ANALISIS PERBANDINGAN DESAIN TERMAL PEMBANGKIT UAP PWR 1000 MWE MENGGUNAKAN METODE LMTD, NTU-EFEKTIVITAS DAN DIAGRAM T-H

Suroso

ISSN 0216 - 3128

185

ANALISIS PERBANDINGAN DESAIN TERMAL PEMBANGKIT UAP PWR 1000 MWE MENGGUNAKAN METODE LMTD, NTU-EFEKTIVITAS DAN DIAGRAM T-H. Suroso Pusat Teknologi Reaktor dan Keselamatan Nuklir, BATAN Gd. 80 Kawasan Puspiptek Serpong Tangerang Tlp 021-7560912, Fax 021-7560913 E-mail: [email protected]

ABSTRAK ANALISIS PERBANDINGAN DESAIN TERMAL PEMBANGKIT UAP PWR 1000 Mwe MENGGUNAKAN METODE LMTD, NTU-EFEKTIVITAS DAN DIAGRAMT-H . Telah dilakukan perhitungan dari segi termal terhadap pembangkit uap PLTN tipe PWR produksi KHNP yang menggunakan 2 loop. Perhitungan dilakukan terhadap nilai koefisien perpindahan panas menyeluruh, luas permukaan perpindahan panas menyeluruh, panjang pipa dan nilai turun tekanan. Metode perhitungan menggunakan LMTD, NTU-efektifitas dan daigram T-H, dengan mengacu pada standar TEMA. Hasil perhitungan dengan menggunakan metode LMTD dan NTU-efektivitas, diperoleh nilai koefisien perpindahan panas menyeluruh 5,96 % lebih rendah dari kondisi desain. Sedangkan dengan menggunakan metode diagram T-H diperoleh nilai koefisien perpindahan panas menyeluruh sama dengan kondisi desain. Hasil perhitungan dengan menggunakan metode NTU-efektifitas relatif lebih rendah 9,14 % untuk nilai luas permukaan perpindahan panas menyeluruh, dan 7,56 % untuk panjang pipa, dan dengan menggunakan metode LMTD, relatif lebih besar 5,80 % untuk luas permukaan perpindahan panas menyeluruh dan 7,77 % untuk panjang pipa, masingmasing terhadap kondisi desain. Perhitungan dengan menggunakan metode diagram T-H, dibandingkan dengan kondisi desain, lebih rendah 2,32 % untuk luas permukaan perpindahan panas dan 6,06 % untuk panjang pipa. Nilai turun tekanan dari ketiga metode yang dipergunakan dalam perhitungan menunjukkan nilai turun tekanan sisi pipa relatif lebih besar dari pada sisi shell. Hal ini sesuai dengan kondisi desain, tetapi dari nilai nominalnya terdapat perbedaan yang signifikan. Dari hasil-hasil perhitungan dengan menggunakan ketiga metode tersebut menunjukkan bahwa, perhitungan dengan menggunakan metode diagram T-H lebih sesuai untuk menganalisis pembangkit uap PWR dari pada metode LMTD dan NTUefektivitas. Kata kunci: Analisis, desain termal, pembangkit uap, PWR, daya 1000 MWe.

ABSTRACT COMPARATIVE ANAYISYS OF THERMAL DESIGN 1000 MWe PWR STEAM GENEERATOR USING LMTD, NTU-EFFECTIVENESS AND T-H DIAGRAM METHODS. Thermal aspect have calculated on steam generator of nuclear power plant pressurized water reactor typed of Korea Hydro & Nuclear Power (KHNP) production of two looped. The calculation performed on the value of overall heat transfer coefficient, overall heat transfer surface area, tube length and pressure drop values.The method of calculation using are number transfer of unit (NTU)- effectiveness, logarithmic mean temperature difference (LMTD) and T-H diagram and followed tubular exchanger manufactured assosiation (TEMA) standard. The result using the method of LMTD and NTU-effectiveness, the value of overall heat transfer coefficient obtained 5.96% lower than design condition. While using the T-H diagram obtained overall heat transfer coefficient is equal to the design. The result using the methods NTU-effectiveness are relatively lower than 9.14 % of heat transfer surface area and 7.56 % for the length of the tube, and by using the LMTD method, relatively high 5.80 % for the overall heat transfer surface area and 7.77 % for the length of tube. Calculation using the T-H diagram method, compared to design conditions, 2.32% lower for the heat transfer surface area and 6.06 % for the length of tube. Pressure drop value of the three methods used in the calculation shows the value of the tube side pressure drop is relatively higher than in the shell. From the calculation by using all three methods shows that, calculation using the T-H diagram method is more suitable for analyzing the PWR steam generator of LMTD and NTU- effectiveness methods. Key word : Analysis, thermal design, steam generator, PWR, 1000 MWe power,

PENDAHULUAN

P

embangkit Listrik Tenaga Nuklir (PLTN) telah berhasil dibuat dan dioperasikan oleh Korea. Salah satu tipe PLTN yang telah berhasil dibuat dan

dioperasikan adalah Pressurized Water Reactor (PWR) yang diproduksi oleh Korea Hydro & Nuclear Power (KHNP) dengan daya elektrik 1000 MW menggunakan 2 pembangkit uap.[1] Mengingat

Prosiding Pertemuan dan Presentasi Ilmiah – Penelitian Dasar Ilmu Pengetahuan dan Teknologi Nuklir 2011 Pusat Teknologi Akselerator dan Proses Bahan - BATAN Yogyakarta, 19 Juli 2011

186

ISSN 0216 - 3128

Indonesia kecenderungannya memilih reaktor tipe PWR, maka sangat menarik untuk mengkaji dan meneliti reaktor buatan Korea tersebut. Penelitian untuk mendapatkan verifikasi desain pembangkit uap PWR produksi Westinghouse (USA) dengan daya yang sama (1000 MWe) dengan 4 pembangkit uap telah berhasil dilakukan. Metode yang digunakan untk mengevaluasi adalah diagram T-H. Hasil evaluasi diperoleh perbedaan 0,28 % dan 1,7 % lebih besar dari pada kondisi desain, masing-masing untuk luas permukaan perpindahan panas dan panjang pipa. [2]

Pada makalah ini akan dibahas desain termal pembangkit uap PWR produksi KHNP dengan menggunakan metode logarithmic mean temperature difference (LMTD), number transfer of unit (NTU)efektifitas dan diagram temperatur – entalpi (diagram T-H). LMTD adalah merupakan metode untuk menghitung dimensi alat penukar kalor dari segi termal jika temperatur masuk dan keluar dari sisi panas maupun dingin diketahui, sedangkan NTUefekifitas adalah metode untuk menghitung dimensi alat penukar kalor jika laju alir fluida sisi dingin dan panas diketahui disamping nilai perbandingan panas terendah dan tertingginya.[3] Adapun metode diagram T-H adalah pengembangan dari metode LMTD dengan membagi rentang panjang alat penukar kalor ke dalam beberapa segmen. Dengan demikian sifat– sifat fisika yang dipergunakan adalah sifat-sifat fisika pada temperatur rata-rata pada setiap segmen, sehingga memberikan ketelitian dalam pengambilan harga sifat-sifat fisika.[4] Status penelitian ini merupakan kelanjutan dari penelitian-penelitian mengenai sistem dan komponen-komponen reaktor PWR.[2.5] Tujuan dari penelitian adalah menguasai metode perhitungan untuk mendapatkan dimensi pembangkit uap PLTN tipe PWR atau memverifikasi desain, jika Indonesia memutuskan membangun PLTN tipe PWR, sedangkan dari segi teknis tujuan penelitian adalah untuk mendapatkan hasil perhitungan yang meliputi nilai koefisien perpindahan panas, luas permukaan perpindahan panas dan panjang pipa serta nilai turun tekanan (pressure drop). Data yang diperlukan dalam perhitungan meliputi data teknis dan data proses. Data teknis diantaranya adalah jenis fluida yang digunakan teermasuk sifat-sifat fluidanya, laju aliran fluida dan jumlah fluida yang digunakan, temperatur minimum dan maksimum, tekanan operasi, dan besarnya laju perpindahan panas. Data proses diantaranya tube, tata letak susunan tube, temperatur dan tekanan minimum dan maksimum, dan jenisjenis metrial konstruksi. Asumsi-asumsi yang digunakan diantaranya; pembangkit uap adalah penukar kalor tipe shell and tube dengan aliran lawan arah (counter flow) satu lintasan shell dan dua lintasan tube. Perhitungan

Suroso

dilakukan dengan mengacu pada standar Tubular Exchanger Manufactured Associated (TEMA).[6] Diharapkan dari penelitian ini diperoleh suatu informasi ilmiah hasil perhitungan termal pembangkit uap PLTN tipe PWR daya 1000 MWe yang menggunakan 2 pembangkit uap.

TEORI Pembangkit Uap PLTN tipe PWR memanfaatkan prinsip desain sistem siklus tertutup. Ini berarti bahwa bahan pendingin dalam siklus reaktor dipisahkan dari siklus turbine generator. Tetapi, air pendingin bertemperatur tinggi dari reaktor, harus mampu membentuk uap untuk menggerakkan turbin dan mengasilkan listrik. Masing-masing siklus sistem pendingin reaktor terdiri dari sebuah pembangkit uap yang terpasang secara vertikal. Pembangkit uap ini dapat bertipe once-through steam generator atau U-tube steam generator. Jenis U tube steam generators, seperti yang ditunjukkan pada Gambar 1 terdiri dari dua bagian yang tergabung dengan satu bagian evaporator dan satu bagian steam drum.

Gambar 1.

Konstruksi pembangkit uap PLTN tipe PWR.[4]

Persamaan-persamaan Pada Alat Penukar Kalor Aliran fluida pada alat penukar kalor tipe pipa dan shell dapat berlangsung secara sejajar (parallel flow) seperti diberikan pada Gambar 2a dan aliran berlawanan (counter flow) seperti diberikan pada Gambar 2b. Aliran sejajar adalah aliran di mana fluida panas dan fluida dingin memasuki pipa dari arah yang sama, sedangkan aliran berlawanan adalah aliran fluida panas dan fluida dingin mempunyai arah yang berlawanan. Kelebihan aliran berlawanan dibandingkan dengan aliran sejajar adalah dimungkinkannya temperatur ke luar sisi panas lebih


Suroso

ISSN 0216 - 3128

187

rendah daripada temperatur ke luar sisi dingin. Nilai selisih temperatur rata-rata logaritmik (LMTD) pada alat penukar kalor tipe shell and tube dengan aliran fluida sejajar dapat dirumuskan sebagai berikut:[3] LMTD = ∆Tlm =

(T1 − t1 ) − (T2 − t2 ) (T − t ) ln 1 1 (T2 − t2 )

(1) Gambar 3.

Gambar 2. Aliran sejajar (a), aliran berlawanan (b) Sedangkan harga selisih temperatur rata-rata logaritmik pada aliran berlawanan dirumuskan sebagai berikut:[3] LMTD = ∆Tlm =

(T1 − t 2 ) − (T2 − t1 ) (T − t ) ln 1 2 (T2 − t1 )

( 2)

dengan, ∆T lm adalah selisih temperatur rata-rata logaritmik (oC), T 1 adalah temperatur fluida masuk tube (oC), T 2 adalah temperatur fluida ke luar tube (oC), t 1 adalah temperatur fluida masuk shell (oC) dan t 2 adalah temperatur fluida ke luar shell (oC) Selisih temperatur rata-rata dipengaruhi oleh sifat aliran dan sifat medium. Didalam perencanaan alat penukar kalor harus dicari selisih temperatur rata-rata sebenarnya dengan menggunakan faktor koreksi F, sehingga besarnya selisih temperatur ratarata sebenarnya adalah:[3]

Δ Tm = F Δ Tlm

(3)

dengan, ∆T m adalah selisih temperatur rata-rata yang sebenarnya (oC). Metoda LMTD yang dikembangkan dengan diterapkan pada segmen-segmen sepanjang alat penukar kalor merupakan metoda diagram temperatur – entalpi (metoda diagram T-H). Dengan demikian sifat–sifat fisika yang dipergunakan adalah sifat-sifat fisika pada temperatur rata-rata pada setiap segmen, sehingga memberikan ketelitian dalam pengambilan harga sifat-sifat fisika. Besar kecilnya kesalahan sangat bergantung pada lebar segmen yang diambil pada perhitungan. Bila diasumsikkan bahwa laju aliran massa fluida panas dan dingin masing-masing adalah m 1 dan m 2 serta keempat entalphi jenis H 1,I ; H 1,o ;H 2,I ;H 2,o (atau temperatur T 1,i ;T 2,o ;T 2,i dan T 2,o ) telah diketahui maka sketsa lintasan fluida panas dan fluida dingin sebagai fungsi entalpi dan temperatur dapat dilukiskan seperti diberikan pada Gambar 3. .

Sketsa lintasan fluida panas dan dingin sebagai fungsi entalpi dan temperatur.[4]

Dari data sifat fisika fluida dingin, dapat digambarkan kurva T 2 = f (H 2 ) sepanjang alat penukar kalor. Jika diasumsikan sebuah alat penukar kalor dengan aliran berlawanan arah seperti Gambar 3 dari kesetimbangan energi termal sepanjang luasan A x diperoleh hubungan :[4] H1 − H1,i = (H 2 − H 2,o )

m2 m1

(4)

Kemampuan alat penukar kalor memindahkan panas (Q) dari fluida panas ke fluida dingin dapat dihitung dengan persamaan :[3] Q = UA∆Tm

(5)

dimana A, adalah luas permukaan perpindahan panas dalam m2. Efektifitas (ε) penukar kalor secara umum untuk aliran lawan arah (counter flow) didefinisikan sebagai berikut:[3] ε=

1 − exp[(− UA/C min )(1 − C min /C maks )] 1 − (C min /C maks )exp[(− UA/C min )(1 − C min /C maks )]

(6)

dengan C=mc p , adalah laju kapasitas ( W/oC), dengan m: massa fluida (kg), C p, : panas jenis UA/C min adalah jumlah satuan (W/kgoC ), perpindahan panas yang sering disebut dengan number of transfer unit (NTU) atau N, dan C =C min /C maks. Harga efektivitas untuk penukar panas jenis pipa dan shell adalah sebagai berikut:[3]   ε = 21 + C + 1 + C 2  

(

)

1/2

[ [

( (

 1 + exp − N 1 + C 2   1 − exp − N 1 + C 2 

) )

1/2

1/2

] ]

−1

(7)

sedangkan harga NTU-nya adalah,

(

NTU = − 1 + C 2

)

−1/2

( (

 2/ε − 1 − C − 1 + C 2 × ln  2  2/ε − 1 − C + 1 + C

) )

1/2 1/2

  

, C > 0 (8)

dan, NTU = −ln(1 − ε) untuk C=0

(9)

Terdapat dua sumber utama pada sisi tube sebuah pembangkit uap jenis shell and tube , yaitu : 1. Rugi tekanan akibat gesekan di dalam tube, 2. Rugi tekanan karena kontraksi dan ekspansi penampang yang brutal (sudden contraction and sudden-expansion). Turun tekanan di dalam tube dapat dihitung dengan menggunakan persamaan,[7]


188

ISSN 0216 - 3128

  ρ .V 2  L  ∆Pt = Np 8 j f   + 2,5  ID    2

(10)

dimana : ID : Diameter dalam tube ( m ) L : Panjang tube efektif ( m ) V : Kecepatan fluida pada sisi tube ( m/s ) ρ : Massa jenis fluida ( kg/m³ ) ∆Pt : Penurunan tekanan ( N/m² ) Np : Jumlah tube J ƒ : Faktor friksi sedangkan turun tekanan pada sisi shell dapat dihitung dengan persamaan,[7]  D   L   ρ × Vs 2   (11) ∆Ps = 8. J fs . s  .   .    Dc   I b   2 

dimana : ∆P s : Rugi tekanan disisi shell ( N/m² ) D s : Diameter shell ( m ) D ƒs : Faktor gesekan L : Panjang shell ( m ) I b : Panjang baffle ( m ) d c : Diameter ekivalen ( m ) V s : Kecepatan rata-rata pada sisi shell ( m/s ) ρ : Massa jenis fluida pada sisi shell ( kg/m³ )

Suroso

menggunakan 2 pembangkit uap. Data teknis dan operasionalnya diberikan pada Tabel 1.

Prosedur Pengolahan Data Pengolahan data untuk mendapatkan nilai koefisien perpindahan panas sisi tube, shell dan menyeluruh dilakukan dengan menggunakan data temperatur masuk dan keluar sisi tube dan shell, daya yang dibangkitkan untuk setiap pembangkit uap, dimensi pembangkit uap yang diketahui dan yang relevan untuk perhitungan dan parameter fisis dari fluida dan material konstruksi pembangkit uap. Hasil perhitungan nilai koefisien perpindahan panas menyeluruh kemudian digunakan untuk mendapatkan dimensi luas permukaan perpindahan panas. Data luas permukaan perpindahan panas kemudian digunakan untuk mendapatkan nilai panjang tube dengan menggunakan metoda LMTD, NTUefektifitas dan diagram T-H. Sedangkan nilai turun tekanan dilakukan untuk sisi tube dan shell dengan menggunakan persamaan-persamaan yang relevan dan data fisis kondisi operasional pembangkit uap serta dimensi pembangkit uap yang diketahui dan yang telah diperoleh dari perhitungan

Pengolahan Data

Fluida masuk dan ke luar pembangkit uap sisi tube dalam kondisi satu fasa pada temperatur 327,3 °C TATA KERJA dan 295,8 °C pada tekanan 15,5 MPa, sedangkan pada sisi shell masuk pembangkit uap dalam bentuk Data Spesifikasi Teknik dan Operasional fasa cair temperatur 232 °C dan ke luar fasa uap PLTN temperatur 289 °C pada tekanan 7,3 MPa. Data PLTN tipe PWR produksi KHNP Korea parameter fisis fluida pada sisi tube dan shell mempunyai daya termal 2884 MW(th) dengan diberikan pada Tabel 2. Tabel 1. Data teknis dan operasional PWR daya thermal 2884 MW(th) derngan 2 pembangkit uap.[1] No 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

Data teknis dan operasional

Parameter Daya thermal tiap unit (q) Daya elektrik Temperatur masuk Temperatur keluar Tekanan Turun tekanan Koefisien perpindaan panas menyeluruh Jumlah tube Panjang tube Diameter dalam tube Tebal tube Diameter luar shell bagian bawah Tebal shell Konduktivitas material konstruksi tube (K)

Sisi pipa (tube) 2884 MW ( th) 1000 MW(e) 327,3 °C 295,8 °C 15,5 MPa 0,7579 MPa

Sisi shell 2884 MW (th) 1000 MW(e) 232 ° C 289 °C 7,3 MPa 0,06339 MPa

3254 W/m2 oC

3254 W/m2 oC

8340 20,8781 m 0,0169 m 0,00107 m

-

-

5,6701 m

-

0,1143 m

-

35 W/m °K


Suroso

ISSN 0216 - 3128

189

Tabel 2. Data parameter fisis fluida sisi tube [7] Nilai No

Parameter Sisi tube

Sisi shell

1.

Massa jenis (ρ)

687,042 kg/m3

431,53 kg/m3

2.

Konduktivitas termal (k)

0,5199 W/m °C

0,3511 W/m °C

3.

Viskositas (µ)

8,669 x 10-5 kg/m.s

67,8×10-6 kg/m.s

4.

Panas jenis (Cp)

6214,45 J/kg °C

5079 J/kg˚C

5.

Bilangan Prandtl (Pr)

1,03733

1,23090

Gambar 4. Efektifitas sebagai NTU ntuk aliran dalam dua tube satu shell. [3]

Gambar 5. Faktor koreksi untuk aliran lawan arah satu shell dua tube [3] Pengolahan data dengan menggunakan metoda LMTD dilakukan untuk aliran fluida berlawanan. Massa aliran fluida pada sisi tube dengan daya termal 2884 MW yang dibangkitkan oleh 2 pembangkit uap diperoleh sebesar 7,366×103 kg/s. Kecepatan aliran pada setiap tube dengan menggunakan 8340 tube adalah 5,7312 m/s. Angka Reynold, Nusselt dan nilai koefisien perpindahan panas pada sisi tube dengan menggunakan data yang diberikan pada Tabel 1 dan 2 diperoleh masing-masing 7,6818 ×105, 1192,517 dan 36685 W/m2°C.[5] Massa aliran fluida, luas permukaan yang dilalui aliran, kecepatan aliran, angka Reynold, angka Nusselt dan nilai koefisien perpindahan panas pada

sisi shell diperoleh masing-masing adalah 4,980×103 kg/s, 19,95 m2, 0,578 m/s, 5,99648×105, 2386 dan 3545,11 W/m2°C. Luas permukaan perpindahan panas menyeluruh dan panjang tube dengan metoda NTU-efektivitas diperoleh masing-masing 9049 m2 dan 19,3 m. Sedangkan luas permukaan perpindahan panas menyeluruh dan panjang tube dengan menggunakan metoda LMTD diperoleh dengan bantuan grafik seperti diberikan pada Gambar 5 untuk aliran lawan arah satu shell dua tube sebesar 0,89. Luas permukaan perpindahan panas dan panjang tube dengan metoda LMTD diperoleh masing-masing 10589,17 m2 dan 22,5 m,. Nilai turun


190

ISSN 0216 - 3128

tekanan (pressure drop) dengan mengguakan persamaan 10 dan 11 serta Tabel 1 dan 2 diperoleh masing-masing pada sisi tube adalah 4,506 × 105 Pa dan pada sisi shell adalah 1,212 × 104 Pa. Perhitungan yang dilakukan dengan menggunakan metoda diagram T-H adalah membagi panjang U tube ke dalam 10 segmen atau 11 titik. Distribusi temperatur sepanjang U tube diperoleh untuk sisi hot leg dan cold leg yang dilakukan dengan iterasi dan trial and error berdasarkan nilai distribusi entalpi. Distribusi entalpi sepanjang tube di dapat berdasarkan nilai distribusi entalpi sepanjang shell. Distribusi entalpi sepanjang shell diperoleh berdasarkan temperatur fluida masuk dan ke luar sisi shell dari kondisi fluidanya. Dengan menggunakan data pada Tabel 1 dan sifat-sifat fisis fluida diperoleh hasil temperatur pada ujung U tube sebesar 311, 55 oC seperti diberikan pada Gambar 6.

Suroso

HASIL DAN PEMBAHASAN

PLTN di Korea tipe PWR menggunakan dua daur dengan dua pembangkit uap mempunyai daya termal 2884 MW(th). Analisis desain termal pembangkit uap PWR produksi KHNP daya 1000 MWe dilakukan untuk mendapatkan nilai koefisien perpindahan panas menyeluruh, luas permukaan perpindahan panas menyeluruh dan panjang tube serta nilai turun tekanan sisi tube dan shell. Perhitungan dilakukan dengan menggunakan metoda NTU-efektivitas, LMTD dan diagram T-H, dengan asumsi pembangkit uap berbentuk shell and tube aliran lawan arah dengan dua lintasan tube satu shell. Hasil perhitungan dengan menggunakan metoda diagram T-H diperoleh distribusi temperatur sepanjang tube pada setiap segmen yang digunakan untuk menghitung besarnya panas yang dipindahkan, koefisien perpindahan panas, luas permukaan perpindahan panas, panjang tube dan nilai turun tekanan masing-masing untuk setiap segmen. Hasil perhitungan yang diperoleh pada setiap segmen kemudian diakumulasikan untuk mendapatkan nilainilai tersebut sepanjang tube dan shell seperti diberikan pada Tabel 3. Dari hasil perhitungan yang dilakukan dengan menggunakan metoda LMTD, NTU-efektivitas dan diagram T-H, kemudian disusun dalam suatu tabel untuk dibandingkan dengan kondisi desain. Hasil Gambar 6. Sketsa distribusi temperatur pada perbandingan dengan menggunakan ketiga metoda pembangkit uap PWR sepanjang tersebut yang dibandingkan dengan kondisi desain tube pada sisi tube dan shell diberikan pada Tabel 4. Tabel 3. Nilai-nilai parameter hasil perhitungan No. Parameter Nilai 1 Koefisien perpindahan panas sisi tuge (h t ) 3,719 x 10 5 W/m2 oC 2. Koefisien perpindahan panas sisi shell (h s ) 3,328 x 104 W/m2 oC 3. Koefisien perpindahan panas menyeluruh (U) 3,254 x 103 W/m2 oC 4 Luas permukaan perpindahan panas total (A) 9777,017 m2 5 Panjang tube (L) 19,614 m 6 Tuun tekanan sisi tube (∆P t ) 5,988 x 105 Pa 7 Turun tekanan sisi shell (∆P s ) 3,012 x 104 Pa Tabel 4. Hasil perhitungan dan kondisi desain pembangkit uap PWR-KHNP daya 1000 MWe yang menggunakan 2 pembangkit uap. Metode No. Parameter Desain NTU-efektivitas LMTD Diagram T-H Koefisien perpindahan 1 3254 W/m2 oC 3060 W/m2 oC 3060 W/m2 oC 3254 W/m2 oC panas menyeluruh ( U ) Luas permukaan 2 Perpindahan panas 10009,0 m2 9094,0 m2 10589,7 m2 9777,0 m2 menyeluruh ( A ) 3 Panjang tube ( L ) 20,88 m 19,30 m 22,50 m 19,62 m 4

Turun tekanan sisi tube (∆P t )

5

Turun tekanan shell (∆P s )

sisi

7,579 x 105 Pa

4,486×105 Pa

4,486 x 105 Pa

5,99 ×105 Pa

6,339 x104 Pa

7,836×103 Pa

7,836×103 Pa

3,0120×104 Pa


Suroso

ISSN 0216 - 3128

Hasil perhitungan nilai koefisien perpindahan panas menyeluruh dengan menggunakan metode NTU-efektivitas dan LMTD diperoleh sebesar 3060 W/m2 oC lebih rendah 5,96 % dari kondisi desain, sedangkan dengan mengguanakan metode diagram T-H diperoleh hasil sebesar 34254 W/m2 oC sama dengan kondisi desain. Nilai koefisien perpindahan panas yang diperoleh dalam perhitungan tersebut kemudian digunakan untuk mendapatkan luas permukaan perpindahan panas menyeluruh dan panjang tube. Hal ini akan berpengaruh terhadap hasil perhitungan dimensi pembangkit uap yang akan diperoleh. Hasil perhitungan luas permukaan perpindahan panas menyeluruh dengan menggunakan metode NTU-efektifitas diperoleh lebih rendah 9,14 % untuk luas dan 7,56 % untuk panjang tube bila dibandingkan dengan kondisi desain. Perhitungan dengan metode LMTD lebih besar 5,80 % untuk luas dan 7,77 % untuk panjang.tube, dan dengan metode diagram T-H diperoleh 2,32 % untuk luas permukaan pindahan panas dan 6,06 % untuk panjang tube lebih rendah dari kondisi desain. Terlihat dari hasil perhitungan tersebut dengan metode NTU-efektifitas berbeda dengan jika dilakukan dengan metode LMTD. Hasil yang diperoleh dengan metode LMTD lebih besar jika dibandingkan dengan kondisi desain, tetapi dengan metode NTU – efektifitas lebih rendah, tetapi perbedaannya masing-masing tidak lebih dari 10 %. Penggunaan metode LMTD untuk perhitungan termal alat penukar kalor biasanya sesuai untuk kondisi dimana temperatur masuk dan keluar sisi dingin dan panas diketahui dan rentang nilai perbedaan temperatur masuk dan keluar tidak terlalu besar. Jika terjadi perubahan fasa seperti pada pengembunan dan penguapan dengan metode LMTD tidak cukup teliti, tetapi karena biasanya untuk kondisi tersebut cukup rumit maka pendekatan perhitungan dengan metode LMTD dapat diterima dengan perbedaan sekitar 10 %,[8,9] Metode NTU-efektifitas biasanya sesuai jika digunakan untuk memilih tipe alat penukar panas.[3] Hasil perhitungan dengan menggunakan metode diagram T-H sepertinya lebih sesuai untuk diterapkan pada pembangkit uap. Hal ini terlihat dari nilai koefisien pepindahan panas menyeluruh yang diperoleh dari hasil perhitungan sama dengan kondisi desain. Sedangkan hasil perhitungan luas permukaan perpindahan panas menyeluruh dan panjang tube dengan menggunakan metode diagram T-H perbedaannya relatif lebih rendah dari pada dengan menggunakan metode LMTD dan NTU efektivitas. Hasil perhitungan nilai turun tekanan dengan menggunakan metode LMTD dan NTU-efektivitas pada sisi tube diperoleh 4,486×105 Pa dan pada sisi shell diperoleh 7,836×103 Pa. Perhitungan dengan menggunakan metode diagram T-H diperoleh untuk

191

sisi tube 5,99 ×105 Pa dan sisi shell 3,0120×104 Pa. Nilai-nilai tersebut sesuai dengan kondisi desain yaitu nilai turun tekanan sisi tube relatif lebih besar dibandingkan sisi shell. Perbedaan nilai turun teakanan masih cukup sigifikan dengan mengguanakan metode LMTD dan NTU efektivitas jika dibandingkan dengan konndisi desain seperti terlihat pada Tabel 3. Hal ini terjadi karena pengambilan nilai parameter fisis tidak cukup akurat jika didasarkan pada temperatur curah (bulk) dengan rentang perbedaan yang cukup besar. Hasil perhitungan dengan menggunakan metode diagram T-H relatif lebih mendekati kondisi desain dengan orde yang sama, tetapi masih terdapat perbedaan yang cukup signifikan. Hal ini tergantung pada pembagian segmen pada pembangkit uap, semakin kecil segmen yang dibuat semakin rendah perbedaan yang diperoleh. Karena parameter fisis yang daimbil lebih mendekati kondisi yang sebenarnaya.

KESIMPULAN Hasil perbandingan perhitungan termal pembangkit uap dengan menggunakan metode LMTD, NTU-efektifitas dan diagram T-H terhadap PLTN tipe PWR buatan Korea yang menggunakan 2 pembangkit uap relatif seuai dilakukan dengan menggunakan metode diagram T-H. Hal ini terlihat dari hasil perhitungan nilai koefisen perpindahan panas menyeluruh, luas permukaan perpindahan panas menyeluruh, panjang tube dan nilai turun tekanan yang relatif lebih rendah perbedaannya terhadap kondisi desain dari pada dengan metode LMTD dan NTU-efektivitas. Hasil ini juga menunjukkan bahwa evaluasi desain termal terhadap pembangkit uap PWR baik dengan yang menggunakan 2 maupun 4 pembakit uap adalah relevan.

DAFTAR PUSTAKA 1. ANONIM, General Design Data of NSSS System and Component on KSNP, Korea Hydro and Nuclear Power Co., Ltd, July 2004. 2. SUROSO, Evaluasi Desain Termal Pembangkit Uap PWR dengan Diagram T-H, Prosiding Seminar TKPFN ke -16, PTRKN-BATAN, 28 Juni 2010. 3. KERN, D.Q., Process Heat Transfer, International Student Edition, McGraw-Hill Book Co., New York, 196 4. SADIC CACAC., Boiler Evaporator and Condensor, John Willey & Son Inc, Canada, 1991. 5. SUROSO, Studi Awal Desain Termal Pembangkit Uap PLTN Tipe PWR Daya 1000 MWe, Jurnal Epsilon, PTRKN-BATAN, Nopember 2009.


192

ISSN 0216 - 3128

6. ANONIM, The Tubular Exchanger Manufacture Assiciation, 7th edition, 1988.

Suroso •

7. KAZIMI, M.S and TODREAS, N.E., Nuclear System I, Hemisphere Publishing Corporation, New York, 1991. 8. LEE, H.S., SUH, K.Y., Thermal Design of Steam Generator for Pb-Bi Cooled Reactor PEACER300, Seoul National University, San 51 SillimDong, Korea 2005. 9. LLEWELLyn, G.H., Design and Analysis of A 5 MW Vertical Fluted Tube Condenser for Geothermal Applications, ORNL, Oak Ridge, Tennese, March 2982.

Adang HG −

Mengapa metoda diagram T-H, lebih mendekati kondisi desain daripada dengan metoda LMTD dan NTV efektifitas.

Metoda desain termal pembangkit uap PWR menggunakan diagram T-H pendekatan penyelesaian/perhitungannya adalah dengan membagi pembangkit uap kedalam beberapa segmen dan mengambil parameter fisis untuk perhitungan setiap segmen ISO, sehingga hasil perhitungan yg di dapat lebih teliti.

Aslina B Ginting −

Mengapa objek penelitian PLTN produksi KHNP (KSNP)?

Suroso •

TANYA JAWAB

Suroso

PWR KSNP menarik sekali diteliti, karena semua Negara asia yan telah berhasil membuktikan kemampuanya dan menguasai teknologi PWR buatan Westinghouse USA dengan menggunakan 4 pembangkit uap menjadi 2 pembangkit uap, yang menghasilkan daya 1000 MWe.


ANALISIS PERBANDINGAN DESAIN TERMAL PEMBANGKIT UAP PWR 1000 MWE MENGGUNAKAN METODE LMTD, NTU-EFEKTIVITAS DAN DIAGRAM T-H

Recommend Documents