalah :
C T
e T
T T
w SAT
SAT w
62 26
25 .
6
44 .
242 44
. 16
226 10
1000000 25
226 =
+ =
× +
= ∆
+ =
− −
Gelembung-gelmbung pada dinding pipa akan berkembang penuh, harga
FDB SAT
T ∆
dihitung dengan persamaan berikut ini :
62 25
. _
25
p FDB
SCB FDB
SAT
e T
−
= ∆
φ Dimana :
1 _
φ φ
SAT w
SUB FDB
SUB SAT
w SUB
FDB SCB
T T
T z
T T
T T
= ∆
− =
∆ =
SAT w
T T
SUB
T
=
∆
=
196 30
226 =
− =
−
f SAT
T T
FDB SUB
z T
∆ =
× −
− −
25 .
6 62
26
4 .
1 10
25 4
. 1
φ φ
e h
fo
=
× −
×
− −
25 .
6 62
26
4 .
1 10
000 000
1 25
1944.56 4
. 1
000 000
1 e
FDB SUB
z T
∆ = 352.21
C
84 Karena
FDB SUB
z T
∆
SAT w
T T
SUB
T
=
∆
maka gelembung langsung berkembang penuh setelah masuk ke pipa.
Setelah gelembung berkembang penuh temperatur pada dinding pipa akan konstan sampai mencapai dryoutDNB. Beda temperatur ini dengan temperatur saturasi
dihitung dengan :
C T
e e
T
SAT p
SAT 62
26 6
62 25
. 1
44 .
16 10
1000000 25
25 =
∆ ×
× ×
= =
∆
− −
−
φ
Maka temperatur dinding setelah kenaikan temperatur pada dinding pipa dan setelah mengalami perkembangan penuh sampai ke posisi dryout DNB adalah
44 .
242 44
. 16
226 =
+ =
∆ +
=
W SAT
SAT W
T T
T T
Sehingga didapatkan harga pada tabel 4.13 berikut ini :
Tabel 4.13 Hasil perhitungan distribusi temperatur pada pipa pada daerah subcooled
z T
f
[ C]
Z [m]
fo
h
[Wm
2 0
C]
w
T [ C]
30 0,0000
1944,56 242.44
50 0,7565
2314,74 242.44
70 1,5166
2660,55 242.44
90 2,2835
2979,54 242.44
110 3,0614
3282,23 242.44
130 3,8557
3563,24 242.44
150 4,6746
3810,35 242.44
170 5,5296
4016,81 242.44
190 6,4354
4192,40 242.44
210 7,4092
4341,62 242.44
226 8,2561
4442,00 242.44
b. Distribusi temperatur pada daerah postdryout
