TUGAS SARJANA TURBIN UAP

Transkripsi

1 TUGAS SARJANA TURBIN UAP PERANCANGAN TURBIN UAP TYPE IMPULS PENGGERAK GENERATOR DENGAN SATU TINGKAT EKSTARKSI, DAYA GENERATOR 0 MW ; PUTARAN POROS TURBIN 5700 RPM OLEH : RIYALDI UNIVERSITAS SUMATERA UTARA FAKULTAS TEKNIK DEPARTEMEN TEKNIK MESIN MEDAN 008 Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

2 KATA PENGANTAR Puji dan syukur dipanjatkan kepada Allah SWT berkat rahmat dan nikmat- Nya sehingga penulis dapat menyelesaikan tugas sarjana ini. Tugas sarjana ini merupakan salah satu syarat untuk memperoleh gelar sarjana di Departemen Teknik Mesin Fakultas Teknik Universitas Sumatera Utara. Adapun tugas sarjana ini mengambil bidang Turbin Uap dengan judul Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator, Type Impuls Dengan Satu Tingkat Ekstraksi, Dengan Daya Nominal Generator 0 MW; Putaran 5700 Rpm. Dalam kesempatan ini penulis mengucapkan banyak terima kasih kepada :. Kedua orang tuaku tercinta, untuk segala cinta dan kasih sayangnya serta pengorbanan yang tidak terkira yang telah diterima.. Bapak Ir. H.A.Halim Nasution,M.Sc. selaku dosen pembimbing yang telah meluangkan waktu, pemikiran dan memberikan nasehat kepada penulis dalam menyelesaikan tugas sarjana ini. 3. Bapak Dr.Ing.Ir.Ikhwansyah Isranuri dan Tulus Burhanuddin,ST, MT, selaku ketua dan sekretaris Departemen Teknik Mesin USU. 4. Bapak Ir.Mulfi Hazwi,M.Sc. selaku dosen pembanding. 5. Bapak Tulus Burhanuddin Sitorus, ST, MT selaku dosen pembanding. 6. Bapak/ Ibu Staff pengajar dan Pegawai Departemen Teknik Mesin USU. 7. Pimpinan dan karyawan PT.Multimas Nabati Asahan atas kesempatan yang diberikan kepada penulis untuk melakukan survey dalam pengambilan data sebagai bahan dalam pengerjaan tugas sarjana ini. Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

3 8. Teman teman Teknik Mesin, terutama stambuk 0, Refky, Khairul, Jupri, Ilham, Nouval, Lilik, Herryawan, Darma, Rahman, Muhammad, Firman dan seluruh teman-teman stambuk 00 lainnya, serta temanteman stambuk 003 (Wisnu, Zaldi, Nanda, Roby, Rahmat), atas motivasi dan bantuannya dalam mengerjakan tugas sarjana ini. Penulis menyadari bahwa tugas sarjana ini masih jauh dari sempurna, untuk itu penulis mengharapkan saran yang membangun untuk kesempurnaan tugas sarjana ini, akhir kata penulis mengucapkan banyak terima kasih. Medan, Desember 008. Penulis, RIYALDI ( ) Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

4 DAFTAR ISI SPESIFIKASI TUGAS KARTU BIMBINGAN KATA PENGANTAR... i DAFTAR ISI... iii DAFTAR SIMBOL... v DAFTAR TABEL... ix DAFTAR GAMBAR... x BAB I. PENDAHULUAN.. Latar Belakang..... Tujuan Perencanaan Batasan Masalah Metodologi Penulisan... BAB II. TINJAUAN PUSTAKA..Pandangan Umum tentang Turbin Uap Analisa Termodinamika Modifikasi Siklus Rankine Pada PLTU Klasifikasi Turbin Uap... 8 Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

5 .5.Analisa Kecepatan Aliran Uap Kerugian Kalor Pada Turbin Uap Kerugian-kerugian Dalam Kerugian-kerugian Luar Effisiensi Pada Turbin... 3 BAB III. PEMBAHASAN MATERI 3..Pemilihan Jenis Turbin Perhitungan Penurunan Kalor Pada Turbin Perhitungan Tekanan Dan Temperatur Ekstraksi Perancangan Turbin Tingkat Pengaturan Penurunan Kalor Dari Tingkat Pengaturan Sampai Tingkat Ekstraksi Kelompok Turbin Tingkat Ekstraksi Sampai Tingkat Terakhir Pengecekan Hasil Perhitungan Penurunan Kalor Keseluruhan BAB IV. PERHITUNGAN UKURAN UTAMA TURBIN 4.. Perhitungan Ukuran Poros Perhitungan Ukuran Nozel Dan Sudu Gerak Tinggi Nozel Dan Sudu Gerak Lebar Sudu Gerak Jarak Bagi Antara Sudu Gerak Jumlah Sudu Nozel Dan Sudu Gerak Tingkat... 6 Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

6 4.3. Kekuatan Sudu Pemeriksaan Kekuatan Sudu Terhadap Getaran Pembahasan Perhitungan Ukuran Cakram Perhitungan Putaran Kritis Bantalan Dan Pelumasan Rumah Turbin BAB V. PENGATURAN TURBIN 5.. Konsep Dasar Sistem Pengaturan... 9 BAB VI. KESIMPULAN 6.. Spesifikasi Turbin Uap Dimensi Bagian Utama Turbin DAFTAR PUSTAKA LAMPIRAN Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

7 DAFTAR SIMBOL Notasi Arti satuan A 0 Titik perpotongan antara tekanan uap masuk dengan - temperatur uap masuk A 0 Titik perpotongan antara penurunan tekanan uap masuk - akibat katup pengatur dengan entalpi konstan A t Titik perpotongan garis vertikal kebawah dari titik A 0 - dengan tekanan uap buang A t Titik perpotongan garis vertikal kebawah dari titik A 0 - dengan tekanan uap buang a Lebar penampang setiap nozel mm b Lebar sudu mm C Kapasitas termal rata-rata minyak pelumas kkal/kgºc C Kecepatan uap aktual pada sisi keluar nosel m/det C Kecepatan mutlak uap masuk pada sudu baris kedua m/det C Kecepatan uap mutlak keluar sudu gerak baris pertama m/det C Kecepatan uap mutlak keluar sudu gerak baris kedua m/det C t Kecepatan uap teoritis pada sisi keluar nosel m/det C u C u Kecepatan mutlak radial uap keluar sudu gerak baris m/det pertama Kecepatan mutlak radial uap keluar sudu gerak baris m/det kedua d Diameter roda cakram diukur pada diameter rata-rata sudu mm D Diameter dalam silinder mm d p Diameter poros mm f G G eks Luas penampang pada sisi keluar nosel Massa alir uap melalui turbin setelah ekstraksi Massa alir uap ekstraksi m kg/det kg/det G kebocoran Kebocoran uap melalui perapat labirin kg/det Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

8 G o Massa aliran uap total melalui turbin kg/det h b Kerugian kalor pada sudu gerak baris pertama kj/kg h b Kerugian kalor pada sudu gerak baris kedua kj/kg h e Kerugian kalor akibat kecepatan keluar kj/kg h gb Kerugian kalor pada sudu pengarah kj/kg h n Kerugian kalor pada nosel kj/kg H o Penurunan kalor teoritis sebelum katup pengatur kj/kg H o Penurunan kalor teoritis setelah katup pengatur kj/kg H i Penurunan kalor yang dimanfaatkan pada turbin kj/kg i o Kandungan kalor uap pada sisi masuk turbin kj/kg i it Kandungan uap ideal keluar turbin kj/kg i it Kandungan kalor uap akibat katup pengatur kj/kg I Momen inersia mm 4 l Tinggi nosel mm l Tinggi sisi masuk sudu gerak baris pertama mm l Tinggi sisi keluar sudu gerak baris pertama mm l Tinggi sisi masuk sudu gerak baris kedua mm l Tinggi sisi keluar sudu gerak baris kedua mm l gb Tinggi sisi masuk sudu pengarah mm l gb Tinggi sisi keluar sudu pengarah mm W ct Berat cakram total kg W p Berat poros kg M t M x Momen torsi kg.cm Momen lengkung kg.cm n Putaran poros turbin rpm N i Daya dalam turbin kw N o Daya ideal turbin kw N e Daya efektif turbin kw N gea Daya gesek dan ventilasi cakram kw P a Gaya akibat perbedaan tekan uap masuk dan keluar kg P a Gaya akibat momentum uap yang mengalir kg Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

9 P kr Tekanan kritis bar P o Tekanan uap awal turbin bar P o Tekanan uap sebelum nosel bar P u Gaya akibat rotasi sudu kg P Tekanan uap masuk sudu gerak bar P Tekanan uap keluar turbin bar Q r Kalor yang timbul pada bantalan kkal/kg R Jari-jari kelengkungan sudu gerak baris pertama mm R Jari-jari kelengkungan sudu gerak baris kedua mm R p Jari-jari kelengkungan sudu pengarah mm r s Jari-jari rata-rata plat penguat sudu mm r Jari-jari cakram mm t p Jarak bagi sudu pengarah mm t Jarak bagi sudu gerak baris pertama mm t Jarak bagi sudu gerak baris kedua mm u Kecepatan tangensial sudu m/det W y Momen perlawanan terkecil sudu cm 3 w Kecepatan uap relatif masuk sudu gerak baris pertama m/det w Kecepatan uap relatif keluar sudu gerak baris pertama m/det w Kecepatan uap relatif masuk sudu gerak baris kedua m/det w Kecepatan uap relatif keluar sudu gerak baris kedua m/det z Jumlah sudu gerak baris pertama - z Jumlah sudu gerak baris kedua - z p Jumlah sudu pengarah - Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

10 DAFTAR TABEL Tabel 4.. Tegangan-tegangan tangensial pada cakram konis Tabel 4.. Tegangan-tegangan radial pada cakram konis Tabel 4.3. Tegangan-tegangan radial pada hub Tabel 4.4. Tegangan-tegangan tangensial pada hub Tabel 4.5. Ruang bebas yang diperbolehkan untuk bantalan luncur Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

11 DAFTAR GAMBAR Gambar.. Diagram alir siklus Rankine sederhana... 6 Gambar.. Diagram T-s siklus Rankine sederhana... 7 Gambar.3. Diagram alir siklus Rankine dengan satu tingkat ekstraksi... 8 Gambar.4. Diagram T-s siklus Rankine dengan satu tingkat ekstraksi... 9 Gambar.5. Turbin impuls tingkat tunggal dan diagram efisiensinya... Gambar.6. Turbin impuls tingkat tunggal dengan dua tingkat kecepatan dan diagram efisiensinya... Gambar.7. Penampang turbin impuls tiga tingkat tekanan... 3 Gambar.8. Penampang turbin reaksi dan digram efisiensinya... 4 Gambar.9. Variasi kecepatan uap pada sudu-sudu gerak turbin impuls... 6 Gambar.0. Proses ekspansi uap pada mekanisme pengatur beserta kerugian-kerugian akibat pencakikan... 9 Gambar.. Grafik untuk menentukan koefisien φ sebagai fungsi tinggi nosel... 0 Gambar.. Koefisien kecepatan ψ untuk sudu gerak turbin impuls untuk berbagai panjang dan profil sudu... Gambar.3. Celah kebocoran uap tingkat tekanan pada turbin impuls... 4 Gambar 3.. Diagram Mollier untuk proses penurunan kalor pada turbin... 9 Gambar 3.. Instalasi Pembangkit Tenaga Uap Gambar 3.3 Diagram Mollier untuk penurunan kalor dengan satu tingkat ekstraksi... 3 Gambar 3.4 Diagram T-s dengan satu tingkat ekstraksi... 3 Gambar 3.5 Diagram daya yang harus disuplai turbin uap ke generator Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

12 Gambar 3.6 Effisiensi Mekanis turbin Gambar 3.7 Effisiensi Generator Gambar 3.8 Segitiga kecepatan untuk turbin impuls dua tingkat kecepatan Gambar 3.9. Diagram I-s untuk tingkat pengaturan Gambar 3.0. Proses ekspansi uap pada setiap tingkat turbin Gambar 4.. Ukuran Nozel dan Sudu Gerak Gambar 4.. Gaya-gaya lentur pada Sudu Gambar 4.3. Penampang Cakram Kelepak Konis Gambar 4.4. Berbagai Koefisien untuk Cakram Konis Gambar 4.5. Pembebanan pada Poros Gambar 4.6. Bantalan Luncur Gambar 4.7. Kedudukan Poros Pada Bantalan pada Berbagai Kecepatan Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

13 BAB I PENDAHULUAN. Latar Belakang Kehidupan manusia yang terus berkembang dan semakin kompleks, mau tidak mau akan diikuti oleh kebutuhan energi yang semakin meningkat. Salah satu bentuk energi yang paling dibutuhkan manusia sekarang ini adalah energi listrik, manusia membutuhkan energi listrik untuk rumah tangga, industri, transportasi dan lainnya. Energi listrik yang besar dan kontinu 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 sebagai salah satu mesin konversi energi merupakan salah satu alternatif yang baik karena dapat menghasilkan energi listrik dengan daya yang cukup besar, dan efisiensi yang tinggi.. Tujuan Perencanaan Perencanaan ini dimaksudkan untuk merencanakan sebuah turbin uap penggerak generator listrik untuk memenuhi kebutuhan energi listrik dari suatu industri, dengan daya nominal generator 0 MW pada putaran 5700 rpm, tekanan uap masuk turbin 4 bar pada temperatur C. Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

14 .3 Batasan Masalah Adapun batasan masalah dari Tugas Sarjana ini adalah membahas tentang Turbin Uap penggerak generator listrik untuk suatu industri. Dimana daya yang dibangkitkan generator, tekanan dan temperatur uap masuk, serta putaran turbin diambil dari data- data hasil survey. Penentuan laju aliran massa uap, pemilihan jenis turbin, jumlah tingkat turbin, dan dimensi utama dari turbin ditentukan berdasarkan besarnya daya yang dihasilkan..4 Metodologi Penulisan Metode yang digunakan dalam penulisan Tugas Sarjana ini adalah sebagai berikut :.Survey lapangan, berupa peninjauan langsung ke tempat tujuan perencanaan yang dilakukan, dalam hal ini survey dilakukan pada PT.Multimas Nabati Asahan..Studi literature, berupa studi kepustakaan, kajia-kajian dari buku (teks book) dan tulisan yang terkait dengan perencanaan ini. 3.Diskusi, berupa tanya jawab dengan dosen pembimbing yang telah ditunjuk oleh Departemen Teknik Mesin,mengenai masalah-masalah yang timbul selama penyusunan Tugas Sarjana. Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

15 .5 Sistematika Penulisan Adapun sistematika penulisan dalam tugas sarjana ini adalah sebagai berikut : Bab I : Pendahuluan Bab ini menguraikan tentang latar belakang perencanaan, tujuan perencanaan, batasan masalah, metodologi penulisan, dan sistematika penulisan perencanaan. Bab II : Tinjauan Pustaka Bab ini menguraikan Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

16 BAB II TINJAUAN PUSTAKA.. Pandangan Umum Tentang Turbin Uap Turbin uap termasuk mesin tenaga dimana hasil konversi energinya dimanfaatkan mesin lain untuk menghasilkan daya. Di dalam turbin terjadi perubahan dari energi potensial uap menjadi energi kinetik yang kemudian diubah lagi menjadi energi mekanik pada poros turbin, selanjutnya energi mekanik diubah menjadi energi listrik pada generator. Energi mekanis yang dihasilkan dalam bentuk putaran poros turbin dapat secara langsung atau dengan bantuan roda gigi reduksi dihubungkan dengan mekanisme yang digerakkan. Turbin uap sudah sering digunakan sebagai penggerak mula pada PLTU, pompa, dan kompresor. Jika dibandingkan dengan penggerak generator listrik yang lain, turbin uap mempunyai kelebihan antara lain adalah penggunaan panas yang lebih baik, pengontrolan putaran yang lebih mudah, uap bekasnya dapat digunakan kembali atau untuk proses, serta investasi awal yang tidak begitu besar. Siklus yang terjadi pada turbin uap adalah siklus Rankine, yaitu berupa siklus tertutup, dimana uap bekas dari turbin dimanfaatkan lagi dengan cara mendinginkannya pada kondensor, kemudian dialirkan lagi ke pompa dan seterusnya sehingga merupakan suatu siklus tertutup. Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

17 .. Analisa Termodinamika Turbin uap bersama-sama dengan ketel uap, pompa dan kondensor, dipadukan untuk membentuk suatu siklus daya uap atau siklus rankine. Siklus ini menggunakan fluida dalam dua fasa yaitu cairan dan uap. Siklus turbin uap adalah siklus Rankine, yang terdiri dari dua jenis siklus yaitu : Siklus terbuka, dimana sisa uap dari turbin langsung dipakai untuk keperluan proses. Siklus tertutup, dimana uap bekas dari turbin dimanfaatkan lagi dengan cara mendinginkannya pada kondensor, kemudian dialirkan kembali kepompa dan seterusnya sehingga merupakan suatu siklus tertutup. Diagram alir siklus Rankine sederhana dapat dilihat sebagai berikut: 3 q in W turbin TURBIN BOILER V 4 q out KONDENSER W pompa P. Gambar.. Diagram alir Siklus Rankin sederhana (Sumber : Lit 5, hal 55) Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

18 T Q in v 3 W turbin W pompa Q out v 4 s Gambar.. Diagram T-s siklus Rankine sederhana (Sumber : Lit 5, hal 55) Proses termodinamika dalam siklus ini (Gambar. dan.) dapat diterangkan sebagai berikut, yaitu: air dipompakan sehingga mencapai tekanan kerja ketel pada titik, kemudian pada ketel uap diberikan kalor pada tekanan konstan terhadap fluida sehingga mencapai keadaan titik 3, uap yang terjadi kemudian diekspansikan pada turbin sehingga mencapai titik 4, uap bekas dari turbin dikondensasikan di kondensor pada tekanan konstan sampai keadaan cair jenuh (titik ) yang selanjutnya dipompakan kembali untuk air pengisian ketel. Maka analisa pada masing-masing proses pada siklus untuk tiap satusatuan massa dapat ditulis sebagai berikut: ) Kerja pompa (W P ) = h h = ν (P P ) ) Penambahan kalor pada ketel (Q in ) = h 3 h 3) Kerja turbin (W T ) = h 3 h 4 Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

19 4) Kalor yang dilepaskan dalam kondensor (Q out ) = h 4 h 5) Efisiensi termal siklus η th W = Q net in WT W = Q in P η th th = c η = ( h h ) ( h h ) p 3 4 h 3 h ( T T ) c ( T T ) 3 c 4 p p ( T3 T ) T4 η th = T 3 T T.3. Modifikasi Siklus Rankine pada PLTU Modifikasi siklus Rankine bertujuan untuk meningkatkan efisiensi siklus dalam hal ini dibuat ekstraksi uap untuk memanaskan air pengisian ketel, sehingga kerja ketel berkurang dan kebutuhan bahan bakar juga berkurang. Pada prakteknya turbin uap dengan tekanan awal yang tinggi biasa dibuat dengan ekstraksi yang biasanya berjumlah 5 sampai 7 tingkat ekstraksi. Untuk turbin dengan parameter uap kritis panas lanjut, jumlah ekstraksi dapat mencapai sebanyak 8 sampai 9. Uap yang di ekstraksi dari tingkat-tingkat menengah biasanya dimanfaatkan pada pemanas air pengisian ketel. Untuk turbin uap tekanan menengah jumlah ekstraksi dibatasi hanya sampai 4 (lit. hal 34). Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

20 berikut : Salah satu modifikasi dari siklus Rankine dapat dilihat pada gambar 5 BOILER TURBIN 4 DEAERATOR 6 7 V P 3 KONDENSER P Gambar.3. Diagram alir siklus Rankine dengan satu tingkat ekstraksi (Sumber : Lit 5, hal 530). Uap panas lanjut dari ketel memasuki turbin, setelah melalui beberapa tingkatan sudu turbin, sebagian uap diekstraksikan ke deaerator, sedangkan sisanya masuk ke kondensor dan dikondensasikan di kondensor. Selanjutnya air dari kondensor dipompakan ke deaerator juga. Di dalam deaerator, uap yang berasal dari turbin yang berupa uap basah bercampur dengan air yang berasal dari kondensor. Kemudian dari deaerator dipompakan kembali ke ketel, dari ketel ini air yang sudah menjadi uap kering dialirkan kembali turbin. Tujuan uap diekstraksikan ke deaerator adalah untuk membuang gas-gas yang tidak terkondensasi sehingga pemanasan pada ketel dapat berlangsung efektif, mencegah korosi pada ketel, dan meningkatkan efisiensi siklus. Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

21 Untuk mempermudah penganalisaan siklus termodinamika ini, proses-proses tersebut di atas dapat disederhanakan dalam bentuk diagram berikut : T 4 3 v 5 6 v 7 s. Gambar.4. Diagram T-s siklus Rankine dengan satu tingkat ekstraksi (Sumber : Lit 5, hal 530).4. Klasifikasi Turbin Uap Ada beberapa cara untuk mengklasifikasikan turbin uap, yaitu: ) Berdasarkan arah aliran uapnya a) Turbin aksial, yaitu turbin dengan arah aliran uap sejajar dengan sumbu poros. b) Turbin radial, yaitu turbin dengan arah aliran uap tegak lurus terhadap sumbu poros. Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

22 ) Berdasarkan prinsip kerjanya. a) Turbin aksi (impuls), yaitu turbin yang perputaran sudu-sudu geraknya karena dorongan dari uap yang telah dinaikkan kecepatannya oleh nozel. Yang termasuk turbin aksi (impuls), adalah :. Turbin Uap De-Laval Turbin uap De-Laval adalah turbin uap yang bekerja dengan prinsip impuls aksi dengan aliran aksial, satu tingkat tekanan dan satu tingkat kecepatan. Turbin uap ini memiliki satu susunan sudu gerak sehingga seluruh droping energi (energi jatuh) potensial uap akan dikonversikan oleh sudu-sudu gerak. Putaran yang dihasilkan turbin uap ini sangat besar dan daya yang dihasilkan maksimum.500 kw, sehingga turbin ini biasanya digunakan untuk kapasitas generator yang kecil. Keuntungan turbin uap ini adalah konstruksinya yang sederhana sehingga ongkos pembuatannya murah serta perakitannya pun mudah. Kerugian utama dari turbin uap ini adalah kapasitasnya yang kecil, efisiensi yang rendah, dan putarannya yang terlalu tinggi sehingga memerlukan transmisi roda gigi yang besar untuk mendapatkan putaran yang dibutuhkan untuk menggerakkan generator listrik atau mesin-mesin lainnya. Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

23 Keterangan gambar :. Poros. Cakram 3. Sudu gerak 4. Nozel 5. Stator 6. Pipa buang Gambar.5. Turbin impuls tingkat tunggal dan diagram efisiensinya. (Sumber : Lit., hal 75). Turbin Uap Curtis Turbin uap Curtis adalah turbin uap yang bekerja dengan prinsip impuls aksi dengan aliran aksial, sistem tingkat tekanan tunggal dan lebih dari satu tingkat kecepatan. Turbin uap ini memiliki putaran yang lebih rendah dari turbin uap De-Laval dan daya yang dihasilkan dapat mencapai kw, sehingga turbin uap ini dapat dipakai untuk kapasitas generator yang sedang. Dalam turbin uap Curtis ini, uap hanya diekspansikan pada nozel (sudu tetap yang pertama) dan selanjutnya tekanan konstan sedangkan dalam baris sudu gerak tidak terjadi ekspansi. Meskipun demikian, dalam kenyataannya penurunan Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

24 tekanan yang kecil di dalam sudu gerak tidak dapat dihindarkan berhubung adanya gesekan, aliran turbulen dan kerugian lainnya. Keunggulan jenis turbin uap ini adalah konstruksinya sederhana, mudah dioperasikan namun efisiensinya rendah. Keterangan gambar :. Poros. Cakram 3. Baris pertama sudu gerak 4. Nozel 5. Stator 6. Baris kedua sudu gerak 7. Sudu pengarah. Gambar.6. Turbin impuls tingkat tunggal dengan dua tingkat kecepatan dan diagram efisiensinya. (Sumber : Lit., hal 80) 3. Turbin Uap Zoelly/Rateau Turbin uap Zoelly/Rateau adalah turbin uap yang bekerja dengan prinsip impuls aksi dengan sistem tekanan bertingkat. Tekanan uap turun secara bertahap Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

25 di dalam baris sudu tetap saja, sedangkan di dalam baris sudu gerak tidak terjadi penurunan tekanan. Daya yang dihasilkan adalah daya yang besar pada putaran rendah. Sehingga turbin uap ini cocok dipakai sebagai penggerak daya generator yang besar. Keuntungan turbin ini adalah efisiensinya yang tinggi, tetapi biaya konstruksinya mahal. Dengan demikian konstruksinya lebih rumit dari turbin uap satu tingkat tekanan. Keterengan gambar : dan 6. Ruang-ruang uap segar dan uap buang dan 4. Nozel 3 dan 5. Sudu gerak 7. Diafragma Gambar.7. Penampang turbin impuls tiga tingkat tekanan (Sumber : Lit., hal 89) 4. Turbin Uap Parson Turbin uap Parson bekerja dengan prinsip reaksi dengan aliran aksial. Turbin uap ini umumnya bertingkat dan untuk kapasitas yang besar dengan Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

26 putaran yang rendah. Pada turbin uap ini, uap mengalami ekspansi baik pada sudu pengarah maupun pada sudu gerak sehingga mengarahkan dorongan pada sudu dalam arah aksial. Walaupun konversi energi terjadi pada ke dua tipe sudu tersebut, namun yang menghasilkan daya tangensial reaksi hanyalah sudu-sudu gerak saja, maka turbin uap Parson dinamakan juga sebagai turbin uap semi-reaksi. Keuntungan dari turbin uap ini adalah efisiensinya lebih baik dari turbin uap Zolley, akan tetapi sistem pengaturnnya lebih rumit dan biaya konstruksinya lebih mahal jika dibandingkan dengan turbin uap De-Laval, Curtis, dan Zoelly. Gambar.8. Penampang turbin reaksi dan diagram efisiensinya. (Sumber : Lit., hal 07) b) Turbin reaksi, yaitu turbin yang perputaran sudu-sudu geraknya karena gaya reaksi sudu-sudu itu sendiri terhadap aliran uap yang melewatinya. 3) Berdasarkan kondisi uap yang meninggalkannya Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

27 a) Turbin tekanan lawan (back pressure turbine), yaitu turbin yang tekanan uap bekasnya berada di atas tekanan atmosfir dan digunakan untuk keperluan proses. b) Turbin kondensasi langsung, yaitu turbin yang uap bekasnya dikondensasikan langsung dalam kondensor untuk mendapatkan air kondensor pengisian ketel. c) Turbin ekstraksi dengan tekanan lawan, yaitu turbin yang sebagian uap bekasnya dicerat (diekstraksi) dan sebagian lagi digunakan untuk keperluan proses. d) Turbin ekstraksi dengan kondensasi, yaitu turbin yang sebagian uap bekasnya di cerat (diekstraksi) sebagian lagi dikondensasikan dalam kondensor untuk mendapatkan air kondensat pengisian ketel. e) Turbin non kondensasi dengan aliran langsung, yaitu turbin yang uap bekasnya langsung dibuang ke udara. f) Turbin non kondensasi dengan ekstraksi, yaitu turbin yang sebagian uap bekasnya dicerat (diekstraksi) dan sebagian lagi dibuang ke udara. 4) Berdasarkan tekanan uapnya a) Turbin tekanan rendah, yaitu turbin dengan tekanan uap masuk hingga ata. b) Turbin tekanan menengah, yaitu turbin dengan tekanan uap masuk hingga 40 ata. c) Turbin tekanan tinggi, yaitu turbin dengan tekanan uap masuk hingga diatas 40 ata. Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

28 d) Turbin tekanan sangat tinggi, yaitu turbin dengan tekanan uap masuk di atas 70 ata. e) Turbin tekanan super kritis, yaitu turbin dengan tekanan uap masuk di atas 5 ata. Dalam merencanakan suatu turbin uap, dibutuhkan kecermatan dalam penentuan jenis turbin uap agar dapat menghasilkan daya yang diinginkan dengan tidak mengalami kerugian-kerugian yang besar. Penentuan jenis turbin uap ini sangat penting, bukan hanya dari faktor teknisnya saja, tetapi juga faktor ekonomisnya, sehingga perlu diambil beberapa jenis turbin uap sebagai perbandingan terhadap turbin uap yang akan direncanakan..5. Analisa Kecepatan Aliran Uap Analisa kecepatan aliran uap yang melewati suatu sudu dapat digambarkan sebagai berikut : Gambar.9. Variasi kecepatan uap pada sudu-sudu gerak turbin impuls. (Sumber : Lit., hal 33). Kecepatan aktual keluar dari nozel (C ) adalah : C = 9,5ϕ H ' (m/det).lit., hal 80 o Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

29 dimana : H o = besar jatuh kalor (entalphi drop) ϕ = koefisien gesek pada dinding nosel (0,9 s/d 0,98). Kecepatan uap keluar teoritis (C t ) C C t = (m/det)...lit., hal 4 ϕ 3. Kecepatan tangensial sudu (U) U. d. n = π (m/det)..lit., hal dimana : d = diameter pada turbin (m) n = putaran poros turbin (rpm) 4. Kecepatan uap memasuki sudu gerak pertama (w ) w C + U UC cos = α (m/det)..lit., hal Kecepatan mutlak radial uap keluar sudu gerak baris pertama (C u ) C u = C (m/det)..lit., hal 76 cosα 6. Kecepatan mutlak radial uap keluar sudu gerak baris kedua (C u ) C u = C (m/det)..lit., hal 76 cosα 7. Sudut relatif masuk sudu gerak baris pertama (β ) sin C sinα β =...Lit., hal 34 w 8. Sudut relatif uap sudu keluar sudu gerak pertama (β ) β = β (3 5 )...Lit., hal Kecepatan relatif uap keluar sudu gerak pertama (w ) w = ψ (m/det)...lit., hal 34.w Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

30 0. Kecepatan mutlak uap keluar sudu gerak pertama (C ) C w + U. U. w. cos = β (m/det)...lit., hal 34. Kecepatan mutlak uap masuk sudu gerak kedua ( C ) C = ψ C (m/det)...lit., hal 85 ' gb.,.6. Kerugian Kalor pada turbin uap.6.. Kerugian-kerugian dalam (Internal losses). Kerugian kalor pada katup pengatur Aliran uap melalui katup-katup penutup dan pengatur disertai oleh kerugian energi akibat proses pencekikan (throtling), kerugian inilah yang disebut dengan kerugian pada kaup pengatur. Jika tekanan up masuk adalah (P 0 ) maka akan terjadi penurunan tekanan menjadi tekanan awal masuk turbin (P 0 ). Penurunan tekanan awal ( P0 diperkirakan sebesar (3-5) % dari P 0 (lit. hal 60). Dimana P = P 0 -P 0, pada perencanaan ini diambil kerugian katup sebesar tekanan 5 % dari tekanan masuk turbin atau dapat dituliskan : P = 5 %.P 0...Lit., hal 60 Kerugian energi ini terjadi pada katup pengatur ditentukan dengan : H = H 0 H 0 '...Lit., hal 59 dimana : Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

31 H 0 = nilai penurunan kalor total turbin H 0 = nilai penurunan kalor setelah mengalami proses penurunan tekanan akibat pengaturan melalui katup pengatur dan katup penutup yang ditetapkan sebesar 3 5% dari P o. Jadi tujuan perencanaan kerugian tekanan yaitu sebesar P = 5%P o. Kerugian-kerugian yang terjadi pada katup pengatur dapat dilihat pada gambar di bawah ini : H i = penurunan kalor yang dimanfaatkan dalam turbin. Keterangan gambar : h n = kerugian pada nosel h b = kerugian pada sudu gerak h c = kerugian akibat kecepatan keluar P 0 = tekanan uap masuk turbin P 0 = tekanan uap sebelum masuk nosel P = tekanan keluar turbin H 0 = penurunan kalor H 0 = penurunan kalor teoritis Riyaldi : Perancangan Turbin Uap Type Impuls Penggerak Generator Dengan Satu Tingkat Ekstarksi, Daya Generator 0 Mw ; Putaran Poros Turbin 5700 Rpm, 008. USU Repository 009

32 Gambar.0. Proses ekspansi uap melalui mekanisme pengatur beserta kerugiankerugian akibat pencakikan. (Sumber :Lit., hal 60). Kerugian Kalor Pada Nozel (h n ) Kerugian energi pada nosel disebabkan oleh adanya gesekan uap pada dinding nozel, turbulensi, dan lain-lain. Kerugian energi pada nosel ini dicakup oleh koefisien kecepan nozel (φ) yang sangat tergantung pada tinggi nozel. Kerugian energi kalor pada nozel dalam bentuk kalor : h n = C t - C 00 ( kj / kg). Lit., hal 5 dimana: C t = Kecepatan uap masuk teoritis (m/det) C = ϕ.c t = Kecepatan uap masuk mutlak (m/det) h n = Besar kerugian pada nozel (kj/kg) Untuk tujuan perancangan, nilai-nilai koefisien kecepatan nozel dapat diambil dari grafik yang ditunjukkan pada gambar dibawah ini: Gambar.. Grafik untuk Menentukan Koefisien ϕ sebagai Fungsi Tinggi Nozel. (Sumber : Lit., hal 6)

33 3. Kerugian Kalor Pada Sudu-sudu Gerak Kerugian pada sudu gerak dipengaruhi oleh beberapa faktor yaitu : Kerugian akibat tolakan pada ujung belakang sudu Kerugian akibat tubrukan Kerugian akibat kebocoran uap melalui ruang melingkar Kerugian akibat gesekan Kerugian akibat pembelokan semburan pada sudu Semua kerugian di atas dapat disimpulkan sebagai koefisien kecepata sudu gerak (ψ). Akibat koefisien ini maka kecepatan relatif uap keluar dari sudu w lebih kecil dari kecepatan relatif uap masuk sudu w. Kerugian pada sudu gerak pertama h b = w - w 00 (kj/kg).lit., hal 85 Kerugian pada sudu gerak baris kedua ' " w h b dimana : w = kecepatan relatif uap masuk sudu gerak I w = kecepatan relatif uap keluar sudu gerak I w = kecepatan relatif uap masuk sudu gerak II w = kecepatan relatif uap keluar sudu gerak II w ' = (kj/kg).lit., hal 86 00

34 di bawah ini : Untuk keperluan rancangan maka harga faktor ψ dapat diambil dari grafik Gambar.. Koefisien kecepatan ψ untuk sudu gerak turbin impuls untuk berbagai panjang dan profil sudu. (Sumber : Lit., hal 6) 4. Kerugian Kalor Akibat Kecepatan Keluar Uap meninggalkan sisi keluar sudu gerak dengan kecepatan mutlak C, sehingga kerugian energi kinetik akibat kecepatan uap keluar C untuk tiap kg uap dapat ditentukan sama dengan C / kjl/kg. Jadi sama dengan kehilangan energi sebesar : C h c = 00 (kj/kg)..lit., hal Kerugian Kalor Pada Sudu Pengarah h gb C C = (kj/kg)..lit., hal Kerugian Kalor Akibat Gesekan Cakram dan Ventilasi Kerugian gesekan terjadi diantara cakram turbin yang berputar dan uap yang menyelubunginya. Cakram yang berputar itu menarik partikel-partikel yang ada di dekat permukaannya dan memberi gaya-gaya searah dengan putaran.

35 Sejumlah kerja mekanis digunakan untuk mengatasi pengaruh gesekan dan pemberian kecepatan ini. Kerja yang digunakan untuk melawan gesekan dan percepata-percepatan partikel uap ini pun akan dikonversikan menjadi kalor, jadi akan memperbesar kandungan kalor uap. Kerugian akibat gesekan cakram dan ventilasi dalam satuan kalor dapat ditentukan dari persamaan berikut : N h = gca (kj/kg).lit., hal 64 gca G dimana : G N gca = massa aliran uap melalui tingkatan turbin (kg/det) = daya yang hilang dalam mengatasi gesekan dan ventilasi cakram Adapun penentuan daya gesek dan ventilasi cakram ini sering dilakukan dengan memakai rumus sebaai berikut : N gca = β 0. d. n l.ρ (kw).....lit., hal 64. dimana : β = koefisien yang sama dengan.06 untuk cakram baris ganda d = diameter cakram yang diubah pada diameter rata-rata sudu (m) n = putaran poros turbin (rpm) l = tinggi sudu (m) ρ = bobot spesifik uap di dalam mana cakram tersebut berputar, (kg/m 3 ) = v, dimana v = volume spesifik uap pada kondisi tersebut.

36 7. Kerugian akibat 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 cakramcakram adalah dalam keadaan diam sehingga selalu ada ruang bebas yang sempit antara cakram-cakram putar dan diafragma. Adanya perbedaan tekanan menyebabkan adanya kebocoran melalui celah ini, yang besarnya: h kebocoran = G kebocoran ( i0 - i ) (kj/kg)..lit., hal 64 G dimana G kebocoran ditentukan berdasarkan tekanan kritis P kr = 0,85 p ).Lit., hal 67 z +,5 Bila tekanan kritis lebih rendah dari p,maka kecepatan uap di dalam labirin adalah lebih rendah daripada kecepatan kritis dan massa alir kebocoran ditentukan dengan persamaan: G kebocoran = 00 f s g(p p ) (kg/det)...lit., hal 67 zp υ Sebaliknya,bila tekanan kritis lebih tinggi dari p, maka kecepatan uap adalah lebih tinggi dari kecepatan kritisnya dan massa lair kebocoran dihitung dengan : G kebocoran = 00 f s g p...lit., hal 67 z +.5 υ

37 Gambar.3. Celah kebocoran uap tingkat tekanan pada turbin impuls (Sumber : Lit., hal 65) 8. Kerugian Akibat Kebasahan Uap Dalam hal turbin kondensasi, beberapa tingkat yang terakhir biasanya beroperasi pada kondisi kondisi uap basah yang menyebabkan terbentuknya tetesan air. 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. h kebasahan = ( -x) h i...lit., hal 69 dimana : h i = penurunan kalor yang dimanfaatkan pada tingkat turbin dengan memperhitungkan semua kerugian kecuali kebasahan uap x = fraksi kekeringan rata- rata uap didalam tingkat yang dimaksud.6. Kerugian-kerugian Luar (External Losses)

38 Kerugian-kerugian ini merupakan kerugian yang bersifat mekanik, yaitu kerugian energi yang digunakan untuk mengatasi tahanan-tahanan mekanik atau gesekan yang tidak langsung mempengaruhi kondisi uap, seperti gesekan antara poros dengan bantalan, mekanisme pengatur, pompa minyak pelumas, serta kerugian karena kebocoran pada paking..7. Efisiensi Pada Turbin. Efisiensi relatif sudu Hubungan antara kerja satu kilogram uap L u pada keliling cakram yang mempunyai sudu-sudu gerak terhadap kerja teoritis yang dapat dilakukannya adalah : L A. L u u η u = =...Lit., hal 7 L0 i0 iu. Efisiensi internal Hubungan antara kerja yang bermanfaat yang dilakukan oleh sudu dengan kg uap pada tingkat atau di dalam turbin terhadap kerja teoritis yang tersedia adalah : L i i H i η...lit., hal 7 H i 0 0i = = = L0 i0 i t 0 3. Efisiensi termal Hubungan antara penurunan kalor adiabatik teoritis di dalam turbin dan kalor yang tersedia dari ketel adalah : 4. Efisiensi relatif efektif H 0 i0 i t η t = =...Lit., hal 7 i q i q 0 0

39 Hubungan antara efisiensi mekanis dengan efisiensi internal turbin adalah : η = η.η...lit., hal 7 re m 0i Daya dalam turbin dapat dituliskan sebagai berikut : Daya dalam turbin 47. G 0. H N i i = (kw)...lit., hal 7 0 Daya efektif yang dihasilkan pada turbin adalah : N ef η m. = N...Lit., hal 7 i Daya efektif turbin dapat juga diperoleh dari hubungan anatara daya yang dibangkitkan pada terminal generator N e dan effisiensi generator η g, yaitu : N e η g =...Lit., hal 7 N efektif

40 BAB III PEMBAHASAN MATERI 3.. Pemilihan Jenis Turbin Dalam Bab sebelumnya telah dijelaskan tinjauan termodinamika turbin uap dalam instalasi PLTU, jenis-jenis turbin uap dan pertimbangan kerugiankerugian yang akan terjadi dalam siklus yang akan mempengaruhi efisiensi dalam turbin uap tersebut. Turbin uap yang akan dirancang akan mempunyai daya nominal generator listrik 0 MW dan putaran 5700 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 nekatingkat dengan tingkat tekanan banyak dipakai di bidang industri sebagai penggerak mula untuk generator listrik kapasitas menengah dan besar, disebabkan kemampuannya menghasilkan daya yang besar dibandingkan dengan turbin tingkat tunggal, distribusi penurunan kalor pada sejumlah tingkat tekanan akan memungkinkan mendapatkan kecepatan uap yang lebih rendah yang cenderung untuk menaikkan efisiensi turbin. Dari tingkat kelima dibuat satu buah ekstraksi, yang sesuai untuk turbin uap dengan tekanan menengah, yang digunakan untuk memanaskan air pengisian ketel sehingga kerja ketel menjadi berkurang dan efisiensi siklus meningkat. Dengan membuat analisa perhitungan penurunan kalor dan fraksi massa serta laju

41 aliran massa untuk ekstraksi, akan dapat ditentukan daya akhir yang akan dihasilkan jenis turbin impuls nekatingkat yang sesuai untuk dipakai pada instalasi PLTU. 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. Berdasarkan data-data survey, diperoleh kondisi-kondisi uap sebagai berikut: Tekanan uap masuk turbin (P o ) = 4 Bar Temperatur uap masuk turbin (T o ) = 480 o C Tekanan uap keluar turbin (P ) = 0, Bar Analisa Termodinamika Untuk Penurunan Kalor Pada gambar diagram Mollier pada tekanan 4 bar dan suhu C titik A 0, yang merupakan titik untuk menunjukkan kondisi uap panas lanjut, diperoleh : i 0 = 3396,96 kj/kg kemudian melalui titik A 0 kita lukis garis adiabatik hingga mencapai tekanan 0, bar pada titik A t. sehingga diperoleh : i t = 9,06 kj/kg Maka penurunan kalor teoritis yang terjadi pada turbin dengan mengabaikan kerugian pada katup pengatur : H 0,th = 3396,96 kj/kg 9,06 kj/kg = 77,90 kj/kg

42 Kerugian pada katup pengatur diambil 5% dari tekanan uap. Penurunan tekanan pada katup pengatur : P = 0,05 x P o = 0,05 x 4 bar =, bar sehingga tekanan sebelum masuk nosel adalah : P o ' = P o - P P o ' = 4 bar, bar = 39,9 bar dengan menarik garis A 0 sampai pada tekanan 0, bar (titik A t ) diperoleh : i t = 6,7 kj/kg Sedangkan temperatur uap sesudah katup pengatur dicari dengan interpolasi, diperoleh temperatur uap sebesar 478,6 0 C. Sehingga penurunan kalor teoritis dengan memperhitungkan katup pengatur adalah : H 0 = 3396,96 kj/kg 6,7 kj/kg = 70,78 kj/kg. Gambar 3. Diagram Mollier untuk proses penurunan kalor pada turbin

43 3.3. Perhitungan Tekanan dan Temperatur Ekstraksi 4 bar 480 o C 5 TURBIN W t BOILER 4 bar 4 4 bar DEAERATOR 6 7 V0, bar P 4 bar 3 4 bar KONDENSER P 0, bar Gambar 3. Instalasi Pembangkit Tenaga Uap Temperatur jenuh uap pada tekanan buang 0, bar dari tabel uap adalah t s = 45,8 0 C. Diasumsikan bahwa effisiensi dalam turbin sebesar 0,80 sehingga penurunan kalor yang dimanfaatkan pada turbin adalah sebesar : Hi = H xη = 3396,96x0,80 965,88 kj/kg. 0 0i = Dengan mengambil tingkat ekstraksi untuk pemanasan air pengisian ketel (feed water) dan air pengisian ketel (feed water) dipanaskan pada derajat yang sama. Temperatur ekstraksi sebesar 35 0 C diperoleh dari data survey. Untuk menentukan tekanan ekstraksi terlebih dahulu ditentukan temperatur jenuh uap, yang diperoleh dari persamaan : t s = t eks + δ t, dimana δ t merupakan perbedaan antara temperatur temperatur ekstraksi dengan temperatur uap jenuh pada

44 deaerator, yang biasanya diambil sebesar (lit., hal 37). Dalam perencanaan ini diambil sebesar 6 0. Sehingga temperatur jenuh uap pemanasan adalah sebesar : t s = = 4 0 C, maka dengan menggunakan diagram Mollier pada temperatur uap jenuh sebesar 4 0 C diperoleh tekanan ekstraksi, yaitu : P eks = 4 bar, dan entalpi pada tekanan ekstraksi adalah i eks = 940,66 kj/kg, seperti yang diperlihatkan pada gambar 3.3. Gambar 3.3 Diagram Mollier untuk penurunan kalor dengan satu tingkat ekstraksi

45 T 480 o C 4 v 5 3 v 6 7 s Gambar 3.4 Diagram T-s dengan satu tingkat ekstraksi Analisa termodinamika pada diagram T-s untuk turbin uap dengan satu tingkat ekstraksi. Keadaan : P = 0, bar = 0 kpa Dari tabel uap (lampiran 6) diperoleh : h = h f = 9,83 kj/kg v = v f = 0,0000 m 3 /kg keadaan : P = 4 bar 0,4 MPa s = s, h = W p +h = [v x (P -P )+ h ] = [0,0000 m 3 /kg x (400-0) kpa + 9,83 kj/kg] = 9,4 kj/kg Keadaan 3 : P 3 = 4 bar = 0,4 Mpa h 3 = h f = 604,74 kj/kg v 3 = v f = 0,00084 m 3 /kg

46 Keadaan 4 : P 4 = 4 bar = 4, Mpa s 4 = s 3, h 4 = W p + h 3 = [v 3 x (P 4 P 3 ) + h 3 ] = [0,00084 m 3 /kg x ( ) kpa + 604,74 kj/kg] = 608,859 kj/kg Keadaan 5 : P 5 = 4 bar T 5 = 480 C, diperoleh : h 5 = 3396,337 kj/kg s 5 = 7,0038 kj/(kg.k) Keadaan 6 : P 6 = 4 bar = 0,4 Mpa s 6 = s 5, dengan interpolasi diperoleh : h 6 = 785,87 kj/kg Keadaan 7 : P 7 = 0, bar = 0 kpa s 7 = s 5, h 7 = h f + x 7.h fg, s7 s f 7,0038 0,6493 dimana x 7 = = = 0, 84765kJ/(kg.K) s 7,5009 fg maka, h 7 = 9,83 kj/kg + (0,84765)(39,8 kj/kg) 3.4. Perhitungan Daya Turbin Uap Dalam suatu proses pembebanan listrik bolak-balik ada unsur yang terpakai dalam proses konversi daya, yaitu :. 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.

47 . 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 di atas, 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 (MVAR) ϕ Daya Semu (MVA) Daya Nyata (MW) Gambar 3.5 Diagram daya yang harus disuplai turbin uap ke generator Dari gambar 3.5 di atas, dapat disimpulkan bahwa daya yang dibutuhkan oleh generator adalah daya semu (MVA) dan daya nominal generator adalah daya nyata (MW), maka : P = P G. cos ϕ Dimana : P P G = daya nominal generator listrik = 0 MW = daya yang dibutuhkan generator listrik (MVA)

48 cos ϕ = faktor daya yang besarnya 0,6 0,9. Namun berdasarkan harga yang umum dipakai di lapangan [Menurut lit. 8], maka diambil cos ϕ = 0,85. Dengan demikian dari persamaan di atas : P G P = = cosϕ 0 0,85 P =,765 MVA G Sehingga daya netto yang harus disuplai turbin uap ke generator listrik (P N ) adalah : P N PG = η η m G Dimana : η m = efisiensi mekanis yang ditentukan dari gambar 3.6 = 0,9878 η G = efisiensi generator yang ditentukan dari gambar 3.7 = 0,955, maka : P N,765 = 0,9878 0,955 P =,47 MW N Gambar 3.6 Effisiensi Mekanis turbin (Sumber: lit., hal 70)

49 Gambar 3.7 Effisiensi Generator (Sumber : lit., hal 74) Penentuan Fraksi Massa Uap Ekstraksi dan Laju Aliran Massa Uap Dari gambar 3. dan 3.4 dapat diturunkan rumus untuk menentukan fraksi massa uap ekstraksi. Dimana dari gambar tersebut dapat dilihat bahwa uap yang diekstraksikan terjadi pada titik 6. Sehingga menurut buku lit.5, diperoleh persamaan kesetimbangan energi : in E = E out = Σ m in hin = Σ mout h out 6 h6 + m h = m3 h3 m Dimana : m 6 = α, m6 = α m5, dan m 5 =, m = ( α), dan m 3 =, m5 α = fraksi massa uap ekstraksi sehingga persamaan di atas akan menjadi : ( α ) h h = h, maka diperoleh persamaan fraksi massa uap 6 + ( α) 3 ekstraksi,yaitu : α = h h 3 6 h h 3

50 Sehingga diperoleh persamaan fraksi massa uap ekstraksi, yaitu : α = h h 6 3 h h = 604,74 9,4 = 0, ,348 9,4 Selanjutnya dari diagram I-s diperoleh : h i eks = 460,49 kj/kg h i z = 50,05 kj/kg Sehingga dari persamaan : G 0 = N eks z [ h + ( α ) h ] i 860xP i Dimana : P N =,47 MW =.47 kw h i eks h i z = 460,49 kj/kg = 50,05 kj/kg Sehingga massa alir uap total yang melalui turbin adalah : 860x.47 4,869 G = 50.90,90kg / [ 456,30 + ( 0,59050) 50,04] 0 = jam = 3,407 kg/det. Maka massa alir uap yang diekstraksi adalah : G eks = G 0 x α = 4,45 kg/det x 0,59050 =,50 kg/det Dan massa alir uap yang melalui turbin setelah ekstraksi adalah : G = G 0 G eks = 4,45 kg/det,50 kg/det =,895 kg/det.

51 3.5. Perancangan Turbin Tingkat Pengaturan(Tingkat ) Dengan membuat tingkat pengaturan terdiri dari dua baris sudu (dua tingkat kecepatan) dan dengan mengambil penurunan kalor sebesar 70 kkal/kg, atau sebesar 93,083 kj/kg, dengan mengambil harga (u/c ) opt sebesar 0,46, maka kecepatan mutlak uap keluar nozel: C = 9,5 h 0 = 9,5 70 =765,544 m/det c 765,544 C t = = ϕ 0, 95 = 805,836 m/det, dan kecepatan keliling sudu: u = (u/c ) x C = 0,46 x 765,544 m/det = 88,34 m/det, diameter rata - rata sudu: d = 60 u π n = 60 88,34 π 5700 = 0,63 m atau 63 mm Tingkat tekanan ini dibuat dengan derajat reaksi, derajat reaksi (ρ) yang dimanfaatkan pada sudu-sudu gerak dan sudu pengarah: untuk sudu gerak baris pertama.% untuk sudu pengarah..5% untuk sudu gerak baris kedua.3% Kecepatan teoritis uap keluar dari tingkat pertama :

52 C t = 9,5 ( ρ) h0 = 9,5 ( 0,) 70 C t = 76,59 m/det Kecepatan mutlak uap keluar nozel : C = φ x C t = 0,95 x 76,59 = 689,946 m/det φ diambil 0,95 karena celah aksial nozel - sudu gerak cukup kecil C u = φ x cos α = 689,946 x cos 0 0 C = 648,337 m/det. Dengan mengambil sudut masuk uap α sebesar 0 0 (lit., hal.4) diperoleh kecepatan relatif uap terhadap sudu (w ) : w = C + u u C cosα = 689, ,34 88,34 689,946 cos 0 = 57, 007 m/det Sudut kecepatan relatif : sin β = C 689,946 sin α = sin 0 w 57,007 0 ; β =7,5 0 Gambar 3.8 Segitiga Kecepatan untuk Turbin Impuls dengan Dua Tingkat Kecepatan Kecepatan relatif teoritis uap pada sisi keluar sudu gerak I :

53 w 57,007 w t = 9,5 + ρ h0 = 9,5 + 0,0 70 = 56, 936 m/det Kecepatan relatif uap pada sisi keluar sudu gerak I dengan memperhitungkan kerugian : w = ψ x w t =0,86 x 56,936 = 453,65 m/det dimana ψ diambil 0,86 (gambar.). Dengan mengambil sudut relatif keluar uap (β ) lebih kecil 3 0 dari sudut kecepatan relatif masuk uap: β =7, = 4,5 0, diperoleh kecepatan mutlak uap keluar sudu gerak I : C = w + u u w cos β = 453, ,34 88,34 453,65 cos 4,5 = 9, 684 m/det dengan sudut keluar: w 453,65 sin α = sin β = sin 4, 5 C 9,684 ; α = 39,47 0 C u = C x cos α = 9, 684 x cos 39,47 0 = 5,68 m/det Kerugian kalor pada nozel : C 76,59 689,946 h n = t C = = 5, kj/kg Kerugian kalor pada sudu gerak I: w 56, ,65 h b ' = t w = = 36, 3 kj/kg 00 00

54 Kecepatan mutlak uap masuk sudu gerak II: c 9,684 C ' = 9,5 ψ gb + ρ gb h0 = 9,5 0,88 0, =97,544 m/det Dimana : ρ gb adalah derajat reaksi pada sudu pengarah dan ψ gb adalah koefisien kecepatan pada sudu pengarah yang besarnya diasumsikan sepantasnya. C u = C ' cosα ' = 97,544 cos 36,47 = 39,76 ' m Kecepatan teoritis uap pada sisi masuk sudu gerak II : / det w ' = C ' ' + u u C cos α ' = 97, ,34 88,34 97,544 cos 36,47 = 84, 054 m/det sudut masuk untuk sudu gerak kedua α ' diambil 36,47 0 Sudut kecepatan relatif uap masuk ke sudu gerak II : ' C 97,544 sin β ' = sin α ' = sin 36, 47 ' w 84,054 ; β = 74 0 Kecepatan relatif teoritis uap keluar sudu gerak II: ' w 84,054 w 't = 9,5 + ρ h0 = 9,5 + 0,03 70 = 6, 79 m/det w = ψ.w t =0,90 x 6,79 = 04, m/det Kecepatan mutlak uap dengan memperhitungkan kerugian: C ' = w ' ' + u u w cos β ' = 04, + 88,34 88,34 04, cos35 = 8, 965 m/det

55 sudut β ' dipilih 35 0 (lit.,hal.4) Sudut keluar uap sudu gerak II: ' w 04, sin α ' = sin β ' = sin 35 ' C 8,965 α ' =00,3 0 C 'u = C ' x cos α ' = 8,965 x cos 00,3 = -,8 m/det Kerugian kalor pada sudu pengarah: ' ' C t C 338,9 97,544 h gb = = =, kj/kg Kerugian kalor pada sudu gerak baris II: ' ' w t w 6,79 04, h b '' = = = 4, kj/kg Kerugian akibat kecepatan keluar uap dari sudu gerak baris II: ' C 8,965 h e = = = 7, kj/kg Efisiensi pada keliling cakram dihitung melalui persamaan: η u = u Σ(C u C C ad u) 88,34 [(648, ,76) + (5,68 η u = 765,544,8)] =0,706 Untuk memeriksa ketepatan perhitungan kerugian kerugian kalor yang diperoleh diatas hasilnya dibandingkan dengan hasil hasil yang diperoleh untuk nilai u/c yang optimum:

56 η u = h (h + h + h + h + h ' 0 n ' b gb ' 0 h '' b e ) 93,083 (5, ,3 +,90 + 4,90 + 7,07) = = 0,704, 93,083 kesalahan perhitungan 0,704 0,706 00% = 0,378%. 0,704 Kerugian-kerugian akibat gesekan dan pengadukan dihitung dari persamaan : h gea = N G gea N gea dihitung dari persamaan Forner berikut: N = β n d l ρ 0 ge a (kw) dimana: β = koefisien untuk cakram baris kedua sebesar,06 d = diameter cakram yang diukur pada diameter rata-rata sudu = 60U π n = 60 π ( 88,34) ( 5700) = 0,63 m n = putaran turbin = 5700 rpm l = tinggi sudu sebesar = 6 mm =,6 cm ρ= bobot spesifik didalam dimana cakram tersebut berputar harganya sebanding dengan /ν ν = 0,030 m 3 /kg ; ρ = 4,96 kg/m 3 Maka diperoleh : N (,06) (5700) ( 0,63) (,6)( 4,96 ) ge. a. = 0 N ge.a. = 47,675 kw

57 Sehingga kerugian-kerugian akibat gesekan dan pengadukan adalah : h gea = N gea G 47,675 h gea = = 3,37 kj/kg 4,45 Gambar 3.9 Diagram I-s untuk tingkat pengaturan Tekanan uap sesudah nozel tingkat pengaturan diperoleh dari diagram i-s dengan mengukurkan besarnya harga kerugian akibat kecepatan dari garis vertikal dari titik h 0 yang berpotongan dengan tekanan P, sehingga diperoleh P I sebesar bar, seperti yang diperlihatkan pada gambar 3.9. Uap dari perapat labirin ujung depan dibuang ke ruang sorong uap tingkat ekstraksi dengan tekanan P = 4 bar, sedangkan tekanan sesudah nozel tingkat pengaturan sebesar P I = bar, tekanan kritis diperoleh dari:

58 0,85 P I 0,85 p kr = = =, 606 bar z +,5 50 +,5 dengan z adalah jumlah ruang perapat labirin, diambil 50 buah. Karena tekanan sesudah perapat labirin P lebih besar dari tekanan kritis p kr, maka besarnya kebocoran ditentukan dengan rumus: G kebocoran g P P I ( eks ) = 00 f s I z P υ = 00 0, ,8 ( 4 ) 50 0,030 = 0,0940 kg/det dengan f s = π x d x Δs = π x 0, x 0,3 x 0-3 = 0, 0734 x 0-3 m d = diameter poros direncanakan sebesar 0 mm Δs = celah antara poros dengan packing labirin( 0,3 mm) ν = volume spesifik uap sesudah nozel (0,030 m 3 /kg) z = jumlah labirin, 50 buah. Kalor total uap sebelum nozel tingkat kedua: i 0 ' = i 0 - (h 0 - h kerugian ) = i 0 - h i = 3396,96 [(93,083) (5,70+36,3+,90+4,90+7,07+3,37)] = 393,95 kj/kg Dengan mengukurkan harga tersebut pada diagram i-s diperoleh kondisi uap sebelum nozel tingkat kedua yaitu sebesar 5 bar dan temperatur 370,56 0 C Penurunan Kalor dari Tingkat Pengaturan sampai Tingkat Ekstraksi Penurunan kalor total teoritis dari tekanan 5 bar; 370,56 0 C ke tekanan ekstraksi 4 bar: h 0 = 394,5-860,8 = 334,33 kj/kg

59 sedangkan penurunan kalor pada suatu tingkat adalah : h n o = u 00 ϕ x = 88, ,95 0,4 =,3 kj/kg dengan membandingkan penurunan kalor h 0 terhadap h 0 II diperoleh bahwa tiga tingkat dapat dipasang diantara tingkat pengaturan dengan titik ekstraksi. Dengan membuat penurunan kalor yang sama pada setiap tingkat sebesar: 334,33 h 0 rata -rata = =, 44 kj/kg 3 Penurunan kalor pada setiap tingkat didistribusikan sebagai berikut : pada tingkat sebesar,58 kj/kg = 6,65 kkal/kg pada tingkat 3 sebesar kj/kg = 6,75 kkal/kg pada tingkat 4 sebesar, kj/kg = 6,80 kkal/kg Tekanan uap sesudah tiap-tiap tingkat dari diagram I-s adalah : P 3 = 0 bar P 4 = 6,47 bar P 5 = 4 bar = P eks Pada tingkat kedua turbin untuk memperkecil kerugian pemasukan, akan dibuat terjadi 5 % reaksi padi setiap baris sudu, untuk tingkat kedua dipilih u/c = 0,46 (lit., hal 03), kecepatan teoritis uap keluar nozel tingkat kedua: C = 9,5 h0 = 9,5 6,65 = 47,356 m/det Kecepatan keliling sudu: u =u/c x C =0,46 x 47,356 m/det = 8,9 m/det

60 Diameter rata-rata sudu: 60 u 60 8,9 d = = = 0,73 m π n π 5700 Penurunan kalor pada nozel tingkat kedua: h 0 = (-ρ)x h 0 = 0,95 x,58 = 06,0 kj/kg = 5,3 kkal/kg dan pada sudu gerak : h 0 =,58-06,0 = 5,58 kj/kg Kecepatan aktual uap: C = 9,5 ϕ h0 = 9,5 0,95 5,3 = 437,376 m/det C u = C x cos α = 437,376 x cos 0 = 47,88 m/det Sudut masuk uap diambil α = 0 (lit., hal 4) sehingga bila ε = tinggi nozel yang akan diperoleh berada dalam jangka yang diizinkan, dan kecepatan C 437,376 teoritisnya: C t = = = 460, 396 m/det, ϕ 0,95 dimana φ = 0,95 (Gambar.) Dari segitiga kecepatan diperoleh kecepatan relatif uap terhadap sudu gerak tingkat : w = C + u u C cosα = 437, ,9 8,9 437,376 cos = 8, 467 m/det, besar sudut kecepatan relatif ini:

61 C sin β = w sin α = 0 437,376 sin 8,467 0 β =3,46 0 Sudut keluar uap relatif β dipilih sebesar (β = β 3 0 sampai 5 0 ) sehingga diperoleh ψ = 0,86. Kecepatan relatif uap terhadap meninggalkan sudu gerak tingkat kedua: w = ϕ w h = 0,86 8, , 33 = 6,476 m/det 0 Kecepatan teoritis relatif uap : w 6,476 w t = = = 5,76 m/det ψ 0,86 Selanjutnya dari segitiga kecepatan kita peroleh: C = w + u u w cosβ = 6, ,9 8,9 6,476 cos = 79, 37 m/det Sudut keluar uap sudu gerak kedua: sin α = w C sin β = 6,476 sin 79,37 0 α ' = 0 0 C u = C x cos α = 79,37 x cos 0 = -6,474 m/det. Efisiensi turbin akan sebesar : u ( Cu Cu) 8,9 (47,88 6,474) η u = = = 0, 8047 C ad 47,356

62 Dengan menentukan kerugian pada laluan-laluan sudu setiap tingkat kita peroleh: kerugian pada nozel : C 437,376 h n = ( ) = ( ) = 0,33kJ / kg ϕ 00 0,95 00 kerugian pada sudu gerak: w 8,467 h b = ( ) = ( ) = 9,8kJ / kg ψ 00 0,86 00 kerugian akibat kecepatan keluar : C 79,37 h e = = = 3,4kJ / kg Untuk memeriksa ketepatan perhitungan yang diperoleh diatas kita akan membandingkan dengan efisiensi yang diperoleh dengan rumus berikut: η u = h 0 ( h n + h h n b + h e ),58 (0,33 + 9,8 + 3,4) =,58 = 0,7970, 0,8047 0,7970 Kesalahan perhitungan : 00% = 0,950%, 0,8047 persen error dibawah %, maka perhitungan di atas sudah memuaskan (lit., hal 84). Kerugian-kerugian akibat gesekan dan pengadukan: 3 3 u 8,9 N ge. a = λ,07 d ρ =,07 0,73 3,6049 =, 435kW

63 Dimana : λ = koeffisien uap panas lanjut antara, dan,, dan untuk uap jenuh sama dengan,3 (lit., hal 63) ρ=/ 0,774 = 3,6049 kg/m 3 adalah volume spesifik uap sesudah nozel. N gea,435 hgea = = =,5kJ / kg G 4,45 kalor total uap sesudah sud-sudu dengan memperhitungkan kerugian adalah : [(,58) ( 0,33 + 9,8 + 3,4 +,5) ] 307,0kJ / kg i0 = 394,5 = Kebocoran uap melalui perapat labirin: G g p ( ) kebocoran = 00 f s, z p υ p = 00 0, ,8 (5 0 ) 6 5 0,774 = 0,453kg / det dimana : g = 9,8 m/det, kecepatan gravitasi z = jumlah labirin, 6 buah v = 0,774 m 3 /kg, volume uap sesudah nozel. Kerugian akibat kebocoran : Gkebocoran 0,453 hkebocoran = ( i0 i ) = (87,4) = 0,90kJ / kg G 4,45 0 Penjumlahan seluruh kerugian pada tingkat : Σ h ugian = 0,33 + 9,8 + 3,4 +,5 + 0,90 5,06kJ / kg ker = Penurunan kalor yang bermanfaat pada tingkat tersebut:

64 hi = h0 Σhker ugian =,58 5,06 = 86,5kJ / kg Efisiensi tingkat: tk η oi = h h i 0 = 86,5,58 = 0,7754 Daya yang dibangkitkan oleh tingkat ini: 86,5 47 4,45 47 G0 hi 4,869 N = = i = 3,79 kw 0 0 Seluruh tingkat yang berikutnya dihitung persis dengan cara di atas dan hasilnya ditabelkan (Lampiran 7) Kelompok turbin tingkat ekstraksi sampai tingkat terakhir Untuk tingkat ekstraksi sampai tingkat terakhir ditentukan berdasarkan harga penurunan kalornya. Dimana harga penurunan kalor dari tingkat ekstraksi sampai tingkat terakhir sebesar : II V h = i0 it = 93,63 36,5 = 0 605,48kJ / kg Dengan membagi harga penurunan kalor tersebut sama rata pada enam tingkat berikutnya, maka diperoleh : h 605, ,9kJ 0 = = / rata rata kg Penurunan kalor pada setiap tingkat didistribusikan sebagai berikut : h 0 V = 0,3 kj/kg h 0 VIII = 0,8 kj/kg h 0 VI = 00,53 kj/kg h 0 IX = 0,0 kj/kg

65 h 0 VII = 0, kj/kg h 0 X = 00,69 kj/kg Tekanan uap sesudah tiap-tiap tingkat dari diagram Mollier adalah : P 6 =,48 bar P 8 = 0,86 bar P 0 = 0,5 bar P 7 =,48 bar P 9 = 0,47 bar Seluruh tingkat-tingkat tersebut dihitung dengan cara yang sama seperti sebelumnya. Dari diagram Mollier diperoleh bahwa uap sewaktu mengembang dari tingkat kesembilan akan menjadi basah, jadi kerugian akibat kebasahan harus diperhitungkan: h kebasahan x + x = h i 0, ,9658 = 84,5 =,889kJ / kg Dimana : x = fraksi kekeringan uap sebelum nozel (sudu pengarah), = 0,9895 (Lampiran 0). x = fraksi kekeringan uap sesudah sudu gerak tingkat sembilan, = 0,9658 (Lampiran 0). h i = penurunan kalor yang dimanfaatkan pada tingkat turbin dengan memperhitungkan semua kerugian, = 84,5 kj/kg (Lampiran 7).

66 39,9 Bar 480 C i0 = 3396,96 kj/kg A0 A'0 P P3 P4 P5 = Peks H0 = 77,90 kj/kg H0'=70,78 kj/kg P6 P7 P8 P9 P0 0, Bar Hi = 965,88 kj/kg t A i't = 6,7 kj/kg it = 9,06 kj/kg At A't Gambar 3.0 Proses ekspansi uap pada setiap tingkat turbin 3.8. Pengecekan Hasil Perhitungan Kalor Keseluruhan Dari table diperoleh jumlah penurunan kalor yang dimanfaatkan untuk melakukan kerja mekanis, h i = 975,3 kj/kg atau 3,94 kkal/kg dan daya yang dibangkitkan oleh turbin N i = kw atau,648 MW. Dengan membandingkan hasil ini dengan daya yang akan disuplai (P N ) turbin uap sebesar,47 MW, maka didapat adanya persentasi kesalahan perhitungan sebesar,4 % dimana persentasi kesalahan ini kecil (< %), sehingga laju aliran massa yang diperoleh tersebut sudah tepat.

67 Efisiensi-dalam relatif turbin : Σhi 975,6 η 0 i = = = 0,88, th H 77,90 o th yang 0,994 % lebih besar dari nilai yang dipilih sebelumnya. Jadi ditetapkan spesifikasi turbin yaitu: Tekanan uap masuk turbin : 4 bar Temperatur uap masuk turbin : C Tekanan uap keluar turbin Jenis turbin Jumlah tingkat Jumlah ekstraksi Laju aliran massa uap total : 0, bar : Turbin impuls nekatingkat dengan derajat reaksi : 0 tingkat : tingkat : 4,45 kg/det (50.90,90 kg/jam) Laju aliran massa uap ekstraksi :,50 kg/det (8099,07 kg/jam) Daya turbin Daya keluaran generator Tekanan ekstraksi Putaran poros turbin :,47 MW : 0 MW : 4 bar : 5700 rpm

68 BAB IV PERHITUNGAN UKURAN UTAMA TURBIN 4. Perhitungan Ukuran Poros Pada perencanaan 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:. Beban lentur yang berasal dari berat sudu-sudu dan cakram. Beban puntir yang berasal dari cakram Dalam perancangan poros dari segi kekuatan mekanis, tegangan-tegangan pada penampang terlemah diambil sebagai dasar perhitungan, yang antara lain : Penampang yang momen lenturnya terbesar Penampang yang momen puntirnya maksimum Untuk poros putaran sedang dan beban berat digunakan baja paduan dengan pengerasan kulit. Untuk ini dipilih bahan poros adalah baja krom nikel JIS 40 SNC yang memiliki kekuatan tarik 80 kg/mm (Lampiran.). Tegangan geser yang diizinkan untuk bahan poros dapat dihitung berdasarkan persamaan: τ a = σ b / Sf x Sf...(Lit.3, hal. 8) dimana: Sf = faktor keamanan karena berat poros (untuk baja paduan = 6)

69 Sf = faktor keamanan karena adanya pasak, poros bertingkat, dan konsentrasi tegangan (,3 3,0), diambil sebesar, τ a = 80kg / mm 6, = 6,06 kg/mm Daya nominal (N) yang ditransmisikan pada perancangan ini = 47 kw pada putaran (n) = 5700 rpm. Maka besarnya momen torsi poros (M t ) [Menurut lit. 3, hal. 7] dapat dihitung dengan persamaan : M t = 9, M t = 9, N n 47kW 5700rpm M t = 3009,47 kg.mm Diameter poros d p dihitung dengan persamaan: 5, d p K t Cb M t τ a / 3... (Lit.3 hal. 8) dimana : K t = faktor pembebanan (,5 3,0), untuk beban kejutan dan tumbukan yang besar diambil,6 C b = faktor pembebanan lentur (,,3) (diambil,) / 3 5, d p =,6, 3009,47 = 7 6,06 mm

70 Dari standar poros yang ada maka dipilih diameter poros terkecil yang dipakai pada perencanaan ini adalah 0 mm, sedangkan untuk poros bertingkatnya dipilih 40 mm (Lampiran.). 4. Perhitungan Ukuran Nosel dan Sudu Gerak Nosel adalah suatu laluan yang penampangnya bervariasi dimana pada nosel tersebut 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 nozel dengan penampang konvergen sewaktu berekspansi didalamnya hanya mencapai nilai minimum tertentu yang disebut tekanan kritis (p kr ) yang sama dengan 0,577 P o untuk uap jenuh dan 0,546 P o untuk uap panas lanjut. Kecepatan uap pada tekanan ini disebut kecepatan kritis. Bila tekanan sesudah nozel lebih besar dari tekanan kritis P > p kr, maka ekspansi uap yang terjadi hanya sampai tekanan p dan kecepatan uap pada sisi keluar tekanan ini lebih kecil dari kecepatan kritis, dalam hal ini digunakan nozel konvergen, sedangkan untuk mendapatkan tekanan sisi keluar P < p kr dan kecepatan superkritis C > C kr digunakan nosel konvergen divergen. Untuk menentukan jenis nozel yang digunakan dalam perencanan ini, terlebih dahulu ditentukan harga-harga tekanan kritis p kr pada tiap tiap tingkat. 4.. Tinggi Nozel dan Sudu Gerak

71 Kondisi uap pada tingkat pertama adalah uap panas lanjut, maka tekanan kritisnya: : p kr = 0,546 x P 0 = 0,546 x 39.9 bar =,785 bar dimana tekanan sesudah nozel P = bar, karena P lebih besar dari p kr, maka digunakan nozel konvergen. Penampang sisi keluar nozel Go f = υ (m ).....(Lit., hal. ) c dimana : G 0 = massa aliran uap = 4,45 kg/det ν = volume spesifik uap pada penampang sisi keluar = 0,030 m 3 /kg C = kecepatan aktual uap pada penampang sisi keluar = 689,946 m/det 4,45 f = 0,030 = 0, 0046m atau 4,6 cm 689,946 Tinggi nosel, disarankan diantara0 mm-0 mm, dan derajat pemasukan parsial, ε tidak kurang dari 0,. untuk turbin-turbin dengan kapasitas besar dan menengah dengan sudu-sudu yang relarif besar, nilai derajat pemasukan parsial dapat mencapai satu Dengan membuat tinggi nozel l n sebesar 6 mm...(lit., hal. 57) diperoleh derajat pemasukan parsial uap f ε = π d l sin α

72 0,0046 ε = = 0, π 0, sin 0 Tinggi sisi masuk sudu gerak baris yang pertama dibuat sebesar: l ' = l n + = 6 + = 8 mm Tinggi sudu nosel baris yang pertama pada sisi keluarnya: l '' = ' G o. v.(lit., hal. 58) π. d. ε. w sin β 4,45 0,09 l '' = = 0, 0097 π 0,63 0, ,65 sin 4,5 m (0,97 mm) ν ' -merupakan volume spesifik uap keluar sudu gerak baris pertama = 0,030m 3 /kg. Tinggi masuk sudu pengarah diambil lebih besar, mm dari tinggi sudu nosel baris pertama, sehingga : l gb = l '' +, = 0,97 +, =,07 mm Tinggi sisi keluar sudu ini akan sebesar l gb '' = G o π.d. ε.c.v ' gb sin α ' 4,45 0,0 l gb" = = 0,9 m π 0,63 0, ,544 sin 36,47 dalam perencanaan ini diambil tinggi sisi keluar sudu sebesar 3mm l gb '' = 3 mm Tinggi sudu gerak sisi masuk baris kedua l ' = l gb " + l ' = 3 + = 5 mm

73 Tinggi sudu gerak sisi keluar baris kedua l '' = G o. v ' '.(Lit., hal. 58) π. d. ε. w sin β 4,45 0,3 l '' = = 0, 0337 π 0,63 0, , sin 35 m l '' = 34 mm Gambar 4. Ukuran Nozel dan Sudu Gerak Untuk bahan nosel diambil bahan dari baja yang sama dengan bahan sudu karena dari kondisi uap yang masuk merupakan uap panas lanjut, sehingga material nosel yang dipilih adalah baja krom nikel tahan karat AISI UNS NO.4400 dengan tegangan tarik dan lentur total akibat gaya sentrifugal yang adalah sebesar 8436,84 kg/cm atau 0 kpsi (Lampiran.4), jadi pemilihan bahan di atas sudah aman. 4.. Lebar Sudu Gerak Lebar sudu gerak berkisar 0 5 mm untuk turbin kapasitas menengah dan besar (lit., hal 86). Dalam perencanaan ini ditetapkan lebar sudu gerak 5 mm. Besarnya jari-jari busur dari profil sudu baris pertama dapat dihitung dengan persamaan:

74 b R = cosβ + cosβ = 5 cos 7,5 + cos 4, 5 = 3,87 mm Jari-jari busur sudu gerak baris kedua R = ' b cosβ + cosβ ' = 5 cos74 + cos35 =,84 mm Jari-jari busur sudu pengarah R gb = b cosα + cosα ' = 5 cos 39,47 + cos 36, 47 = 5,86 mm 4..3 Jarak -bagi antara Sudu Gerak Jarak antara masing-masing sudu pada sudu gerak turbin dapat dihitung dengan persamaan: Jarak bagi sudu-sudu gerak baris pertama t = R sin β + sin β 3,87 = = 6, 03 sin 7,5 + sin 4,5 mm Jarak bagi sudu-sudu gerak baris kedua t = sin β ' R + sin β ',84 = = 4, 88 sin 74 + sin 35 mm Jarak bagi sudu-sudu pengarah t gb = sin α R gb + sin α ' 5,86 = =, 89 sin 39,47 + sin 36,47 mm Jumlah nosel yang dipakai, dicari berdasarkan persamaan : z n f = a l n min

75 dimana : f = penampang sisi keluar nosel, = 0,0046 m a = lebar penampang setiap nozel, a = t sinα a = 6,03 sin 0 = 5,48mm = 0, 00548m l n = 6mm 0, 06m min = 0,0046 maka, z n = = 47, 5 0, ,06 dalam perencanaan ini diambil jumlah nozel, z = 48 buah, dimana nosel dipasang di sekeliling cakram, sehingga besar luas penampang setiap nosel adalah: f f '= z = 4,6cm = 0,867cm Jumlah Sudu Jumlah sudu pada tingkat pengaturan dihitung dengan persamaan: Pada sudu gerak baris pertama π. d 63 z = = π = 4 t 6,03 sudu dengan: d = diameter sudu rata rata tingkat pertama t = jarak bagi sudu baris pertama Pada sudu gerak baris kedua

76 π. d 63 z = = π = 33 sudu t 4,88 Pada sudu pengarah π. d 63 Z p = = π = 54,89 t gb sudu 4..5 Nozel dan Sudu Gerak Tingkat Tinggi sisi keluar nozel tingkat kedua, disebabkan adanya kebocoran melalui diafragma, ditentukan dengan persamaan 3 ( G Gkebocoran ) υ 0 3 (4,45 0,453) 0,774 0 ln = = = 9mm πdc sinα π 0,63 437,376 sin Tinggi sisi keluar sudu 3 3 G υ 0 4,45 0,800 0 l " = = = mm πdw sin β π 0,63 6,476 sin Untuk tingkat ketiga sampai tingkat sepuluh dihitung dengan cara yang sama seperti di atas, diperoleh ukuran utama nosel dan sudu gerak dan hasilnya ditabelkan (Lampiran 8). 4.3 Kekuatan Sudu

77 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 radial yang memiliki nilai terbesar yaitu pada sudu gerak tingkat akhir (tingkat 0), dapat dihitung dengan persamaan: Dimana: π n ρ Fs σ = l' r + t s rs... (Lit., hal. 88) 900 g F0 n = putaran poros turbin = 5700 rpm ρ = massa jenis bahan sudu = 0,00785 kg/cm 3 = 7850 kg/m 3 l" = tinggi sudu gerak tingkat 0 = 4,7 cm r r s = jari-jari rata-rata sumbu sudu = 9,5/ = 46,5 cm = jari-jari rata-rata plat penguat sudu = r + 0,5 x l"+ 0,5 x s ; (s = tebal selubung = 0, cm) = 46,5 + 0,5 x 4,7+ 0,5 x 0, = 67, cm t s = panjang setiap bilah selubung = π. r 67, s = π =, 95 cm z 7 0 F o = luas penampang sudu paling lemah, pada akar sudu (cm ) = f x lebar akar sudu =,49 x 3 = 4,47 cm (Dimana : lebar akar sudu untuk turbin kapasitas menengah adalah mm, diambil 30 mm(lit., hal 86)). F s = luas plat penguat sudu, dimana lebar selubung = 30 mm = 3 cm = b x tebal selubung = 3 x 0, = 0,6 cm 7 0,6 σ = 0,88.0 n 4,7 46,5 +,95 67,.kg/cm 4,47 = 5564,35 kg/cm

78 Tegangan tarik dan lentur total akibat gaya sentrifugal yang diizinkan untuk baja krom nikel tahan karat AISI UNS NO.4400 adalah sebesar 8436,84 kg/cm atau 0 kpsi (Lampiran.4), jadi pemilihan bahan di atas sudah aman. berikut ini: Tegangan lentur akibat tekanan uap dapat ditentukan dari persamaan Besarnya gaya akibat rotasi pada sudu gerak tingkat 0 : Pu = 47.G ε.u.z o h u (kg)...(lit, hal. 98) dimana: h u = penurunan kalor yang berguna pada tingkat 0 (08,7 kj/kg = 5,97 kkal/kg) (Lampiran 7) ε = derajat pemasukan parsial ( ) z = jumlah sudu tingkat 0 (7 buah) (Lampiran 8) u = kecepatan tangensial tingkat ke-0 (75,97 m/det) (Lampiran 8) G 0 = laju aliran massa uap setelah tingkat ke- 0 (,895 kg/det) maka: P u = 47x,895x5,97 x75,97x7 =,03 kg Gaya yang terjadi akibat perbedaan tekanan uap masuk dan keluar sudu didapat dari persamaan:

79 P a = l. t (P P ) kg. (Lit., hal. 9) dimana : l = tinggi sudu tingkat 0 t = jarak antara sudu pada diameter rata rata P = tekanan uap sebelum sudu P = tekanan uap sesudah sudu maka: P a = 4,7 x,34 (0,5 0,) = 8,38 kg Gaya yang bekerja akibat perbedaan momentum uap yang mengalir: P a = G o ( C - C ) u g. ε. z 0 u (kg).. (Lit., hal. 98) maka : P a = (,895)(450,08 4,40) =,78 kg 9,8 7 sehinga besarnya resultan gaya (P o ) akibat tekanan uap dihitung dengan persamaan: P o = (Pa Pa' ) Pu + + kg (Lit., hal. 98) Po = (,03) + (8,38 +,78) = 0,885 kg Dengan menganggap Po konstan sepanjang sudu gerak 0 maka momen lengkung yang terjadi (Mx ) adalah: Mx = P.l (kg.cm)..(lit., hal. 99)

80 Dimana: P = Po cosϕ = Po (karena ϕ = 0) l = = 400 mm = 40 cm Sehingga : Mx = 0, (kg.cm) = 5,44 kg.cm Gambar 4.. Gaya-gaya lentur pada Sudu (Sumber lit., hal 9) Tegangan lentur yang memiliki nilai terbesar terjadi disepanjang sudu gerak 0, dapat dihitung dengan persamaan : σ b = Mx /W y (kg/cm ).(Lit., Hal 99) dimana Wy = momen perlawanan terkecil sudu relatif terhadap yy = 0,550 cm 3 (Lampiran 4). maka : σ b = 5,44/0,550 σ b = 64,4 kg/cm Untuk turbin pemasukan penuh : σ b 380 kg/cm, dengan demikian konstruksi sudu yang direncanakan sudah aman. 4.4 Pemeriksaan sudu terhadap getaran

81 Getaran yang terjadi pada turbin adalah karena ketidakteraturan aliran uap yang keluar nosel dan sudu pengarah. Frekuensi dinamis (F d ) dari getaran yang terjadi dapat dihitung dengan persamaan: F d = f st + B.n (rps) (lit, hal.98) dengan: Fst = frekuensi statik getaran alami rakitan sudu = 400 rps (untuk sudu frekuensi rendah) B = koefisien yang memperhitungkan pengaruh putaran Drata rata B = 0,8 0, 85 l" dengan: D rata-rata = diameter rata-rata cakram = 809/0= 80,9 mm maka: 80,9 B = 0,8 0, B = 0,690 n = putaran turbin = 5700 rpm = 95 rps maka : Fd = ( 400) + 0,690(95) = 407,7 rps Nilai dari Fd mempunyai batasan : Fd 7n.. (lit, hal.98) Fd 7 x 95

82 Fd 665, dimana harga yang diperoleh dari perhitungan di bawah dari batasan ini, maka turbin aman dari getaran. 4.5 Pembahasan Perhitungan Ukuran Cakram 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 = -00 kg/cm (Lit., hal. 307). Tegangan radial pada jari-jari r akibat gaya sentrifugal sudusudu dan pelek (rim) adalah σ r = 78,75 kg/cm. r o = jari-jari dalam cakram= 0,5 d p =0,5 x 40 = 0 mm r = jari jari luar cakram= (95/) (47/) = 54 mm r = jari jari hub = r / = 54/ = 7 mm Y = tebal kaki cakram = 80 mm (ditetapkan)...lit.. hal 86 Y = tebal cakram bagian atas = 0 mm (ditetapkan) Y 0 = tebal hub =.y = x 80 =60 mm (ditetapkan) Gambar 4.3. Penampang Cakram Kelepak Konis

83 (Sumber lit., hal 3) Jari-jari konis sempurna (R pada gambar 4.3) dihitung dengan persamaan: R = ry y - r y....(lit, hal. 3) - y = (54 80) (7 0) 80 0 = 96,33 mm = 9,633 cm Tegangan lentur pada bagian cakra yang tipis pada jari-jari R = 9,633 cm dihitung dengan persamaan: σ u = g ρ U (kg/cm )..(lit., hal. 33) Dimana : U = π. R. n 3,4 9, = U = 7687,69 cm/det (Kecepatan keliling pada jari-jari R) ρ = 0,00785 kg/cm 3 = 7850 kg/m 3 Sehingga: σ u = 0,00785 (7687,69) 98 σ u = 503,47 kg/cm Tegangan pada bagian dalam cakra pada jari-jari r dihitung dari: σ u = g ρ U (kg/cm )......(Lit., hal. 3) dimana: U = π. r. n 0, = π = 75,8044 m/det = 7580,44 cm/det ρ = 0,00785 kg/cm 3 = 7850 kg/m 3

84 σ u = 0,00785.(7580,44) 98 σ u = 459,8 kg/cm Untuk menghitung tegangan-tegangan pada bagian penting konis cakra, dihitung dari persamaan: a. Tegangan radial pada jari-jari r σ r = σ u. p 0 + A.p + B.p (kg/cm )..() b. Tegangan radial dan tangensial pada kelepak (collar) jari-jari r σ r = σ u. p 0 + A.p + B.p (kg/cm )....() σ t = σ u. q 0 + A.q + B.q (kg/cm ).(3) A dan B adalah konstanta integrasi yang diperoleh dari kondisi batas, dan p dan q adalah koefisien yang tergantung pada perbandingan r/r = x. Untuk bagian hub: a. Pada jari-jari r hub = r σ t = σ hub + (-y /y 0 ). v. σ r (kg/cm ).(4) Dengan v koefisien pemampatan melintang = 0,3 (Lit, hal. 36) b. Pada permukaan melingkar cakra pada jari-jari r 0 : σ r0 = l o. σ u + l o y. σr + l o σ thub (kg/cm ) (5) y 0 Koefisien p 0, p, p, q 0, q dan q diperoleh dari kurva kurva yang diberikan pada gambar 4.4.

85 Gambar 4.4. Berbagai Koefisien untuk Cakram Konis Koefisien-koefisien untuk persamaan () diperoleh dari: (Sumber lit., hal 3) X = r = R 5,4 9,633 = 0,857 Diperoleh: p 0 = 0,058 ; p = 7,7 ; p = -0,7 Koefisien untuk persamaan () dan (3) : X = r = R,7 9,633 = 0,49 Diperoleh: p 0 = 0,65 ; p =,7 ; p = -,6 ; q 0 = 0,7 ; q = ; q = 6,6 Koefisien - koefisien o, o, l o dihitung dari r o /r hub = 0/7 = 0,9449 atau r hub /r 0 = 7/0 =,5083, sehingga: o = 3,3 r 0, r 0 hub r + 0,5 r hub 0...Lit., hal 306,3 8 [ ] = 0, o = 0,7875 ( 0,9449) + 0,5(,0583)

86 l o r = 0,5 + r 0 hub r r hub 0...Lit., hal 306 l o = 0,5 [ + ( 0,9449) ](,0583) =, 060 o = r 0,5 r 0 hub r r0 hub...lit., hal 306 o = 05 [ ( 0,9449) ](,0583) = 0, 060 Dengan mensubstitusikan koefisien koefisien dan nilai numerik y, y o dan y ke persamaan (),(),(3),(4) dan (5) dengan bilangan yang belum diketahui pada sisi kiri diperoleh: 78,75 = 503,47 x 0,058 + A x 7,7 + B(-0,7) 7,7 A 0,7 B = 636,97..(6) σ r = 503,47 x 0,65 + A x,7 + B(-,6),7 A,6 B - σ r = -43,07 (7) σ t = 503,47 x 0,7 + A x + B x 6,6 A + 6,6 B - σ t = -430, (8) σ t = σ thub + (- 80/60) 0,3. σ r σ thub + 0,5σ r - σ t = 0...(9) -00 = 0,0547 x 459,8+,060 x (80/60).σ r + (-0,060).σ t hub 0,53 σ r 0,060σ thub = -5, (0) Persamaan di atas diselesaikan dengan jalan menghilangkan bilangan yang tidak diketahui secara berurutan. Dengan membagi persamaan (0) dengan 0,060 dan menambahkannya ke persamaan (9) diperoleh:

87 8,98 σ r - σ t = -085,83.. () Persamaan (8) dikurangkan dengan persamaan () diperoleh: A + 6,6 B 8,98 σ r = - 655,3...() Dengan membagi persamaan () dengan 8,98 dan mengurangkannya dari persamaan (7) diperoleh:,047 A - 3,306 B = -8,75...(3) A dan B dapat dihitung dari persamaan (6) dan (3): 7,7 A 0,7 B = 636,97,047 A - 3,306 B = - 8,75 diperoleh: A = 347,84 B = 84,57 Maka tegangan tegangan σ r, σ t, σ thub dan σ rhub dapat dihitung: σ r = 503,47 x 0, ,84 x,7 + 84,57 x (-,6) = 457,096 kg/cm (dari persamaan 7) σ t = 503,47 x 0, ,84 x + 84,57 x 6,6 = 879,8 kg/cm (dari persamaan 8) σ t hub = 879,8 0,5 x 457,096 = 80,664 kg/cm (dari persamaan 9) y σ rhub =. σ r y 0...(Lit., hal.33) 80 = 457, = 8,548 kg/cm. Tegangan-tegangan pada hub dapat diperoleh dengan persamaan (Lit., hal. 3): σ t = k.σ u + k.σ rhub + k.σ thub

88 σ r = l.σ u + l.σ rhub + l.σ thub Koefisien-koefisien pada persamaan dihitung dengan persamaan (Lit., hal. 306): k = 3,3 0,7875 0,575 8 r r hub r 0,5 r hub,3 8 [ ] = 0, k = 0,7875 0,575( 0,9449) 0,5(,0583) k = r rhub 0,5 rhub r k = 0,5 [ ( 0,9449) ](,0583) = 0, 060 k = r rhub 0,5 + rhub r k = 0,5 [ + ( 0,9449) ](,0583) =, 060 dengan menghitung konstanta pada r tertentu, dapat dicari tegangan-tegangan tangensial dan radial pada titik tersebut, dan hasilnya dapat ditabelkan pada tabel berikut ini.

89 Tabel 4.. Tegangan-tegangan Tangensial pada Cakram Konis A = 347,84, B = 84,57, σ u = 503,47 kg/cm Koefisien Jari-jari, r (cm),70 9,05 5,40 r x = 0,486 0,649 0,857 R p 0 0,65 0,34 0,058 p,7 3,433 7,7 p -,6-0,745-0,7 σ 43, ,465 45,0 u p 0 Ap 789,597 94,35 685,35 Bp -745,573 -,005-48,377 σ r, kg / cm 457,097 37,596 78,49

90 Tabel 4. Tegangan-tegangan Radial pada Cakram Konis A = 347,84, B = 84,57, σ u = 503,47 kg/cm Koefisien Jari-jari, r (cm),70 9,05 5,40 r x = 0,486 0,649 0,857 R q 0 0,7 0,5 0,7 q,48 4,54 q 6,6 3,43,35 σ q u 0 430,60 375,5 9,9 Aq 695,68 86,99 579,9 Bq 75,95 976,93 669,3, kg / cm σ t 879,3 5,44 540,4

91 Tabel 4.3. Tegangan-tegangan Radial pada Hub σ u = 459,8 kg/cm, σ rhub = 8,548 kg/cm, σ thub = 80,664 kg/cm Koefisien Jari-jari, r (cm),0,35,70 r r hub 0,94 0,97 0 l 0,0547 0, l,060,09 0 l -0,060-0, l σ ' 5,74,68 0 u l 0 σ rhub 4,69 35,7 8,548 l 0 σ thub -68,737-80,783 0 σ t, kg / cm 98,706 66,96 8,548

92 Tabel 4.4.Tegangan-tegangan Tangensial pada Hub σ u = 459,8 kg/cm, σ rhub = 8,548 kg/cm, σ thub = 80,664 kg/cm Koefisien Jari-jari, r (cm),0,35,70 r r hub 0,94 0,97 k 0,05 0,008 0 k -0,060-0,09 0 k,060,09 kσ u ' 6,85 3,6 0 k σ rhub -3,7-6,569 0 k σ thub 979,40 89,447 80,664 σ t, kg / cm 97, ,490 80,664 Jenis baja yang digunakan untuk konstruksi cakram turbin tergantung pada besarnya tegangan yang dialami dan kondisi operasi yang dibagi menjadi 3 kategori (Lampiran.). 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 titik serah bahan pada temperatur yang dimaksudkan. Dari hasil perhitungan tegangan-tegangan pada bagian-bagian yang penting untuk cakram yang direncanakan, bahan yang dipakai dipilih dari kategori III dimana titik serahnya: 75 kg/mm (7500 kg/cm ). Dan tegangan yang diizinkan adalah: σ max = σ t 0,4.7500

93 σ t = 879, kg/cm Sehingga desain cakram ini sudah memenuhi. 4.6 Perhitungan putaran kritis Putaran kritis adalah putaran permenit yang secara numerik berimpit dengan frekuensi alami getaran getaran poros. Secara teoritis putaran kritis menyebabkan lendutan poros cenderung untuk memperbesar sampai ke tak hingga. 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-0) dapat dihitung melalui persamaan berikut ini : W ck = ρ. π.[( r as r 0 ). y o + ( r r y + y )( )] W ck Wck = 0, π.[(,7 = 66,5 kg ) 6 + (5,4 8,7 )( )] + Untuk berat cakram dari tingkat pengaturan sampai tingkat ke-9 dihitung dengan cara yang sama dan hasilnya ditabelkan, sehingga diperoleh berat total cakram (W ck, tot) = 459,78 kg (Lampiran 5). Pengaruh ujung poros berjuntai (overhang) [Menurut lit., hal. 33] harus diabaikan untuk idealisasi, karena hal seperti ini hanya sedikit akan menurunkan putaran kritis, sehingga berat total poros (W p ) dapat dihitung dengan persamaan :

94 Dimana : l p π d p ρ W p = 4 as l = panjang total poros antar bantalan = 00 cm ρ as = massa jenis bahan = 0,00785 kg/cm 3 = 7850 kg/m 3 d p = diameter poros yang direncanakan = 4 cm π 4 0,00785 Maka : W p = 00 4 p = 70,5 kg Sebelum menghitung putaran kritis poros terlebih dahulu ditentukan: a. Modulus elastisitas poros E =, x 0 6 kg/cm b. Mencari reaksi pada bantalan Ø F0 Ø RA 5 Ø4 Wp Fcr 60 RB 00 Satuan cm Gambar 4.5 Pembebanan pada Poros Σ M A = 0 ; W cr (0) + W P (00) R B (00) = 0 459,78 (0) + 70,5 (00) R B (00) = 0 R B = 630,99 kg

95 ΣF y = 0 ; R A + R B (W cr +W p ) = 0 R A + 630,99 (459,78+70,5) = 0 R A = 539,04 kg c. Momen inersia untuk poros, dicari dengan persamaan : 4 π d I = p 64 π 4 = 4 64 = 686,054 cm 4 d. Defleksi pada poros ditentukan dengan : 3 3 PL 70,5 00 δ = = = 0, cm,akibat berat poros 6 48EI 48,.0 686, ql 66,5 00 δ = = = 0, 00405cm,akibat berat cakram 6 768EI 768,.0 686,054 Selanjutnya ditentukan: F i y i = Wp. δ + W cr. δ = 70,5 x 0, ,5 x 0,00405 =,777 kg.cm F i y i = 70,5 x 0, ,5 x 0,00405 = 0,0096 kgcm Maka Putaran kritis diperoleh dengan persamaan: n kr = 300 F y i F y i i i (Lit., hal. 333)

96 = 300,777 0,0096 = 5056,88 rpm. Sehingga besarnya perbedaaan putaran kritis dengan putaran normal turbin, diperoleh : n = n kr n - n kr t x00% , x 00% =,8 % Dari praktek ternyata, bila putaran kritis berbeda dengan putaran normal sebesar 5 sampai 0 %, dapat dipastikan bahwa turbin sudah berada dalam operasi yang aman (Lit., hal. 38), akan tetapi kebanyakan pabrik pembuat turbin memakai kepesatan operasi normal lebih tinggi atau lebih rendah daripada kepesatan kritis sebesar 30 % sampai 40%. 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, mengingat beban yang dialami cukup besar dan putaran yang tinggi. Bantalan disuplai dengan minyak pelumas yang biasanya pada tekanan 0,4 sampai 0,7 atm pengukuran (gauge). Ruang bebas disediakan diantara poros dan permukaan bantalan untuk dapat memberi tempat bagi lapisan minyak pelumas. Secara umum bantalan luncur dapat digambarkan sebagi berikut :

97 Gambar 4.6 Bantalan Luncur (Sumber lit., hal 77) Pendesainan bantalan ini dilaksanakan menurut metode yang disarankan oleh M.I. Yanovsky untuk bantalan luncur Jenis bantalan yang digunakan adalah bantalan radial (journal bearing). Untuk ruang bebas a dan b dipilih sesuai dengan diameter poros. Ruang bebas yang diperbolehkan untuk bantalan luncur yang didasarkan pada data operasi turbin uap diberikan pada tabel 4.5 berikut : Tabel 4.5 Ruang Bebas yang Diperbolehkan untuk Bantalan Luncur Bantalan tanpa lapisan logam putih Bantalan dengan lapisan logam putih Diameter poros, Ruang bebas Ruang bebas Ruang bebas Ruang bebas No. Mm atas, mm bawah, mm Atas, mm bawah, mm Minimal Maksimal Minimal Maksimal Minimal Maksimal Minimal Maksimal 50 0,5 0,5 0,0 0,5 0,0 0, 0,5 0,0 00 0,0 0,30 0,0 0,0 0,0 0,5 0,0 0, ,30 0,40 0,5 0,5 0,0 0,5 0,30 0, ,40 0,55 0,0 0,30 0,0 0,30 0,35 0, ,50 0,65 0,5 0,35 0,5 0,35 0,45 0, ,60 0,75 0,30 0,40 0,30 0,45 0,55 0, ,70 0,85 0,35 0,45 0,35 0,50 0,6 0,70 (Sumber lit., hal 77)

98 Ruang bebas a dan b dipilih sesuai dengan diameter poros (Tabel 4.6), dengan interpolasi didapat harga a untuk diameter 40 mm yang dipilih untuk bantalan dengan lapisan logam putih (a = 0,34 mm dan b = 0,53 mm). Gambar 4.7 Kedudukan Poros Pada Bantalan pada Berbagai Kecepatan (Sumber lit., hal 76) Menurut lit., hal 79, perbandingan d/l biasanya diandaikan sebesar sampai,, akan tetapi untuk bantalan yang dibebani dengan beban yang berat, nilai-nilai yang lebih besar dapat dipakai (diambil ). L = d/ = 40/ L = 0 mm. Gaya tangensial yang terjadi pada poros sebesar : M t F t =...(lit.4, hal 5) d / ) ( p 3009,47 F t = = 7758, 4kg (40 / ) Beban pada poros sebesar : W = berat poros + berat cakram W = (70, ,78)kg = 70,04 kg Maka gaya radial sebesar :

99 F F F r r r = W = + F t (70,04) = 7796,9kg + (7758,4) Koefisien (kriteria beban) bantalan diperoleh dari persamaan: F r ( a ) φ d v υ =... (lit., hal. 78) L. u.µ dimana : F r = beban bantalan = 7796,9 kg L = panjang permukaan bantalan = 0 mm u = kecepatan keliling permukaan poros = π.d p.n π 4, = = 76,85cm / det µ = viskositas rata-rata minyak pelumas = 0,3 x 0-6 kg.det/cm (untuk minyak jenis TZOUT (GOST 3-53) (lit., hal 78) maka : φ vυ ( 0,034 / 4) 7796,9 76,85x0,3x0 = 6 =,4 Besar harga koefisien x diperoleh dari gambar 4.8. Untuk bantalan luncur θ = 80 0 dan harga ε =,0 diperoleh x = 0,7

100 Gambar 4.8 Grafik koefisien φ v (kriteria beban) (Sumber lit., hal 78) Koefisien gesek f untuk bantalan dapat dihitung dengan menggunakan data-data pada gambar 4.9. Untuk bantalan luncur θ = 80 0 dan harga ε =,0 dan x = 0,7, diperoleh φ s = 5 Gambar 4.9 Grafik untuk menentukan koefisien φ s (Sumber lit., hal 79) maka : f = a. φ ss d φ v 0,034x4,5 = = 0, x,4 Kerja untuk melawan gesekan :