PERANCANGAN TURBIN UAP PENGGERAK GENERATOR LISTRIK DENGAN DAYA 80 MW PADA INSTALASI PEMBANGKIT LISTRIK TENAGA UAP

SKRIPSI

PERANCANGAN TURBIN UAP PENGGERAK GENERATOR LISTRIK DENGAN DAYA 80 MW PADA INSTALASI PEMBANGKIT LISTRIK TENAGA UAP

Skripsi ini Diajukan Untuk Melengkapi Syarat Memperoleh Gelar Sarjana Teknik

Oleh : TUMPAL BATARA. NABABAN NIM : 040401003

DEPARTEMEN TEKNIK MESIN FAKULTAS TEKNIK UNIVERSITAS SUMATERA UTARA 2009 Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

KATA PENGANTAR Segala puji dan syukur kepada Tuhan Yang Maha Esa atas segala kasih dan karunia yang telah diberikan-Nya sehingga penulis dapat menyelesaikan Skripsi ini yang merupakan tugas akhir dalam menyelesaikan pendidikan untuk mencapai gelar sarjana di Fakultas Teknik, Departemen Teknik Mesin, Universitas Sumatera Utara. Adapun yang menjadi judul dari pada Skripsi ini adalah “Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik dengan Daya 80 MW Pada Instalasi Pembangkit listrik Tenaga Uap”. Dalam menyelesaikan Tugas Sarjana ini, penulis banyak sekali mendapat dukungan dari berbagai pihak. Maka pada kesempatan ini penulis menyampaikan penghargaan dan ucapan terima kasih yang sebesar-besarnya kepada : 1. Kedua orang tua penulis, Ayahku tercinta S.Nababan dan Mamaku tercinta R.br. Simamora yang telah memberikan doa restu kepada penulis serta telah bersusah payah membiayai penulis selama menjalani pendidikan, hingga penulis dapat

menyalesaikan pendidikan dan

mendapat gelar sarjana. 2. Kakak ku tercinta, Eva Mery Nababan dan Adik-adik ku tercinta, Yolanda Permatasari Nababan dan Bastian Wijaya Nababan serta My Lovely, C.Hanna Dumaria

yang selalu mendoakan penulis serta selalu

mendukung penulis dalam menyelesaikan skripsi ini. 3. Bapak Ir. Mulfi Hazwi. Msc sebagai dosen pembimbing yang telah membimbing penulis serta memberi masukan-masukan yang bermanfaat kepada penulis dari awal hingga akhir penyelesaian Skripsi ini. 4. Bapak DR.ING.IR.Ikhwansyah Isranuri sebagai ketua Departemen Teknik Mesin Universitas Sumatera Utara dan Bapak Tulus Burhanuddin Sitorus, ST, MT sebagai sekretaris Departemen Teknik mesin Universitas Sumatera Utara.

Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

5. Seluruh dosen staf pengajar dan pegawai Departemen Teknik Mesin Universitas Sumatera Utara yang telah banyak membimbing dan membantu penulis selama kuliah di Departemen Teknik Mesin Universitas Sumatera Utara. 6. Teman-teman mahasiswa khususnya stambuk 2004 yang telah banyak membantu penulis selama perkuliahan dan dalam penyelesaian Skripsi ini.

Penulis menyadari bahwa skripsi ini masih mempunyai beberapa kekurangan, untuk itu penulis sangat mengharapkan adanya saran dari para pembaca untuk memperbaiki dan memperlengkapi tulisan ini ke depan. Akhir kata penulis berharap semoga tulisan ini dapat berguna memperkaya pengetahuan dari para pembaca. Terima kasih.

Medan,

Maret - 2009

Penulis,

Tumpal Batara. Nababan NIM : 040401003


DAFTAR ISI Halaman SPESIFIKASI TUGAS KARTU BIMBINGAN EVALUASI SEMINAR TUGAS SARJANA MAHASISWA ABSENSI PEMBANDING BEBAS MAHASISWA KATA PENGANTAR .................................................................................... i DAFTAR ISI .................................................................................................. iii DAFTAR SIMBOL ........................................................................................ vi

BAB 1 PENDAHULUAN 1.1 Latar Belakang Perencanaan ....................................................... 1 1.2 Tujuan Perencanaan ................................................................... 2 1.3 Batasan Masalah ........................................................................ 2 1.4 Metodologi Perancangan ............................................................ 3 1.5 Sistematika Penulisan……………………………………………. 4

BAB 2 TINJAUAN PUSTAKA 2.1 Pandangan Umum Tentang Turbin Uap ....................................... 5 2.2 Analisa Termodinamika ………………………………………… 6 2.3 Modifikasi Siklus Rankine pada PLTU ....................................... 8 2.4 Prinsip dasar desain Turbin Uap..................................................... 10 2.5 Klasifikasi Turbin Uap ............................................................... 10 2.6 Analisa Kecepatan Aliran Uap ................................................... 15 2.7 Kerugian Energi pada Turbin Uap .............................................. 17 2.7.1 Kerugian-kerugian Dalam (Internal losses) .......................... 17 2.7.2 Kerugian-kerugian Luar ....................................................... 25 2.8 Efisiensi dalam Turbin Uap ........................................................ 25 2.9 Perhitungan Fraksi Massa pada Tiap Ekstraksi ............................ 27 2.10 Perhitunga Jumlah Uap yang Mengalir Melalui Turbin dan ekstraksi. ...................................................................................... 28 Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

BAB 3 PENENTUAN SPESIFIK TURBIN UAP PLTGU 3.1 Pemilihan Jenis Turbin Uap ........................................................ .. 30 3.2 Perhitungan Daya Turbin Uap .................................................... .. 31 3.3 Perhitungan Penurunan Kalor untuk Jenis Turbin Nekatingkat ... .. 33 3.4 Perhitungan Fraksi Massa dan Laju Aliran Massa pada Tiap Ekstraksi... ...39

3.5 Pengujian Kembali Laju Aliran Massa yang Diperoleh ............... .. 41

BAB 4 PERHITUNGAN KALOR TURBIN UAP PLTGU 4.1 Turbin Tingkat Pengaturan ......................................................... 43 4.2 Perhitungan Kalor dari Tingkat Pengaturan sampai Ekstraksi I ... 51 4.3 Pengujian Hasil Perhitungan Kalor Keseluruhan ........................ 61

BAB 5 PERHITUNGAN UKURAN UTAMA TURBIN UAP PLTGU 5.1 Nosel dan Sudu Gerak ................................................................ 62 5.1.1 Tinggi Nosel dan Sudu Gerak ............................................ 62 5.1.2 Lebar dan Jari-jari Busur Sudu ........................................... 65 5.1.3 Jarak bagi antara Sudu ....................................................... 66 5.1.4 Jumlah Sudu ...................................................................... 67 5.1.5 Nosel dan Sudu Gerak Tingkat 2 ....................................... 67 5.2 Kekuatan Sudu ........................................................................... 70 5.3 Getaran Sudu............................................................................... 74 5.4 Pembahasan Perhitungan Ukuran Cakram .................................. 74 5.5 Perhitungan Ukuran Poros .......................................................... 83 5.6 Perhitungan Berat Cakram .......................................................... 86 5.7 Bantalan dan Pelumasan ............................................................. 88 BAB 6 KESIMPULAN .................................................................................. 93 6.1 Kesimpulan……………………………………………………...... 93 6.2 Saran……………………………………………………………… 98

DAFTAR PUSTAKA …………………………………………………………. viii Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

DAFTAR SIMBOL 1. Simbol dari abjad biasa

Simbol

Arti

Satuan

Ao

Luas penampang sudu paling lemah

cm2

As

Luas plat penguat sudu

cm2

a

Ruang bebas bantalan

mm

b

Lebar sudu

mm

C

Kapasitas termal rata-rata minyak pelumas

cad

Kecepatan mutlak uap keluar nosel tanpa

kkal/kg0C m/s

memperhitungkan derajat reaksi c1

Kecepatan mutlak uap keluar nosel

m/s

c1t

Kecepatan uap masuk mutlak teoritis

m/s

c2

Kecepatan uap pada saluran keluar

m/s

ckr

Kecepatan kritis

m/s

d

Diameter nominal sudu atau rotor

mm

dp

Diameter poros

mm

E

Modulus elastisitas poros

f1

Luas penampang sudu gerak

cm2

g

Percepatan gravitasi bumi

m/s2

Geks

Massa alir uap ekstraksi

kg/s

Gkebocoran

Massa kebocoran uap pada perapat labirin

kg/s

Go

Massa alir uap

kg/s

hb

Kerugian energi dalam sudu-sudu gerak

kJ/kg

he

Kerugian energi akibat aliran keluar

kJ/kg

hge.a

Kerugian energi karena gesekan roda dan

kJ/kg

kg/cm2

ventilasi hi tk

Nilai penurunan kalor pada tiap tingkat turbin

kJ/kg

hkebasahan

Kerugian energi karena kelembaban uap keluar

kJ/kg

hn

Kerugian energi pada nosel

kJ/kg

Ho

Nilai

penurunan

kalor

dengan

kJ/kg


memperhitungkan kerugian tekanan Ho’

Nilai penurunan kalor dengan memperhitungkan

kJ/kg

kerugian tekanan dan pemipaan buang

Ho,th

Nilai penurunan kalor teoritis

kJ/kg

I

Momen inersia

i0

Kandungan kalor uap saat masuk turbin

kJ/kg

i1t

Kandungan kalor uap saat keluar turbin

kJ/kg

i1’t

Kandungan kalor uap setelah katup pengatur

kJ/kg

l

Tinggi nosel

mm

l1’

Tinggi sisi masuk sudu gerak

mm

l1”

Tinggi sisi keluar sudu gerak

mm

Mt

Momen puntir

kg.mm

n

Putaran turbin

rpm

nkr

Putaran kritis poros

rpm

P

Daya nominal generator listrik

MW

Pa

Gaya yang terjadi akibat perbedaan tekanan uap

cm4

kg

masuk Pa ’

Gaya yang bekerja akibat perbedaan momentum

kg

uap PG

Daya yang dibutuhkan generator listrik

MVA

PN

Daya netto turbin

MW

po

Tekanan awal uap masuk turbin

kg/cm2

po’

Tekanan uap sebelum nosel

kg/cm2

pkr

Tekanan kritis

kg/cm2

Pu

Gaya akibat rotasi pada sudu gerak

kg

R

Jari-jari konis sempurna

mm

r1

Jari-jari hub

mm

rs

Jari-jari rata-rata plat penguat sudu

mm

t0

Temperatur uap awal

u

Kecepatan keliling sudu turbin

ν

Volume spesifik uap

W

Momen perlawanan poros

cm3

Wcr,tot

Berat total cakram

kg

0

C

m/s m3/kg


Wp

Berat total poros

kg

Wy

Momen perlawanan terkecil sudu

cm3

z

Jumlah sekat labirin

Buah

zs,1

Jumlah sudu gerak baris pertama

Buah

2. Simbol dari abjad Yunani (Greek Letters)

Simbol

Arti

Satuan

α1

Sudut masuk kecepatan uap mutlak ke sudu gerak

o

α2

Sudut keluar kecepatan uap mutlak

o

β1

Sudut masuk kecepatan relatif uap ke sudu gerak

o

β2

Sudut keluar kecepatan relatif uap ke sudu gerak

o

ρ as

Massa jenis bahan Alloy Steel

kg/m3

ρ pl

Massa jenis minyak pelumas

kg/ltr

ρu

Massa jenis uap

kg/m3

∆pv

Penurunan tekanan uap saat melewati katup

kg/cm2

pengatur σ

Tegangan

kg/cm2

τa

Tegangan izin poros

kg/cm2

ω

Kecepatan sudut

ηg

Efisiensi generator

-

ηm

Efisiensi mekanis

-

λ

Koefisien jenis fluida pada rumus stodola

-

ϕ

Faktor kecepatan (angka kualitas) nosel

-

ψ

Koefisien kecepatan (angka kualitas) sudu

-

rad/s


BAB 1 PENDAHULUAN

1.1. Latar belakang perancangan Ide tentang turbin uap sudah ada sejak turbin Hero, kira-kira tahun 120 S.M, tetapi pada saat itu masih berbentuk mainan atau belum dapat menghasilkan daya poros yang efektif. Giovani Branca juga mengusulkan turbin impuls pada tahun 1629, tetepi turbin tersebut tidak pernah dibuat. Turbin yang pertama dibuat pada tahun1831 oleh William Avery (amerika Serikat) untuk menggerakkan mesin gergaji. Sejak saat itu teori tentang turbin uap terus berkembang dengan pesat dan hal tersebut juga diikuti oleh perkembangan aplikasi dari turbin tersebut. Turbin uap sebagai salah satu mesin konversi energi merupakan salah satu alternatif yang baik karena dapat mengubah energi potensial uap menjadi energi mekanik pada poros turbin, Sebelum dikonversikan menjadi energi mekanik energi potensial uap terlebih dahulu dikonversikan menjadi energi kinetik dalam nosel (pada turbin impuls) dan sudu-sudu gerak(pada turbin reaksi). Energi mekanis yang dihasilkan dalam bentuk putaran poros turbin dapat secara langsung atau dengan bantuan roda gigi reduksi dihubungkan dengan mekanisme yang digerakkan. Untuk menghasilkan energi listrik, mekanisme yang digerakkan dalam hal ini adalah poros generator. Pada generator energi mekanik yang diteruskan dari poros akan diubah menjadi energi listrik. Turbin uap sudah sering digunakan sebagai penggerak mula pada PLTU, pompa, kompressor dan mesin-mesin lain.


1.2. Tujaun perancangan

Adapun tujuan dari perancangan ini adalah untuk merancang sebuah Turbin Uap beserta dimensi komponen-komponen utama nya, dimana Turbin Uap tersebut terdiri dari 10 tingkat tekanan dan dalam Turbin tersebut terjadi 4 ekstraksi , dimana uap hasil ekstraksi tersebut digunakan sebagai pemanas air pengisian ketel. Dalam hal ini Turbin Uap yang dirancang berfungsi sebagai penggerak Generator Listrik.

1.3. Batasan masalah

Adapun batasan-batasan masalah dari tugas sarjana ini adalah : a. Penentuan Spesifik Turbin Uap Adapun spesifikasi Turbin uap yang direncanakan pada skripsi ini adalah : 1. Tekanan uap masuk

: 80 bar

2. Temperature uap masuk : 500 °C 3. Jumlah ekstraksi

: 4 ekstraksi

4. Jumlah tingkat turbin

: 10 tingkat

5. Daya keluaran Generator : 80 MW

b. Perhitungan Kalor Turbin Uap Dalam hal ini pembahasan meliputi penentuan besarnya penurunan kalor yang terjadi pada tiap tingkat untuk mendapatkan variasi kecepatan uapnya dengan penentuan besarnya kerugian kalor yang terjadi pada nosel atau sudu pengarah dan sudu gerak. Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

c. Perhitungan ukuran-ukuran komponen utama turbin uap Dalam hal ini pembahasan meliputi penentuan ukuran sudu pengarah dan sudu gerak dengan analisa kekuatan sudu nya, perhitunagan ukuran cakram dan tegangan yang terjadi, perhitungan ukuran poros dengan putaran kritis nya, dan pemilihan bantalan dengan sistem pelumasan nya.

d. Gambar penampang ( gambar teknik ) turbin uap

1.4. Metodologi penulisan

Metodologi yang digunakan dalam penulisan tugas sarjana ini adalah sebagai berikut : a. Survey lapangan, yakni berupa peninjauan langsung ke lokasi tempat unit pembangkit listrik tenaga uap itu berada. b. Penagambilan data survey dari tempat dilaksanakan nya survey. c. Studi literatur, yakni berupa studi kepustakaan, kajian dari buku-buku, dan tulisan-tulisan yang terkait dengan perancangan turbin uap. d. Browsing internet, yaitu untuk mencari bahan-bahan tulisan dan artikel-artikel yang dapat digunakan untuk membantu pengerjaan skripsi ini. e. Diskusi, yakni berupa tanya jawab dengan dosen pembimbing, dosen pembanding yang nanti akan ditunjuk oleh pihak Departemen Teknik Mesin – FT USU mengenai kekurangan-kekurangan didalam bahasan tugas sarjana ini.


1.5. Sistematika penulisan

Skripsi ini dibagi menjadi beberapa bab dengan garis besar sebagai berikut : •

Bab I : Pendahuluan Bab ini berisikan Latar belakang penulisan, tujuan, batasan masalah, metodologi penulisan, dan sistematika penulisan.

•

Bab II : Tinjauan pustaka Bab ini berisikan Pandngan umum tentang Turbin Uap, Analisa termodinamika pada Turbin Uap, Modifikasi siklus rankine pada Turbin uap, Klasifikasi Turbin Uap, dan Kerugian-kerugian energi pada Turbin Uap.

•

Bab III : Penentuan Spesifikasi turbin Uap Bab ini berisikan tentang Penentuan jenis Turbin Uap yang digunakan, Perhitungan daya pada Turbin, Perhitungan penurunan kalor, Penentuan laju aliran massa uap pada setiap ekstraksi.

Bab IV : Perhitungan Kalor Turbin Uap Bab ini berisikan perhitungan kalor yang terdapat pada Turbin Uap dan kondisi uap pada tiap tingkat deari Turbin Uap. •

Bab V : Perhitungan Komponen Utama Turbin Uap

Bab ini berisikan perhitungan-perhitungan komponen utama Turbin Uap yang meliputi : Perhitungan ukuran Nozel dan Sudu gerak serta Perhitungan ukuran Cakra Pada Turbin Uap. •

Bab VI : Kesimpulan

Bab ini berisikan spesifikasi Turbin Uap pada PLTU serta dimensi dari komponenkomponen utama Turbin Uap.


BAB 2 TINJAUN PUSTAKA

2.1. Pandangan umum tentang Turbin Uap

Turbin uap termasuk mesin tenaga atau mesin konversi energi 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 digunakan sebagai penggerak mula pada PLTU, seperti untuk menggerakkan pompa, kompressor dan mesin-mesin lain. Jika dibandingkan dengan penggerak generator listrik yang lain, turbin uap mempunyai kelebihan antara lain: •

Penggunaan panas yang lebih baik.

•

Pengontrolan putaran yang lebih mudah.

•

Tidak menghasilkan loncatan bunga api listrik.

•

Uap bekasnya dapat digunakan kembali atau untuk proses. 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.


2.2. Analisis Termodinamika Siklus pada 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. Uap menurut keadaannya ada tiga jenis [ Lit.9 hal.95 ] yaitu :

a. Uap basah, dengan kadar uap 0 < X < 1 b. Uap jenuh (saturated vapor),dengan kadar uap X = 1 c. Uap kering (Superheated vapor) Diagram alir siklus Rankine dapat dilihat sebagai berikut:

Gambar 2.1 Siklus Rankine sederhana


Gambar 2.2 Diagram T-s Siklus Rankine Sederhana

Siklus rankine sederhana terdiri dari beberapa proses sebagai berikut : 1→2

:

Proses pemompaan isentropik didalam pompa.

2→3

:

Proses pemasukan kalor atau pemanasan pada tekan konstan dalam ketel uap.

3→4

:

Proses ekspansi isentropik didalam turbin.

4→1

:

Proses pengeluaran kalor pada tekanan konstan

Untuk mempermudah penganalisaan termodinamika siklus ini, proses-proses diatas dapat di sederhanakan dalam diagram berikut : Maka analisa pada masing-masing proses pada siklus untuk tiap satu satuan massa dapat ditulis sebagai berikut: 1) Kerja pompa (WP) = h2 – h1 = ν (P2 – P1) 2) Penambahan kalor pada ketel (Qin) = h3 – h2 3) Kerja turbin (WT) = h3 – h4 4) Kalor yang dilepaskan dalam kondensor (Qout) = h4 – h1 Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

5) Efisiensi termal siklus η th =

η th =

Wnet WT − W P = Qin Qin

(h3 − h4 ) − (h2 − h1 ) h3 − h2

2.3. Modifikasi Siklus Rankine pada PLTU

Modifikasi siklus Rankine bertujuan untuk meningkatkan efisiensi siklus, dalam hal ini dibuat ekstraksi uap yang bertujuan untuk memanaskan air pengisian ketel, sehingga kerja ketel berkurang dan kebutuhan bahan bakar juga berkurang. Dalam perancangan ini dibuat modifikasi siklus rankine dengan empat ekstraksi uap. Adapun modifikasi siklus rankine tersebut dapat dilihat pada gambar berikut [ sumber : lampiran dari data survey pada PLN SICANANG ] :

TURBIN UAP

Eks. I

GENERATOR Eks. II Eks. III Eks. IV

DEAERATOR

KONDENSOR No. IV HPH 2

No. III HPH 1

No. II LPH 2

No. I LPH 1

CP

Gambar 2.3. Diagram alir siklus Rankine menggunakan HPH dan LPH Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

Uap kering hasil pembakaran dari

ketel memasuki turbin, setelah melalui

beberapa tingkatan sudu turbin, sebagian uap diekstraksikan ke empat pemanas awal yaitu dua buah High Pressure Heater ( HPH ) dan dua buah Low Pressure Heater ( LPH ), sedangkan sisanya masuk ke kondensor dan dikondensasikan di kondensor. Selanjutnya air dari kondensor dipompakan ke deaerator setelah melalui pemanas air pertama dan kedua, dimana air yang berada pada dearator ini akan dipanaskan oleh uap dari turbin, kemudian dari deaerator air dipompakan kembali ke boiler dengan melalui pemanas ketiga dan keempat. Dari ketel, air yang sudah menjadi uap kering dialirkan kembali ke turbin Tujuan uap diekstraksikan ke Pemanas atau Heater adalah untuk membuang gasgas yang tidak terkondensasi sehingga pemanasan pada boiler dapat berlangsung efektif, mencegah korosi pada boiler, dan meningkatkan efisiensi siklus. Untuk mempermudah penganalisaan siklus termodinamika ini, proses-proses tersebut di atas dapat kita sederhanakan dalam bentuk diagram berikut :

T

S

Gambar 2.4. Diagram T-S siklus Rankine Dengan Empat Tingkat Ekstraksi Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

2.4 Prinsip Dasar Desain Turbin Uap

Turbin uap merupakan suatu penggerak mula yang mengubah energi potensial uap menjadi energi kinetik dan energi kinetik ini selanjutnya diubah menjadi energi mekanis dalam bentuk putaran poros turbin. Poros turbin, langsung atau dengan bantuan roda gigi reduksi, dihubungkan dengan mekanisme yang digerakkan. Tergantung kepada jenis mekanisme yang digerakkan, turbin uap dapat digunakan pada berbagai bidang industri, untuk pembangkit tenaga listrik, dan untuk transportasi. Dalam perancangan ini, turbin uap digunakan untuk menggerakkan generator listrik pada PLTU seperti tampak pada gambar 2.3 diatas. Untuk mengubah energi potensial uap menjadi energi mekanis dalam bentuk putaran poros dilakukan dengan berbagai cara, sehingga turbin uap secara umum terdiri dari tiga jenis utama, yaitu : turbin uap impuls, reaksi, dan gabungan (impuls-reaksi). Selama proses ekspansi uap di dalam turbin juga terjadi beberapa kerugian utama yang dikelompokkan menjadi dua jenis kerugian utama, yaitu kerugian dalam dan kerugian luar. Hal ini akan menyebabkan terjadinya kehilangan energi, penurunan kecepatan dan penurunan tekanan dari uap tersebut yang pada akhirnya akan mengurangi efisiensi siklus dan penurunan daya generator yang akan dihasilkan oleh generator listrik.

2.5 Klasifikasi Turbin Uap

Turbin uap dapat diklasifikasikan ke dalam kategori yang berbeda yang tergantung pada jumlah tingkat tekanan, arah aliran uap, proses penurunan kalor, kondisikondisi uap pada sisi masuk turbin dan pemakaiannya di bidang industri. Adapun klasifikasinya [ Menurut Lit.7 hal.10 ], antara lain : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

1. Menurut jumlah tingkat tekanan, terdiri dari : a. Turbin satu tingkat dengan satu atau lebih tingkat kecepatan, yaitu turbin yang biasanya berkapasitas kecil dan turbin ini kebanyakan dipakai untuk menggerakkan kompresor sentrifugal. b. Turbin impuls dan reaksi nekatingkat, yaitu turbin yang dibuat dalam jangka kapasitas yang luas mulai dari yang kecil sampai yang besar.

2. Menurut arah aliran uap, terdiri dari : a. Turbin aksial, yaitu turbin yang uapnya mengalir dalam arah yang sejajar terhadap sumbu turbin. b. Turbin radial, yaitu turbin yang uapnya mengalir dalam arah yang tegak lurus terhadap sumbu turbin.

3. Menurut jumlah silinder, terdiri dari : a. Turbin silinder tunggal b. Turbin silinder ganda c. Turbin tiga silinder d. Turbin empat silinder Turbin nekatingkat yang rotornya dipasang pada satu poros yang sama dan yang dikopel dengan generator tunggal dikenal dengan turbin poros tunggal; turbin dengan poror rotor yang terpisah untuk masing-masing silinder yang dipasang sejajar satu dengan yang lainnya dikenal dengan turbin neka-aksial.


4. Menurut metode pengaturan, terdiri dari : a. Turbin dengan pengaturan pencekikan (throttling), dalam hal ini uap panas lanjut yang keluar dari ketel masuk melalui satu atau lebih katup pencekik yang dioperasikan serempak. b. Turbin dengan pengaturan nosel yang uap segarnya masuk melalui dua atau lebih pengatur pembuka yang berurutan. c. Turbin dengan pengaturan langkah (by-pass governing), dimana uap panas lanjut yang keluar dari ketel disamping dialirkan ke tingkat pertama juga langsung dialirkan ke satu, dua, atau bahkan tiga tingkat menengah turbin tersebut.

5. Menurut prinsip aksi uap, terdiri dari : a. Turbin impuls, yang energi potensial uapnya diubah menjadi energi kinetik di dalam nosel atau laluan yang dibentuk oleh sudu-sudu diam yang berdekatan, dan didalam sudu-sudu gerak, energi kinetik uap diubah menjadi energi mekanis. b. Turbin reaksi aksial yang ekspansi uapnya diantara laluan sudu, baik sudu pengarah maupun sudu gerak. c. Turbin reaksi radial tanpa sudu pengarah yang diam d. Turbin reaksi radial dengan sudu pengarah yang diam

6. Menurut proses penurunan kalor, terdiri dari :


a. Turbin kondensasi (condensing turbine) dengan regenerator, yaitu turbin dimana uap pada tekanan yang lebih rendah dari tekanan atmosfer dialirkan ke kondensor, disamping itu uap juga dicerat dari tingkat-tingkat menengahnya untuk memanaskan air pengisian ketel, dimana jumlah penceratan itu biasanya dari 2-3 hingga sebanyak 8-9. Kalor laten uap buang selama proses kondensasi semuanya hilang pada turbin ini. a. Turbin kondensasi dengan satu atau dua penceratan dari tingkat menengahnya pada tekanan tertentu untuk keperluan-keperluan industri dan pemanasan. b. Turbin tekanan lawan (back pressure turbine), yaitu turbin yang uap buang dipakai untuk keperluan-keperluan pemanasan dan untuk keperluan-keperluan proses dalam industri. c. Turbin tumpang, yaitu suatu jenis turbin tekanan lawan dengan perbedaan bahwa uap buang dari turbin jenis ini lebih lanjut masih dipakai untuk turbinturbin kondensasi tekanan menengah dan rendah. Turbin ini, secara umum beroperasi pada kondisi tekanan dan temperatur uap awal yang tinggi, dan dipakai kebanyakan untuk membesarkan kapasitas pembangkitan pabrik, dengan maksud untuk mendapatkan efisiensi yang lebih baik. d. Turbin

tekanan

lawan

dengan

penceratan

uap

dari

tingkat-tingkat

menengahnya pada tekanan tertentu, dimana turbin jenis ini dimaksudkan untuk mensuplai uap kepada konsumen pada berbagai kondisi tekanan dan temperatur. e. Turbin tekanan rendah (tekanan buang), yaitu turbin yang uap buang dari mesin-mesin uap, palu uap, mesin tekan, dan lain-lain, dipakai untuk keperluan pembangkitan tenaga listrik. Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

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

7. Menurut kondisi-kondisi uap pada sisi masuk turbin, terdiri dari : a. Turbin tekanan rendah, yaitu turbin yang memakai uap pada tekanan 1,2 sampai 2 ata. b. Turbin tekanan menengah, yaitu turbin yang memakai uap pada tekanan sampai 40 ata. c. Turbin tekanan tinggi, yaitu turbin yang memakai uap pada tekanan diatas 40 ata. d. Turbin tekanan yang sangat tinggi, yaitu turbin yang memakai uap pada tekanan 170 ata atau lebih dan temperatur diatas 550o C atau lebih. e. Turbin tekanan superkritis, yaitu tubin yang memakai uap pada tekanan 225 ata atau lebih.

8. Menurut pemakaiannya di bidang industri, terdiri dari : a. Turbin stasioner dengan kepesatan putar yang konstan dipakai terutama untuk menggerakkan alternator. b. Turbin uap stasioner dengan kepesatan yang bervariasi dipakai untuk menggerakkan blower-turbo, pengedar udara (air circulator), pompa, dan lain-lain. c. Turbin yang tidak stasioner dengan kepesatan yang bervariasi, yaitu turbin yang biasanya dipakai pada kapal-kapal uap, kapal, dan lokomotif kerata api (lokomotif-turbo).


2.6. Analisa Kecepatan Aliran Uap Analisa kecepatan aliran uap yang melewati suatu sudu dapat digambarkan sebagai berikut :

Gambar 2.5. Variasi kecepatan uap pada sudu-sudu gerak turbin impuls. (Sumber : Lit.7, hal 33)

1. Kecepatan aktual keluar dari nosel (C1) adalah :

C1 = 91,5ϕ H o '

(m/det)…………….Lit.7, hal 80

dimana : Ho’ = besar jatuh kalor (entalphi drop) (kkal/kg) ϕ = koefisien gesek pada dinding nosel (0,91 s/d 0,98) 2. Kecepatan uap keluar teoritis (C1t)

C1t =

C1

ϕ

(m/det)…………….Lit.7, hal 24

3. Kecepatan tangensial sudu (U) U=

π .d .n 60

(m/det)…………….Lit.7, hal 85

dimana : d = diameter pada turbin (m) n = putaran poros turbin (rpm) Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

4. Kecepatan uap memasuki sudu gerak pertama (w1)

w1 = C1 + U 2 − 2UC1 cos α 1 2

(m/det)…………….Lit.7, hal 33

5. Kecepatan mutlak radial uap keluar sudu gerak baris pertama (C1u) C1u = C1 cos α 1

(m/det)…………….Lit.7, hal 76

6. Kecepatan mutlak radial uap keluar sudu gerak baris kedua (C2u) C 2u = C 2 cos α 2

(m/det)…………….Lit.7, hal 76

7. Sudut relatif masuk sudu gerak baris pertama (β1)

sin β1 =

C1 sin α 1 w1

………………………………...Lit.7, hal 34

8. Sudut relatif uap sudu keluar sudu gerak pertama (β 2)

β 2 = β1 − (3° − 5°) …………………………….......Lit.7, hal 34

9. Kecepatan relatif uap keluar sudu gerak pertama (w2)

w2 = ψ .w1

(m/det)…………….Lit.7, hal 34

10. Kecepatan mutlak uap keluar sudu gerak pertama (C2)

C 2 = w2 + U 2 − 2.U .w2 . cos β 2 2

(m/det)…………….Lit.7, hal 34 ,

11. Kecepatan mutlak uap masuk sudu gerak kedua ( C1 ) C1 ' = ψ gb .C 2

(m/det)…………….Lit.7, hal 85


2.7 Kerugian Energi pada Turbin Uap

Kerugian energi pada turbin adalah pertambahan energi kalor yang dibutuhkan untuk melakukan kerja mekanis pada praktek aktual dibandingkan dengan nilai teoritis yang proses ekspansinya terjadi benar-benar sesuai dengan proses adiabatik. Pada suatu tingkat turbin, jumlah penurunan kalor yang benar-benar dikonversi menjadi kerja mekanis pada poros turbin adalah lebih kecil daripada nilai-nilai yang dihitung untuk tingkat turbin yang ideal. Semua kerugian yang timbul pada turbin aktual dapat dibagi menjadi dua kelompok utama, yaitu :

2.7.1 Kerugian-kerugian dalam (Internal losses)

1. Kerugian kalor pada katub pengatur Aliran uap melalui katup-katup penutup dan pengatur disertai oleh kerugian energi akibat proses pencekikan (throtling), kerugian ini yang disebut dengan kerugian katup pengatur. Jika tekan uap masuk adalah Po maka akan terjadi penurunan tekanan menjadi tekan awal masuk turbin Po’. Penurunan tekan awal (∆P) diperkirakan sebesar ( 3 − 5 ) % dari Po [ Menurut Lit.7 hal. 59 ]. Dimana ∆P = Po – Po’ , pada perencanaan ini diambil kerugian pada katup pengatur sebesar 5% dari tekan masuk turbin atau dapat di tuliskan : ∆P = 5%Po ……………………………………..............Lit.7 hal 60 Kerugian energi yang terjadi pada katup pengatur ditentukan dengan : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

∆H = Ho –Ho’ …………………………………………. Lit.7 hal 59

dimana: Ho = nilai penurunan kalor total turbin Ho’= nilai penurunan kalor setelah mengalami proses penurunan tekanan akibat pengaturan melalui katup pengatur dan katup penutup yang ditetapkaqn sebesar 3 – 5% dari Po. jadi tujuan perencanaan kerugian tekanan yaitu sebesar ∆P = 5%Po. Adapun gambar 2.6. menunjukkan proses ekspansi uap melalui mekanisme pengatur beserta kerugian-kerugian yang lainnya yang diakibatkan pencekikan (throttling). Disebabkan oleh proses pencekikkan yang terjadi pada katub pengatur , penurunan kalor yang tersedia pada turbin akan berkurang dari Ho menjadi Ho’ dengan kata lain ada kehilangan energi yang tersedia sebesar H = Ho - Ho’.Besarnya kerugian tekanan akibat perncekikan dengan katub pengatur terbuka lebar dapat diandaikan sebesar 5 % dari tekanan uap segar Po [ Lit. 7 hal 59 ].


Gambar 2.6. Proses ekspansi uap dalam turbin beserta kerugian-kerugian akibat Pencekikan.

2. Kerugian kalor pada nozel (hn) Kerugian energi dalam nozel adalah dalam bentuk kerugian energi kinetis dimanan besarnya adalah : 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 :

hn =

C 21t − C12 2001

kj / kg

………………...Lit.7 hal 25

dimana : hn = besarnya kerugian pada nozel Cit = kecepatan uap masuk nozel teoritis ϕ = koefisien kecepatan pada dinding nozel (0,93 s/d 0,98) C1 = kecepatan aktual uap keluar dari nozel Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

Untuk tujuan perancangan, nilai-nilai koefisien kecepatan nozel dapat diambil dari grafik yang ditunjukkan pada gambar dibawah ini :

Gambar 2.7. Grafik untuk Menentukan Koefisien ϕ sebagai fungsi tinggi nozel (sumber : Lit.7, hal 61)

3. Kerugian kalor pada sudu gerak Kerugian pada sudu gerak dipengarui 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 diatas disimpulkan sebagai koefisien kecepatan sudu gerak (ϕ). Akibat koefisien ini maka kecepatan relatif uap keluar dari sudu W2 lebih kecil dari kecepatan relatif uap masuk sudu W1. Kerugian kalor pada sudu gerak pertama Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

w12 − w12 h = 2001 ' b

(kJ/kg)……….Lit.7, hal 85

Kerugian pada sudu gerak baris kedua

w1 − w2 ' 2 hb = 2001 '2

"


dimana : w1 = kecepatan relatif uap masuk sudu gerak I w2 = kecepatan relatif uap keluar sudu gerak I w’1 = kecepatan relatif uap masuk sudu gerak II w’2 = kecepatan relatif uap keluar sudu gerak II

Untuk keperluan rancangan maka faktor ψ dapat diambil dari grafik berikut dibawah ini:

Gambar 2.8. koefisien kecepatan ψ untuk sudu gerak turbin impuls untuk berbagai panjang dan profil sudu (Sumber : Lit.7, hal 62) 4. Kerugian kalor akibat kecepatan keluar Uap meninggalkan sisi keluar sudu gerak dengan kecepatan mutlak C2, sehingga kerugian energi kinetik akibat kecepatan uap keluar C2 untuk tiap 1 kg uap dapat ditentukan sama dengan C22/2001 kj/kg . Jadi sama dengan kehilangan energi sebesar: Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

C 22 hc = 2001


5. Kerugian Kalor Pada Sudu Pengarah

C − C1 = 2 2001 2

hgb

2

(kJ/kg)………..Lit.7, hal 64

6. Kerugian kalor akibat gesekan cakram Kerugian gesekan terjadi diantara cakram turbin yang berputar dengan uap yang menyelubunginya. Cakram yang berputar itu menarik pertikel-pertikel yang ada didekat permukaannya dan memberi gaya searah dengan putaran. Sejumlah kerja mekanis digunakan untuk mengatasi pengaruh gesekan daqn pemberian kecepatan ini. Kerja yang digunakan untuk melawan gesekan dan percepatan-percepatan partikel uap ini pun akan di konversikan menjadi kalor, jadi akan mnemperbesar kalor kandungan uap. Kerugian akibat gesekan cakram dan ventilasi dalam satu kalor dapat ditentukan dari persamaan berikut: hg ca =

102 Ng ca 427G


dimana : G = massa aliran uap melalui tingkatan turbin (kg/s) Ngca = daya gesek dari ventilasi cakram ( kW )

Adapun penentu daya gesek dari ventilasi cakram ini sering dilakuakn dengan memakai rumus berikut : Ng ca = β ⋅ 10 −10 ⋅ d 4 ⋅ n 3 ⋅ l ⋅ γ

( kW )

…………Lit.7 hal 64

dimana : β = koefisien yang sama dengan 2,06 untuk cakram baris ganda Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

d = diameter cakra yang diukur pada tinggi rata-rata sudu A(m) n = putaran poros turbin (rpm) l = tinggi sudu (m) ρ = Massa jenis uap dimana cakram tersebut berputar (kg/m3) = 1/ν , dimana ν = volume spesifik uap pada kondisi tersebut (m3/kg)

7. Kerugian Ruang Bebas pada Turbin Impuls

Ada perbedaan tekanan di antara kedua sisi cakram nosel yang dipasang pada stator turbin, sebagai akibat ekspansi uap di dalam nosel. Diafragma yang mempunyai sudu sudu gerak adalah dalam keadaan berputar, sementara cakram-cakram adalah dalam keadaan diam sehingga selalu ada ruang bebas yang sempit antara cakram-cakram putar dan diafragma. Tekanan sebelum melewati diafragma adalah p1 dan tekanan sesudah cakram yang mempunyai sudu-sudu gerak adalah p2. Oleh sebab itu, seluruh penurunan tekanan yang terjadi pada perapat labirin dari p1 hingga ke p2 didistribusikan diantara ruang-ruang A, B, C, D, E, dan F. Adanya perbedaan tekanan menyebabkan adanya kebocoran melalui celah ini, yang besarnya : h kebocoran =

G kebocoran ( i0 - i2 ) G


Dimana G kebocoran ditentukan berdasarkan tekanan kritis, yaitu : pkr =

0,85 ⋅ p1 z + 1,5

.............................................................Lit.7, hal 67


Gambar 2.9. Celah kebocoran Uap tingkat tekanan pada turbin impuls

(sumber : Lit.1, hal 62) Bila tekanan kritis lebih rendah dari p2, maka kecepatan uap di dalam labirin adalah lebih rendah daripada kecepatan kritis dan massa alir kebocoran ditentukan dengan persamaan : g ( p1 − p 2 ) zp1υ 1 2

Gkebocoran = 100 fs

2

(kg/det)………..Lit.7, hal 67

sebaliknya, bila tekanan kritis lebih tinggi dari p2 , maka kecepatan uap adalah lebih tinggi dari kecepatan kritisnya dan massa alir kebocoran dihitung : Gkebocoran = 100 fs

p g × 1 …………………………..Lit.7, hal 6 z + 1,5 v1

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. Kerugian akibat kebasahan uap dapat ditentukan dengan persamaan : hkebasahan = ( 1-x) h

………………………………………Lit.7, hal 69

Dimana : x

= fraksi kekeringan rata-rata uap di dalam tingkat turbin yaitu sebelum nosel (sudu pengarah) dan sesudah sudu gerak tingkat tersebut.

hi

=

penurunan kalor yang dimanfaatkan pada tingkat turbin memperhitungkan semua kerugian kecuali akibat kebasahan uap

dengan

9. Kerugian Pemipaan Buang Kerugian pemipaan buang terjadi karena kecepatan aliran pada pipa buang besar (100-120) m/s yang biasanya terjadi pada turbin kondensasi. Besarnya kerugian tekanan dalam pemipaan buang turbin-turbin kondensasi dapat ditentukan, yaitu : 2

p2 − p2k

 c  = λ  s  p 2 k …………………………………….Lit.7, hal 70  100 

Dimana :

p2

= tekanan uap sesudah sudu (bar)

p2k

= tekanan uap di dalam pemipaan buang (bar)

λ

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

cs

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

2.7.2 Kerugian kerugian Luar

•

Kerugian Mekanis

Kerugian mekanis disebabkan oleh energi yang digunakan untuk mengatasi tahanan yang diberikan oleh bantalan luncur dan dorong termasuk bantalan luncur Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

generator atau mesin yang dihubungkan dengan poros turbin. Untuk tujuan perancangan, kerugian mekanis, generator dan turbin [Menurut lit. 2, hal. 88] dapat ditentukan dengan mempergunakan grafik efisiensi mekanis turbin.

2.8 Efisiensi dalam Turbin Uap 1. Efisiensi relatif sudu Hubungan antara kerja satu kilogram uap Lu pada keliling cakram yang mempunyai sudu-sudu gerak terhadap kerja teoritis yang dapat dilakukannya adalah :

Lu A.Lu = L0 i0 − iu

ηu =

...................................................Lit.7, hal 71

2. Efisiensi internal Hubungan antara kerja yang bermanfaat yang dilakukan oleh sudu dengan 1 kg uap pada tingkat atau di dalam turbin terhadap kerja teoritis yang tersedia adalah :

η 0i =

Li i0 − i2 H = = i L0 i0 − i1t H 0

…….............................Lit.7, hal 71

3. Efisiensi termal Hubungan antara penurunan kalor adiabatik teoritis di dalam turbin dan kalor yang tersedia dari ketel adalah :

ηt =

H0 i −i = 0 1t i0 − q i0 − q

...........................Lit.7, hal 71


4. Efisiensi relatif efektif Hubungan antara efisiensi mekanis dengan efisiensi internal turbin adalah :

η re = η m .η 0i

...........................Lit.7, hal 71

Besarnya efisiensi mekanis ditentukan dari gambar diatas sedangkan efisiensi efektif relatif dapat ditentukan berdasarkan grafik [lit. 2, hal. 88] Daya dalam turbin dapat dituliskan sebagai berikut : •

Daya dalam turbin Ni =

•

427.G0 .H i 102

(kW)

...........................Lit.7, hal 71

Daya efektif yang dihasilkan pada turbin adalah : N ef = η m. N i

...........................Lit.7, hal 72

Daya efektif turbin dapat juga diperoleh dari hubungan anatara daya yang dibangkitkan pada terminal generator Ne dan effisiensi generator ηg, yaitu :

ηg =

Ne N efektif

...........................Lit.7, hal

2.9 Perhitungan Fraksi Massa pada Tiap Ekstraksi Dari gambar 2.1 sebelumnya telah diketahui, bahwa untuk siklus PLTU ini dirancang empat buah tingkatan ekstraksi dari turbin uap, sehingga fraksi massa pada tiap ekstraksi dapat ditentukan.

Berikut ini ditentukan fraksi massa dari ekstraksi pertama hingga ekstraksi keempat sebagai berikut:

1

Fraksi massa pada ekstraksi pertama ( α 1 )


α1 =

(i

III i IV fw − i fw I eks

)

…...........................................Lit.7, hal 137

− i sI ⋅ η 4

2. Fraksi massa pada ekstraksi kedua (α 2 )

 1 III   ⋅ i fw − i IIfw  − α 1 i sI − i IIfw η  α2 =  3 II i Eks − i IIfw

(

3

) ......................................Lit.7, hal 137

Fraksi massa pada ekstraksi ketiga (α 3 )

α3 =

(1 − α 1 − α 2 ) ⋅ (i IIfw − i Ifw )

(i

III Eks

)

− i sIII ⋅ η 2

......................................Lit.7, hal 137

4. Fraksi massa pada eksraksi keempat ( α 4 )

α4=

(1 − α 1 − α 2 ) ⋅ (i Ifw − ikond ) − α 3 (isIII − isIV )⋅η1

(i

IV eks

Dimana : η1 , η 2 ,η 3 dan η 4

)

− i sIV ⋅ η1

..............Lit.7, hal 137

adalah efisiensi pemanas air pengisian boiler yang

diakibatkan oleh kehilangan kalor ke medium di sekitarnya.

2.10 Perhitungan Jumlah Uap yang Mengalir Melalui Turbin dan Ekstraksi Jumlah uap yang mengalir melalui turbin uap dapat ditentukan sebagai berikut

D0 =

860 ⋅ PN . IV V [h + (1 − α 1 )h + (1 − α 1 − α 2 )h + (1 − α 1 − α 2 − α 3 )hi + (1 − α 1 − α 2 − α 3 − α 4 )hi ] I i

II i

III i

(Sumber Lit.7, hal 137)

Dimana : G0

= jumlah uap yang mengalir melalui turbin uap (Kg/s)

PN

= daya netto yang harus disuplai turbin uap ke generator listrik (kW)


hiI , hiII hiIII , hiIV , hiV

= penurunan kalor yang dimanfaatkan pada turbin antara titik-titik ekstraksi (kJ/kg).

Kemudian jumlah uap yang dicerat dari setiap titik ekstraksi dapat ditentukan sebagai berikut : I 1. Geks = α 1 ⋅ G0 = jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang pertama

II 2. Geks = α 2 ⋅ G0 = jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang kedua III 3. Geks = α 3 ⋅ G0 = jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang ketiga IV 4. Geks = α 4 ⋅ G0 = jumlah uap yang dicerat dari titik ekstraksi yang keempat

Sehingga jumlah uap yang mengalir melalui turbin antara berbagai titik ekstraksi, menjadi : 1. G0 = jumlah uap yang mengalir melalui ruang pertama sampai ke titik ekstraksi yang pertama I 2. G1 = G0 − Geks

= jumlah uap yang mengalir antara titik ekstraksi yang

pertama dan kedua I II 3. G2 = G0 − Geks = jumlah uap yang mengalir sesudah titik ekstraksi kedua. − Geks I II III 4. G3 = G0 − Geks = jumlah uap yang mengalir antara titik ekstraksi − Geks − Geks

yang ketiga dan keempat I II III IV 5. G4 = G0 − Geks = jumlah uap yang mengalir sesudah titik − Geks − Geks − Geks

ekstraksi yang keempat.


BAB 3 PENENTUAN SPESIFIKASI TURBIN UAP

3.1. Pemilihan jenis Turbin Uap Dalam Bab II sebelumnya telah dijelaskan tinjauan termodinamika turbin uap dalam instalasi PLTU, jenis-jenis turbin uap dan pertimbangan kerugian-kerugian yang akan terjadi dalam siklus yang akan mempengaruhi efisiensi dalam turbin uap tersebut. Turbin uap yang akan dirancang akan digunakan sebagai penggerak generator listrik Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

dengan daya 80 MW, dengan putaran 3000 rpm. Dengan mempertimbangkan kelebihan dan kekurangan setiap jenis turbin serta pertimbangan pada daya dan putaran yang akan dihasilkan, maka dalam perancangan ini dipilih jenis turbin impuls nekatingkat dengan derajat reaksi. Adapun alasan pemilihan jenis turbin ini adalah karena pada turbin ini hampir semua tekanan uap yang masuk pada sudu sebelumnya dapat dimanfaatkan lagi pada sudu tingkat selanjutnya agar selanjutnya aliran uap dapat dirubah menjadi energi mekanis pada turbin. Turbin impuls nekatingkat dengan derajat reaksi banyak dipakai di bidang industri sebagai penggerak mula untuk generator listrik kapasitas besar. Hal ini disebabkan kemampuannya menghasilkan daya yang lebih besar dibandingkan dengan turbin tingkat tunggal, sesuai untuk kondisi tekanan uap yang tinggi, dorongan aksial serta diameter tingkat akhir yang besar dan yang biasanya terjadi pada turbin impuls murni dapat diatasi dengan derajat reaksi. Distribusi penurunan kalor pada sejumlah tingkat tekanan akan memungkinkan mendapatkan kecepatan uap yang lebih rendah yang cenderung untuk menaikkan efisiensi turbin uap. Dalam perancangan ini, turbin impuls nekatingkat dengan derajat reaksi mempunyai empat tingkatan ekstraksi uap yang akan diumpankan pada air umpan pengisian ketel. Dengan membuat analisa perhitungan penurunan kalor dan fraksi massa serta laju aliran massa untuk tiap ekstraksi, akan dapat ditentukan daya akhir yang akan dihasilkan jenis turbin impuls nekatingkat yang sesuai untuk dipakai untuk instalasi PLTU.

3.2 Perhitungan Daya Turbin Uap

Dalam suatu proses pembebanan listrik bolak-balik ada 2 unsur yang terpakai dalam proses konversi daya, yaitu : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

1. Daya keluaran atau daya nyata (V.I cos ϕ) yang diukur dengan MW. Dikatakan daya nyata, karena besaran inilah yang dipakai dalam proses konversi daya. 2. Daya reaktif (V.I sin ϕ) yang diukur dengan MVAR. Besaran ini adalah suatu daya yang sebenarnya tidak mempengaruhi suatu proses konversi daya, tetapi adalah suatu kebutuhan yang harus dilayani. Dari penjelasan diatas, maka daya yang harus disuplai oleh turbin uap ke generator harus dapat memenuhi kebutuhan daya nyata dan daya reaktif. Diagram pada gambar di

Daya Reaktif (MVAR)

bawah ini menggambarkan daya yang bekerja pada generator listrik.

)

A MV

u(

ya

Da

Sem

ϕ Daya Nyata (MW)

Gambar 3.1 Diagram daya yang harus disuplai turbin uap ke generator

Dari gambar 3.1 diatas, dapat disimpulkan bahwa daya yang dibutuhkan oleh generator adalah daya semu (MVA) dan daya nominal generator adalah daya nyata (MW), maka : P = PG . cos ϕ Dimana : P

= daya nominal generator listrik = 80 MW

PG

= daya yang dibutuhkan generator listrik (MW)


cos ϕ = faktor daya yang besarnya 0,6 – 0,9. Namun berdasarkan harga yang umum dipakai di lapangan , maka diambil cos ϕ = 0,9. Dengan demikian dari persamaan 3-1 diatas :

PG =

P 80 = cos ϕ 0,90

PG = 88,889 MW Sehingga daya netto yang harus disuplai turbin uap ke generator listrik (PN) adalah : PN =

PG η m ⋅η G

Dimana :

ηm

= efisiensi transmisi = 1 ( karena Turbin disambungkan langsung dengan generator tanpa menggunakan roda gigi reduksi ) [ Lit 7, hal 73 ]

ηG

= efisiensi generator yang ditentukan dari gambar = 0,98

maka :

PN =

88,889 1 ⋅ 0,98

PN = 90,703 MW 3.3 Perhitungan Penurunan Kalor untuk Jenis Turbin Nekatingkat

Untuk membangkitkan energi listrik pada generator, dibutuhkan sejumlah uap pada kondisi tertentu untuk memutar turbin, kemudian turbin akan memutar poros generator listrik. Dalam perancangan ini, ditentukan kondisi-kondisi uap sebagai berikut : 1. Tekanan uap masuk turbin (po)

= 80 bar

2. Temperatur uap masuk turbin (to)

= 500 oC


3. Tekanan uap keluar turbin (p2k )

= 0,1 bar

4. Turbin uap dirancang mempunyai empat tingkatan ekstraksi.

Pada bagian 2.6 sebelumnya telah dibahas beberapa kerugian yang terjadi pada turbin uap, sehingga pada bagian ini akan dapat ditentukan besarnya penurunan kalor yang terjadi pada tiap ekstraksi. Kerugian pada katup pengatur diambil sebesar 5% [Lit 7, hal 59] dari tekanan uap panas lanjut, sehingga tekanan di depan nosel tingkat pertama akan menjadi : p 0' = (1 − 0,05) ⋅ 80 = 76 bar

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

 110  p 2 − 0,1 = 0,092  × 0,1  100 

p 2 = 0,1 + 0,01113 = 0,11113 bar Penurunan kalor teoritis yang terjadi pada turbin dengan mengabaikan kerugian pada katup pengatur dan pemipaan buang akan menjadi : H 0,th = 3399,7 − 2135,268 = 1264,44 kJ/kg

Penurunan kalor pada turbin dengan memperhitungkan baik katup pengatur maupun pemipaan buang akan menjadi : H 0' = 3399,7 − 2147,83 = 1251,87 kJ/kg


Dari gambar 2.9 dan 2.7 nilai efisiensi η re , dan η m diperoleh masing-masing sebesar 0,86 dan 0,995 sehingga nilai efisiensi dalam turbin, yaitu :

η oi =

0,86 = 0,8643 0,995

Sehingga penurunan kalor yang dimanfaatkan di turbin menjadi : H i = H 0,th × η 0i = 1264,44 × 0,8643 = 1092,855 kJ/kg

Proses penurunan kalor ini dapat digambarkan dalam diagram Mollier, yaitu : po po'

Ao

p1

i1

i

I eks

I peks

hoI

II peks

Hi II ieks

Ho,th

hoII

p

III eks

Ho Ho’

hoIII

III ieks

IV peks

hoIV

IV ieks

hoV

i2 p2 p2k

Ao,th

Gambar 3.2 Proses penurunan kalor pada turbin uap

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

jenuh keluaran kondensor tkond = 45

o

C. Guna

menyederhanakan perhitungan, dibuat bahwa air pengisian ketel dipanaskan dalam derajat yang sama pada semua pemanas air pengisian ketel, sehingga pada masingmasingnya kenaikan temperatur air pengisian ketel ( ∆t ) menjadi [Menurut lit. 7, hal. 136] :


t HPH 2 − t kond z

∆t =

Dimana :

t HPH 2

= temperatur uap keluaran HPH2 = 185 oC

t kond

= temperatur air jenuh keluaran kondensor = 45 oC

z

= jumlah ekstraksi turbin uap = 4 tingkatan

Maka : ∆t =

185 − 45 = 35 oC 4

Sehingga dapat ditentukan temperatur air pengisian ketel setelah keluar dari pemanas, yaitu : 1. t LPH 1 = 45 + 35 = 80 oC 2. t LPH 2 = 80 + 35 = 115 oC 3. t HPH 1 = 115 + 35 = 150 oC 4. t HPH 2 = 150 + 35 = 185 oC.

Kemudian temperatur jenuh uap pemanas pada pemanas air pengisian ketel diperoleh dengan persamaan [Menurut lit. 7, hal. 137] : ' t LPHn , HPHn = t LHPn , HPHn + δt

Dimana :

δt = perbedaan temperatur antara temperatur uap pemanas air pengisian ketel dan temperatur air pengisian ketel pada sisi keluar dari pemanas Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

air ketel, yang biasanya diambil 5-7 oC. Dalam hal ini, perbedaan temperatur diambil 5 oC. Maka : o ' 1. t LPH 1 = 80 + 5 = 85 C o ' 2. t LPH 2 = 115 + 5 = 120 C o ' 3. t HPH 1 = 150 + 5 = 155 C o ' 4. t HPH 2 = 185 + 5 = 190 C.

Dari interpolasi pada tabel saturated water diperoleh tekanan uap jenuh untuk masing-masing temperatur, yaitu : 1.

IV p eks = 0,5783 bar

2.

III = 1,9853 bar p eks

3.

II p eks = 5,431 bar

4.

I p eks = 12,544 bar.

Dengan interpolasi pada tabel saturated water juga dapat diperoleh kandungan kalor air jenuh untuk masing-masing tekanan, yaitu : 1. h IV f = 354,239 kJ/kg 2. h III = 503,659 kJ/kg f 3. h IIf = 662,383 kJ/kg 4. h If = 807,506 kJ/kg


Dari diagram Mollier (i-s) diperoleh temperatur keluar ekstraksi turbin atau kebasahan untuk masing-masing tekanan ekstraksi uap, yaitu : IV 1. t eks = 90  C III 2. t eks = 130 oC

II 3. t eks = 200 oC I 4. t eks = 285 oC.

Dengan menggunakan diagram Mollier (i-s) juga dapat diperoleh kalor total uap keluar ektraksi turbin, yaitu : IV 1. ieks = 2524,64 kJ/kg III 2. ieks = 2687,93 kJ/kg II 3. ieks = 2859,58 kJ/kg I 4. ieks = 3010,31 kJ/kg.

Dari interpolasi pada tabel compressed liquid water diperoleh kalor sensibel air pengisian ketel, yaitu : 1. i IV fw = 788,992 kJ/kg 2. i III fw = 637,129 kJ/kg 3. i IIfw = 481,994 kJ/kg 4. i Ifw = 335,456 kJ/kg 5. ikond = 188,866 kJ/kg Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

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

Tabel 3.1 Data hasil perancangan turbin empat tingkatan ekstraksi No

Parameter

. 1

Tekanan uap (bar)

Sebelum

Eks. I

Eks. II

Eks. III

Eks. IV

Kondensor

80

12,544

5,431

1,9853

0,5783

0,1

500

285

200

130

90

45

3399,7

3010,31

2859,58

2687,93

2524,64

2306,9268

296,728

190

155

120

85

1325,52

807,506

662,383

503,659

354,239

199,424

185

150

115

80

45

-

788,992

637,129

481,994

335,456

188,866

-

393,56

146,54

175,85

159,09

turbin

Temperatur atau 2

kebasahan uap o

( C) 3

4

5

Kandungan kalor uap (kJ/kg) Temperatur jenuh uap pemanas (oC) Kandungan kalor air jenuh (kJ/kg) Temperatur air

6

-

-

pengisian ketel (oC)

Kalor sensibel air pengisian ketel 7.

8

(kJ/kg) Penurunan kalor (kJ/kg)

213,53

3.4 Perhitungan Fraksi Massa dan Laju Aliran Massa pada Tiap Ekstraksi


Dari bagian 2.8 dan 2.9 sebelumnya dengan mengambil nilai η1 , η 2 , η 3 , dan η 4 sama dengan 0,98 akan dapat ditentukan fraksi massa dari ekstraksi yang pertama hingga ekstraksi keempat sebagai berikut : 1. Fraksi massa pada ekstraksi pertama ( α 1 )

α1 =

788,992 − 637,129 = 0,068796 (3010,31 − 807,506) ⋅ 0,98

2. Fraksi massa pada ekstraksi kedua (α 2 )

 1  ⋅ 637,129 − 481,994  − 0,068796(807,506 − 481,994)  0,98  α2 =  2859,58 − 481,994

α 2 = 0,059977

3. Fraksi massa pada ekstraksi ketiga (α 3 )

α3 =

(1 − 0,068796 − 0,059977 ) ⋅ (481,994 − 335,456) (2524,64 − 503,659) ⋅ 0,98

α 3 = 0,058494 4. Fraksi massa pada ekstraksi keempat (α 4 ) α4 =

(1 − 0,068796 − 0,059977 ) ⋅ (335,456 − 188,866) − 0,058494(503,659 − 354,239) ⋅ 0,98 (2524,64 − 354,239) ⋅ 0,98

α 4 = 0,055119

5. Jumlah total uap panas lanjut yang memasuki turbin (G0) G0 =

860 ⋅ 97,516 ⋅ 4,1868

[460,6 + (0,931204 ⋅148) + (0,871227 ⋅181,231) + (0,812733 ⋅170,769) + (0,757614 ⋅ 211,737 )]

G0 = 332,8399 ton/jam atau = 92,456 kg/s: Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

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

No.

Istilah

1

α

2

Geks (kg/s)

Eks. I

Eks. II

Eks. III

Eks. IV

0,068796 0,059977 0,058494 0,055119 6,361

5,545

5,4081

5,0961

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

Tabel 3.3 Jumlah uap yang mengalir antara berbagai titik ekstraksi Jumlah uap

Sampai ke

Sampai ke

Sampai ke

Sampai ke

Sampai ke

yang mengalir

Eks. I

Eks. II

Eks. III

Eks. IV

Kondensor

Geks (kg/s)

92,456

86,095

80,5498

75,1417

70,046

No.

1

3.5 Pengujian Kembali Laju Aliran Massa yang Diperoleh

Dari bagian 3.2 telah didapat bahwa daya yang harus disuplai turbin uap ke generator listrik (PN) adalah sebesar 90,703 MW sedangkan dari bagian 3.3 juga telah didapat penurunan kalor yang dimanfaatkan di turbin sebesar H i = 1092,855 kJ/kg. Sehingga dengan adanya ekstraksi yang pada perancangan ini dibuat ada empat tingkatan ekstraksi, dengan laju aliran uap yang masuk turbin adalah 92,456 kg/s . Maka laju aliran uap yang melewati tiap ekstraksi adalah : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

1. G0 = 92,456 kg/s 2. G1 = 86,095 kg/s 3. G2 = 80,5498 kg/s 4. G3 = 75,1417 kg/s 5. G4 = 70,046 kg/s Apabila hasil diatas diuji ulang, maka daya yang dihasilkan turbin adalah : 1. Dari masuk turbin hingga ekstraksi pertama N 0 = G0 × hiI = 92,456 × 393,56

N 0 = 36386,98 kW 2. Dari ekstraksi pertama hingga ekstraksi kedua N 1 = G1 × hiII = 86,095 × 146,54

N 1 = 12616,19 kW 3. Dari ektraksi kedua hingga ekstraksi ketiga N 2 = G2 × hiIII = 80,5498 × 175,85

N 2 = 14598,12 kW 4. Dari ekstraksi ketiga hingga ekstraksi keempat N 3 = G3 × hiIV = 75,1417 × 159,09

N 3 = 11954,92 kW 5. Dari ekstraksi keempat hingga ke kondensor N 4 = G4 × hiV = 70,046 × 213,53

N 4 = 14956,69 kW


Sehingga daya total yang dibangkitkan adalah 90512,9 kW atau 90,5129 MW. Dengan membandingkan hasil ini dengan daya yang akan disuplai turbin uap sebesar 90,703 MW maka didapat adanya persentasi kesalahan perhitungan sebesar 0,2 %, dimana persentasi kesalahan ini sudah sangat kecil, sehingga laju aliran massa yang diperoleh tersebut sudah tepat.

BAB 4 PERHITUNGAN KALOR TURBIN UAP

4.1 Turbin Tingkat Pengaturan

Dalam perancangan ini, akan dibuat tingkat pengaturan (impuls) terdiri dari dua baris sudu (dua tingkat kecepatan) dimana pemakaian tingkat pengaturan ini akan Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

memungkinkan untuk memanfaatkan penurunan kalor yang besar pada nosel dan oleh sebab itu membantu dalam mendapatkan temperatur dan tekanan yang lebih rendah pada tingkat-tingkat reaksi. Untuk ini diambil penurunan kalor sebesar 55 kkal/kg atau 230,274 kJ/kg [Menurut lit. 7, hal. 118], maka tekanan uap pada tingkat pengaturan ruang sorong uap menjadi sebesar 27 bar dan dengan mengambil nilai (u/cad)opt sebesar 0,236, sehingga kecepatan mutlak uap keluar nosel : cad = 91,5 ho = 91,5 55 = 678,582 m/s dan kecepatan keliling sudu : u = (u/cad) x cad = 0,236 x 678,582 m/s = 160,145 m/s, diameter rata - rata sudu pada tingkat pertama menjadi : d1 =

60 × u 60 × 160,145 = π × 3000 π× n

= 1,01911 m = 1019,11 mm

Tingkat tekanan ini dibuat dengan derajat reaksi, dimana derajat reaksi (ρ) yang dimanfaatkan pada sudu-sudu gerak dan sudu pengarah [Menurut lit. 7, hal. 141] adalah : 1. untuk sudu gerak baris pertama

= 4%

2. untuk sudu pengarah

= 5%

3. untuk sudu gerak baris kedua

= 4%

Kecepatan mutlak uap keluar nosel menjadi : c1 = 91,5 × ϕ

(1 − ρ 1 ) × h0


Dari gambar 2.4 untuk tinggi nosel 15 mm diperoleh ϕ = 0,95 , maka : c1 = 91,5 × 0,95 (1 − 0,04) × 55 c1 = 631,628 m/s Kecepatan teoritis uap keluar nosel adalah : c1t =

c1

ϕ

=

631,628 0,95

= 664,872 m/s Dengan mengambil sudut masuk uap α1 sebesar 170 [Menurut lit. 7, hal. 81] diperoleh kecepatan pada pelek (rim) : c1u = c1 × cos α 1 = 631,628 × cos 17 o = 604,007 m/s dan kecepatan relatif uap terhadap sudu (ω1) : ω1 = c12 + u 2 − 2 ⋅ c1 ⋅ u ⋅ cos α 1 = 631,628 2 + 160,145 2 − 2 ⋅ 631,628 ⋅ 160,145 ⋅ cos 17 o = 480,773 m/s,

sudut kecepatan relatif menjadi : sin β1 =

c1

ω1

× sin α 1 =

631,628 sin 17 o 480,773

;

β1 = 22,5890


Gambar 4.1 Variasi kecepatan uap pada tingkat pengaturan sudu gerak baris I

Dengan menetapkan sudut relatif uap keluar (β2) lebih kecil 30 dari sudut kecepatan relatif uap masuk ( β1), maka : β2 = 22,5890 - 30 = 19,5890, sehingga dari gambar 2.5 diperoleh ψ = 0,86 .

Kecepatan relatif teoritis uap pada sisi keluar sudu gerak I : ω2t = 91,5

ω12 8378

+ ρ 1 ⋅ h0 = 91,5

480,773 2 + 0,04 ⋅ 55 8378

= 499,403 m/s Kecepatan relatif uap pada sisi keluar sudu gerak I dengan memperhitungkan kerugian : ω2 = ψ x ω2t =0,86 x 499,403 = 429,487 m/s

dari gambar 4.1 diperoleh kecepatan mutlak uap keluar sudu gerak I : c2 = ω 22 + u 2 − 2 ⋅ ω 2 ⋅ u ⋅ cos β 2 Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

= 429,487 2 + 160,145 2 − 2 ⋅ 429,487 ⋅ 160,145 ⋅ cos 19,589 o = 283,747 m/s, dengan sudut keluar : sin α2 =

ω2 c2

× sin β 2 =

429,487 sin 19,589 o ; 283,747

α2 = 30,4960

maka kecepatan pada pelek (rim) adalah : c2u = c2 x cos α2 = 283,747 x cos 30,496o = 244,464 m/s Sehingga kerugian kalor pada nosel adalah :

c12t − c12 664,872 2 − 631,628 2 = = 21,5389 kJ/kg 2001 2001

hn =

dan kerugian kalor pada sudu gerak I adalah : hb' =

ω 22t − ω 22 2001

499,403 2 − 429,487 2 = = 32,4553 kJ/kg 2001

Kecepatan mutlak uap masuk sudu gerak II : c1' = 91,5 ψgb

c 22 + ρ gb ⋅ h0 8378

Dimana ψ gb diambil sebesar 0,95, maka : 283,747 2 + 0,05 ⋅ 55 = 305,6 m/s c = 91,5 ⋅ 0,95 8378 ' 1

Kecepatan teoritis uap pada sisi keluar dari sudu pengarah menjadi : c1' t =

c1'

ψ gb

=

305,6 0,95

= 321,685 m/s

Dengan mengambil sudut mutlak uap masuk sudu gerak II ( α 1' ) sebesar 30o diperoleh kecepatan pada pelek (rim) : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

c1u' = c1' × cos α 1' = 305,6 × cos 30 o

= 264,626 m/s dan kecepatan relatif uap pada sisi masuk sudu gerak II : ω1' = c1'2 + u 2 − 2 ⋅ c1' ⋅ u ⋅ cos α 1' = 305,6 2 + 160,145 2 − 2 ⋅ 305,6 ⋅ 160,145 ⋅ cos 30 o = 185,151 m/s Sudut kecepatan relatif uap masuk ke sudu gerak II : sin β1' =

c1'

ω

' 1

× sin α 1' =

305,6 sin 30 o 185,151

;

β1' = 55,6240

Dengan mengambil sudut mutlak uap keluar sudu gerak II ( β 2' ) sebesar 35o, maka dari gambar 2.5 diperoleh ψ = 0,9 .

Kecepatan relatif teoritis uap keluar sudu gerak II : ω2't = 91,5

ω1'2 8378

+ ρ 2 ⋅ h0 = 91,5

185,1512 + 0,04 ⋅ 55 = 185,088 m/s 8378

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

ω 2' = ψ × ω 2' t = 0,9 × 185,088 = 166,579 m/s dan kecepatan mutlak uap keluar sudu gerak II : c2 ' = ω 2'2 + u 2 − 2 ⋅ ω 2' ⋅ u ⋅ cos β 2' = 166,579 2 + 160,145 2 − 2 ⋅ 166,579 ⋅ 160,145 ⋅ cos 35 o = 98,478 m/s

Dengan nilai-nilai kecepatan dan besar sudut yang sudah diketahui, maka dapat digambarkan segitiga kecepatan untuk tingkat pengaturan ini, yaitu : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

c1

' 1

c

ω1

u

u

ω1'

c2'

u

ω2'

c2

u

ω2

1 mm = 8 m/s Gambar 4.2 Segitiga kecepatan tingkat pengaturan

( )

Dari gambar 4.2 diatas didapat sudut keluar uap sudu gerak II α 2' sebesar 104o dan kecepatan pada pelek (rim) menjadi : c2 ‘u = c2 ‘ x cos α2 ‘ = 98,478 x cos 104o = -23,691 m/s

Sehingga kerugian kalor pada sudu pengarah adalah :

c1'2t − c1'2 321,685 2 − 305,6 2 = = 5,0421 kJ/kg 2001 2001

hgb =

dan kerugian kalor pada sudu gerak baris II adalah : hb’’ =

ω 2'2t − ω 2'2 2001

185,088 2 − 166,579 2 = = 3,2528 kJ/kg 2001

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

c 2'2 98,478 2 = = 4,8464 kJ/kg 2001 2001

Efisiensi pada keliling cakram dihitung adalah : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

ηu =

=

2 ⋅ u ⋅ Σ(c1u − c 2u ) 2 c ad

2 × 160,145 × (604,007 + 264,626 + 244,464 − 23,691) = 0,70886 678,582 2

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

=

h '0 − (h n + h 'b + h gb + h 'b' + h e ) h '0

230,274 − (21,5389 + 32,4553 + 5,0421 + 3,2528 + 4,8464) = 0,7085 , 230,274

kesalahan perhitungan

0,70886 − 0,7085 × 100% = 0,05079% , karena masih dibawah 0,70886

2%, maka perhitungan diatas sudah tepat.

Gambar 4.3 Diagram i-s untuk tingkat pengaturan ( Lit. 7 hal. 82 )


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

ε=

G1v1 92,456 ⋅ 0,0747 = = 0,7778 πdlc1 sin α 1 π ⋅ 1,02003 ⋅ 0,015 ⋅ 631,628 ⋅ sin 17 o

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

N ge ,a = λ ⋅ 1,07 ⋅ d 2 ⋅

u3 ⋅ ρu 10 6

= 1 ⋅ 1,07 × 1,019112 ×

160,145 3 10 6

 1     0,0747 

= 61,1277 kW dan kerugian kalor yang terjadi dari persamaan 2-8 adalah :

hge,a =

102 ⋅ N ge,a 427 ⋅ G

=

102 ⋅ 61,1277 ⋅ 4,1868 = 0,6612 kJ/kg 427 ⋅ 92,456

Uap dari perapat labirin ujung depan dibuang ke ruang sorong uap ekstraksi yang II = 5,431 bar, sedangkan tekanan sesudah nosel tingkat p eks

kedua dengan tekanan

pengaturan sebesar p1' = 27,5 bar. Tekanan kritis pada perapat-perapat labirin persis sebelum ruangan dari mana uap dibuang adalah : pkr =

0,85 × p1' z + 1,5

=

0,85 × 27,5 84 + 1,5

= 2,5279 bar

Dimana z adalah jumlah ruang perapat labirin yang diambil sebanyak 84 buah. Sehingga besarnya kebocoran uap melalui perapat-perapat labirin dihitung dari persamaan 2-11, yaitu :


Gkebocoran

II 2 g ⋅ ( p1'2 − p eks ) = 100 × f s × ' z ⋅ p1 ⋅ v1

= 100 × 0,94286 ⋅ 10 −3 ×

9,81 ⋅ (27,5 2 − 5,4312 ) = 0,7131 kg/s 84 ⋅ 27,5 ⋅ 0,081556

Dimana dalam hal ini diambil diameter poros (d) sebesar 500 mm, lebar celah antara poros dengan paking labirin (Δs ) sebesar 0,6 mm, sehingga luas melingkar untuk aliran uap (fs) adalah : fs = π x d x Δs = π x 0,5 x 0,6 x 10-3 = 0,94286 x 10-3 m2

Kalor total uap sebelum nosel tingkat kedua adalah : i0’ = i0 – (h0 - ∑h kerugian) = 3399,7 – (230,274 – 67,7965) = 3237,2225 kJ/kg Dimana : ∑h kerugian = hn + hb' + hgb + hb'' + he + hge,a = 21,5389 + 32,4553 + 5,0421 + 3,2528 + 4,8464 + 0,6612 = 67,7965 kJ/kg Sehingga kondisi uap sebelum nosel tingkat kedua ditentukan oleh tekanan 27 bar dan

elative re 370 0C.

4.2 Perhitungan Kalor dari Tingkat Pengaturan sampai Ekstraksi I

Penurunan kalor teoritis dari tekanan 27 bar dan

elative re 370 0C ke tekanan

sampai ekstraksi pertama adalah : h oI = 3169,4 – 3006,12 = 163,28 kJ/kg Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

Dengan membuat penurunan kalor yang sama pada setiap tingkat ( penurunan kalor rata-rata ), diperoleh : h0 rata –rata =

163,28 = 81,64 kJ/kg 2

Tekanan uap sesudah tiap-tiap tingkat, dari diagram Mollier (i-s) adalah p 2II = 18 bar setelah tingkat yang kedua, p 2III = 11 bar setelah tingkat yang ketiga, p 2IV = 6,8 bar I setelah tingkat keempat dan p eks = 12,544 bar setelah tingkat yang ketiga. Pada tingkat

kedua turbin untuk memperkecil kerugian pemasukan, akan dibuat terjadi 5% reaksi pada setiap baris sudu, untuk tingkat kedua dipilih perbandingan kecepatan u/cad = 0,41, sehingga kecepatan mutlak uap keluar nosel tingkat kedua :

c ad = 91,5 × h0 = 91,5 × 21,9977 = 429,15 m/s Kecepatan keliling pada sudu adalah : u = (u/cad) x cad = 0,41 x 429,15 = 175,79 m/s

Diameter rata-rata sudu pada tingkat kedua menjadi : d=

60 × u 60 × 175,95 = π ⋅n π × 3000

= 1,11969 m = 1119,69 mm

Penurunan kalor pada nosel tingkat kedua : h01 = (1-ρ) x h0 = (1 – 0,05) x 92,1096 = 87,5041 kJ/kg, dan pada sudu gerak sebesar : h02 = 92,1096 – 87,5041 = 4,6055 kJ/kg Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

sehingga tekanan uap setelah nosel adalah

p1I = 26 bar. Perbandingan tekanan

p1I / p o = 26/27 = 0,9629 > vkr, yang berarti kecepatan uap adalah lebih tinggi daripada

kecepatan kritis. Kecepatan

elati uap adalah :

c1 = 91,5 × ϕ × h0 = 91,5 × 0,96 × 21.9977 = 396,441 m/s Dimana ϕ = 0,96 diambil dari gambar 2.4, maka kecepatan teoritis uap :

c1t =

396,441 = 412,959 m/s 0,96

Sudut masuk uap (α1) diambil sebesar 14,9o sehingga bila ε = 1 tinggi nosel yang akan diperoleh berada dalam jangka yang diizinkan, sehingga kecepatan pada pelek (rim) adalah : c1u = c1 x cos α1 = 396,441 x cos 14,9o = 383,1 m/s

dan kecepatan

elative uap terhadap sudu gerak :

ω1 = c12 + u 2 − 2 ⋅ c1 ⋅ u ⋅ cos α 1 = 383,12 + 173,712 2 − 2 ⋅ 383,1 ⋅ 173,712 ⋅ cos14,9 o = 232,902 m/s,

besar sudut kecepatan sin β1 =

c1

ω1

elative ini adalah : × sin α 1 =

383,1 sin 14,9 o 232,902

β1 = 25,9570


sudut keluar

elative uap (β2) menjadi sebesar 22,957o (β2 = β1 – 30)

sehingga dari

gambar 2.5 diperoleh ψ = 0,862. Kecepatan

elative uap meninggalkan sudu gerak

tingkat kedua diperoleh melalui

persamaan berikut ini : ω2 = 91,5 ×ψ

ω12 8378

+ ρ ⋅ ho = 91,5 × 0,862

232,902 2 + 0,05 ⋅ 21,9977 8378

= 216,672 m/s maka kecepatan

ω2t =

elative uap teoritis menjadi :

ω 2 216,672 = = 251,359 m/s 0,862 ψ

Selanjutnya kecepatan uap meninggalkan sudu gerak tingkat yang kedua adalah : c2 = ω 22 + u 2 − 2 ⋅ ω 2 ⋅ u ⋅ cos β 2 = 216,672 2 + 173,712 2 − 2 ⋅ 216,672 ⋅ 173,712 ⋅ cos 22,957 o = 88,387 m/s

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

c1

u

c2

ω1

u

ω2

1mm = 4,6 m/s Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

Gambar 4.4 Segitiga kecepatan tingkat kedua

( )

Dari gambar 4.4 diatas didapat sudut keluar uap sudu gerak tingkat kedua α 2 sebesar 73o dan kecepatan pada pelek (rim) menjadi : c2u = c2 x cos α2 = 88,387 x cos 73o = 25,785 m/s

Sehingga kerugian kalor pada nosel adalah : hn =

c12t − c12 412,959 2 − 396,4412 = = 6,6815 kJ/kg 2001 2001

dan kerugian kalor pada sudu gerak tingkat kedua adalah : hb =

ω 22t − ω 22 2001

=

251,359 2 − 216,672 2 = 8,1132 kJ/kg 2001

serta kerugian akibat kecepatan keluar uap dari sudu gerak tingkat kedua adalah : he =

c 22 88,387 2 = = 3,9041 kJ/kg 2001 2001

Efisiensi pada keliling cakram dihitung sebagai berikut :

ηu =

=

2 ⋅ u ⋅ Σ(c1u − c 2u ) 2 c ad

2 × 173,712 × (383,1 + 25,785) = 0,79135 423,687 2

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

ηu =

h0 − (hn + hb + he ) h0


=

89,77 − (6,6815 + 8,1132 + 3,9041) = 0,7917 , 89,77

kesalahan perhitungan 0,7917 − 0,79135 × 100% = 0,04426% , karena masih dibawah 0,7917

2%, maka perhitungan diatas sudah tepat.

Untuk tingkat kedua ini ε = 1 , maka dari persamaan 2-6 dapat ditentukan daya yang hilang akibat gesekan dan pengadukan, sebagai berikut : N ge,a = λ ⋅ 1,07 ⋅ d 2 ⋅

u3 173,712 3 2 ρ ⋅ = 1 ⋅ 1 , 07 × 1 , 10544 × u 10 6 10 6

 1     0,0982 

= 69,8219 kW

dan besarnya kerugian kalor, adalah :

hge,a =

102 ⋅ N gea 427 ⋅ G

=

102 ⋅ 19,4984 ⋅ 4,1868 = 0,7553 kJ/kg 427 × 92,456

Kalor total uap sesudah sudu-sudu dengan memperhitungkan kerugian adalah : i2' = 3169,40 − 92,1096 + (6,6815 + 8,1132 + 3,9041 + 0,7553) kJ/kg = 3096,7445 kJ/kg

Kebocoran uap melalui perapat labirin :

Gkebocoran = 100 × f s ×

g ⋅ ( p12 − p I 2 ) z ⋅ p1 ⋅ v1

= 100 × 0,94286 ⋅ 10 −3 ×

9,81 ⋅ (27 2 − 18 2 ) = 1,2909 kg/s 8 ⋅ 27 ⋅ 0,098164

maka kerugian kalor akibat kebocoran adalah :


hkebocoran =

Gkebocoran 1,2909 × (i0 − i2 ) = × 70,316 = 0,9818 kJ/kg G 92,456

Penjumlahan seluruh kerugian kalor pada tingkat kedua ini menjadi : ∑h kerugian = 6,6815 + 8,1132 + 3,9041 + 0,7553 + 0,9818 = 20,4632 kJ/kg maka penurunan kalor yang bermanfaat pada tingkat kedua ini adalah : hi = h0 - ∑h kerugian = 92,10 – 20,4632 = 71,6368 kJ/kg dan efisiensi tingkat menjadi :

η oi tk =

hi 71,6368 = = 0,777815 = 77,7815 % h0 92,10

sehingga daya yang dibangkitkan oleh tingkat kedua ini adalah :  71,6368  427 × 92,456  427 × G0 × hi 4,1868   Ni = = = 6622,42 kW 102 102

Untuk tingkat ketiga, diperoleh tekanan uap sebelum nosel sebesar 18 bar dan temperatur uap adalah 322 oC, sehingga kalor total uap sebelum nosel adalah : ioIII + hepr = ioII + hepr − hiII ioIII + 3,9041 = 3169,40 − 71,6368 ioIII = 3093,86 kJ/kg

Pada tingkat ketiga turbin ini juga, untuk memperkecil kerugian pemasukan akan dibuat terjadi 5% reaksi padi sudu pengarah, untuk tingkat ketiga dipilih perbandingan kecepatan u/cad = 0,42, sehingga kecepatan mutlak uap keluar nosel tingkat ketiga :

c ad = 91,5 × h0 = 91,5 × 22,74 = 436,34 m/s Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

dan kecepatan keliling pada sudu adalah : u = (u/cad) x cad = 0,42 x 436,34 = 183,26 m/s Serta diameter rata-rata sudu pada tingkat ketiga menjadi : d=

60 × u 60 × 183,26 = π ⋅n π × 3000

= 1,16728 m = 1167,28 mm

Dari diagram i-s diperoleh bahwa uap sewaktu mengembang dari tingkat ke-9 sampai tingkat ke-10 akan menjadi basah, jadi kerugian akibat kebasahan harus diperhitungkan. Untuk tingkat ke-9, kerugian kalor akibat kebasahan :

h kebasahan = (1 −

x1 + x 2 ) ⋅ h i = (1 − 0,985) ⋅ 20,436 = 0,30654 kJ/kg 2

Dimana : x 1 : fraksi kekeringan uap sebelum nozel ( sudu pengarah ) = 0,99 x 2 : fraksi kekeringan uap sesudah sudu gerak tingkat 10

= 0,98

h i : penurunan kalor yang dimanfaatkan pada tingkat turbin dengan memperhitungkan semua kerugian pada tingkat 10, = h n +h b +h e +h ge,a +h kebocoran = 20,436 Seluruh tingkat yang berikutnya didesain sama dengan cara yang sebelumnya dan hasilnya ditampilkan pada tabel 4.1 berikut ini :


Tabel 4.1 Kondisi uap pada setiap tingkat Turbin Uap Nekatingkat Tingkat keNo.

Parameter

Satuan

Tingkat Pengaturan I II

2

3

4

Tingkat Impuls Ne 5 6

1

G0

kg/s

92.456

92.456

92.456

86.095

86.095

81.153

2

P0

bar

76

27.6

18

11

6.8

3.8

3

t 0 atau x

oC

496

370

322

270

220

170

4

i0

kJ/kg

3399.70

3169.40

3077.30

2981.00

2888.90

2805.20

5 6 7

i 0 +he pr i1t ho

kJ/kg kJ/kg kJ/kg

3399.70 3169.400 230.274

3169.4000 3077.3000 92.1

3098.311 3003.1109 95.2

3023.972 2931.8719 92.10

2951.327 2859.2269 92.1

2877.227 2780.9269 96.3

8

ρ

%

5

5

5

6

6

9

ho 1

kJ/kg

87.4950

90.4400

87.4950

86.5740

90.5220

10

ho 2

kJ/kg

4.605

4.7600

4.6050

5.5260

5.7780

11

he pr

kJ/kg

0

0

4.0054

4.0622

3.8589

3.8596

12

ho 1 +he pr

kJ/kg

221.063

87.495

94.4454

91.5572

90.4329

94.3816

13 14

c 1t / c 1t '

m/s -

664.872 0.95

321.685 0.95

418.284 0.96

425.266 0.96

418.284 0.96

416.077 0.965

425.458 0.97

15 16 17 18

c1/ c1'

m/s kJ/kg m/s -

631.628 305.600 230.274 678.582 0.236

401.553 92.10 429.151 0.41

408.255 99.2054 436.313 0.418

401.553 96.1622 429.151 0.43

401.514 95.9589 429.151 0.435

412.695 100.1596 438.827 0.428

0.254 160.145 1019.11

0.438 175.952 1119.69

0.447 182.379 1160.59

0.460 184.535 1174.31

0.465 186.681 1187.97

0.455 187.818 1195.20

19 20 21

φ ho+hepr cad u/cad u/c 1

22

U D α 1 /α 1 '

23

w 1 /w 1 '

24

β 1 /β 1 '

m/s mm derajat

4

4 221.063

9.211

9.211

17.0

30.0

14.9

14.9

14.9

14.9

17.0

m/s

480.773

185.151

235.905

236.709

228.219

226.270

239.476

derajat

22.589

55.624

25.957

26.327

26.900

27.148

30.256


25 26 27

β 2 /β 2 ' w 2t / w 2t '

derajat

19.589

35

22.957

23.327

23.900

24.148

27.256

m/s -

499.403 0.86

185.087 0.9

254.600 0.862

255.951 0.865

247.501 0.868

245.706 0.87

258.723 0.895

28

Koefisien sudu, ψ w2 / w2 '

m/s

429.487

166.579

219.466

221.398

214.831

213.764

231.557

29

c2 / c2 '

m/s

283.747

98.477

89.527

90.159

87.874

87.882

107.603

30

α 2 /α 2 '

derajat

30.496

104

73.0

76.6

82.2

84.5

99.7

31

c 1 u/ c 1 u'

m/s

604.007

264.626

388.040

394.517

388.040

388.003

394.647

32 33 34 35 36 37

c 2 u/ c 2 u' ηu hn/ hgb hb'/ hb'' he ηu

m/s % kJ/kg kJ/kg kJ/kg %

244.464 -23.691 0.70886 21.5389 5.0421 32.4553 3.2527 4.8464 0.7085

26.118 0.79135 6.8549 8.3237 4.0054 0.7917

20.908 0.79598 7.0856 8.2427 4.0622 0.7963

11.860 0.80138 6.8549 7.5483 3.8589 0.8017

8.363 0.80354 5.9500 7.3343 3.8596 0.8139

-18.143 0.73443 5.3462 6.6560 5.7861 0.8153

38

v1

m3/kg

0.0742

0.0933

0.1330

0.1678

0.2171

0.2845

39 40 41 42 43 44

v2 γ Nge,a hge,a hi'' fs

m3/kg kg/m3 kW kJ/kg kJ/kg cm2

0.0750 0.0720 13.4771 61.5124 0.6654 162.4733 -

0.0982 10.7193 78.3299 0.8473 72.0686 0.00075429

0.14 7.5188 65.7380 0.7111 79.1038 0.00075429

0.1766 5.9605 55.2677 0.6420 77.2581 0.00075429

0.2285 4.6067 45.2564 0.5257 78.2893 0.0007543

0.3026 3.5153 35.5991 0.4387 81.9325 0.00075429

45

G kebocoran

kg/s

0

0

1.2576

0.8881

0.6139

0.3877

0.2806

46 47

h kebocoran

kJ/kg kJ/kg

0

0

0.9803 71.0883

0.7599 78.3440

0.5509 76.7072

0.3525 77.9367

0.2833 81.6492

kJ/kg kJ/kg

0

0 230.2740

0 71.0891

0 74.3390

0 72.6450

0 74.1000

0 77.79

67.8007 100.0000

21.0117 77.1869

20.8615 78.0872

19.4550 78.8762

18.0222 80.4560

18.5103 80.7788

21287.5408

6571.7889

6872.2239

6253.5863

6378.8388

6312.0995

48 49 50 51 52

hi' h kebasahan hi Σh ker ugian η0i,tk Daya tingkat, Ni,

kJ/kg % tk

kW

0.0831

162.4733


4.4 Pengujian Hasil Perhitungan Kalor Keseluruhan

Dari tabel 4.1 diatas diperoleh total penurunan kalor yang dimanfaatkan untuk melakukan kerja mekanis∑h

i

= 1263,7932 kJ/kg dan total daya tingkat turbin ∑N

i

=

95782,1749 kW, dengan efisiensi-dalam relatif turbin :

η 0i th =

Σhi 1263,7932 = = 0,8415 , 1356,4 H o th

yang 2,28 % lebih kecil dari nilai yang dipilih sebelumnya.

Perbedaan antara besarnya daya yang dihitung pada terminal generator dengan total daya tingkat turbin adalah = 90,703 MW - 90,2557088 MW = 0,4472912 MW. Dengan demikian kesalahannya adalah 0,4 % (< 2%), jadi desain diatas dianggap sudah tepat untuk turbin yang bekerja dengan parameter yang sudah ditetapkan.


BAB 5 PERHITUNGAN DIMENSI KOMPONEN UTAMA

5.1 Nosel dan Sudu Gerak

Nosel merupakan suatu laluan yang penampangnya bervariasi dimana energi potensial uap dikonversikan menjadi energi kinetik berupa pancaran uap ke sudu gerak turbin. Dari penyelidikan-penyelidikan secara teoritis dan percobaan, ternyata bahwa uap yang mengalir melalui bagian nosel dengan penampang konvergen sewaktu berekspansi didalamnya hanya mencapai nilai minimum tertentu yang disebut tekanan kritis (pkr) yang sama dengan 0,577 po untuk uap jenuh dan 0,546 po untuk uap panas lanjut. Kecepatan uap pada tekanan ini disebut kecepatan kritis. Bila tekanan sesudah nosel lebih besar dari tekanan kritis p1 > pkr, maka ekspansi uap yang terjadi hanya sampai tekanan p1, dalam hal ini digunakan nosel konvergen, sedangkan untuk mendapatkan tekanan sisi keluar p1 < pkr dan kecepatan superkritis c1 > ckr digunakan nosel konvergen divergen. Untuk menentukan jenis nosel yang digunakan dalam perencanan ini, terlebih dahulu ditentukan harga-harga tekanan kritis p kr pada tiap tiap tingkat.

5.1.1 Tinggi Nosel dan Sudu Gerak


Kondisi uap pada tingkat pertama adalah uap panas lanjut, maka tekanan kritisnya :

pkr = 0,546 x p0 = 0,546 x 76 bar = 41,496 bar dimana

tekanan sesudah nosel

p1 = 43 bar, karena p1 lebih besar dari pkr, maka

digunakan nosel konvergen.

Penampang sisi keluar nosel [Menurut lit. 7, hal. 22] adalah : f1 =

Go υ1 (m2) c1

...(Lit.7, hal.22)

Dimana : G0 = massa aliran uap = 92,456 kg/s ν1 = volume spesifik uap pada penampang sisi keluar = 0,0747 m3/kg c1

= kecepatan aktual uap pada penampang sisi keluar = 631,628 m/s

f1 =

92,456 × 0,0747 = 0,010934 m2 = 109,34 cm 2 631,628

Maka :

Tinggi nosel, disarankan diantara 10 mm - 20 mm, dan derajat pemasukan parsial, ε tidak kurang dari 0,2. Untuk turbin-turbin dengan kapasitas besar dan menengah dengan sudu-sudu yang relatif besar, nilai derajat pemasukan parsial dapat mencapai satu. Sehingga dengan membuat tinggi nosel ln sebesar 15 mm akan diperoleh nilai derajat pemasukan parsial 0,7778. Jumlah nosel yang dipakai, direncanakan zn = 50 buah, dimana nosel dipasang disekeliling cakram, sehingga besar luas penampang setiap nosel adalah :


f f1’ = 1 zn

109,34 cm 2 = 50

= 2,1868 cm2

Lebar penampang sisi keluar nosel adalah : a=

f 1' 2,1868 = = 1,458 cm l 1,5

Tinggi sisi masuk sudu gerak baris yang pertama dibuat sebesar : l1' = ln + 2 = 15 + 2 = 17 mm

Tinggi sisi keluar sudu gerak baris pertama, dari [Menurut lit. 7, hal. 58] adalah : '

l1'' =

G o .v1 π.d.ε.ω 2 sin β 2

...(Lit.7, hal.58)

Dimana : ν1' : volume spesifik uap keluar sudu gerak baris pertama = 0,075 m3/kg Maka : l1'' =

92,456 × 0,075 = 0,1933 m = 19,33 mm π × 1,01911 × 0,7778 × 429,487 × sin 19,589 o

Tinggi nozel pada tingkat yang kedua [Menurut lit. 7, hal. 56] adalah : lgb'' =

=

G o .v gb π.d.ε.c1 sin α1 '

'

...(Lit.7, hal.56)

92,456 × 0,0831 = 0,2018 m π × 1,01911 × 0,7778 × 305,6 × sin 30 o

lgb'' = 20,18 mm

Tinggi sisi masuk sudu gerak baris kedua : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

l2' = lgb " + 2 l2' = 20,18 + 2 = 22,18 mm

Tinggi sisi keluar sudu gerak baris kedua, dari [Menurut lit. 7, hal. 58] adalah : l2'' =

l2'' =

G o .v 2

π .d .ε .ω 2 ' sin β 2 '

...(Lit.7, hal.58)

92,456 × 0,0835 = 0,2521 m π × 1,01911 × 0,7778 × 166,579 × sin 35 o

l2'' = 25,21 mm

Berikut ini merupakan gambar penampang nosel, sudu gerak, dan sudu pengarah untuk tingkat pengaturan :

Gambar 5.1 Ukuran Nosel dan Sudu Gerak

5.1.2 Lebar dan Jari-jari Busur Sudu Dari pengalaman bahwa untuk hasil-hasil yang baik diperoleh bila lebar sudu gerak 40 mm dan lebar sudu pengarah 30 mm. Besarnya jari-jari busur dari profil sudu baris pertama dapat dihitung dengan persamaan :


R1 =

40 b = = 21,443 mm o cos β1 + cos β 2 cos 22,589 + cos 19,589 o

Jari-jari busur sudu pengarah :

b

Rgb =

cos α 2 + cos α 1

=

'

30 = 17,364 mm cos 30,496 o + cos 30 o

Jari-jari busur sudu gerak baris kedua : R2 =

b cos β1 + cos β 2 '

=

'

40 = 28,906 mm cos 55,624 o + cos 35 o

5.1.3 Jarak -bagi antara Sudu Jarak antara masing-masing sudu pada sudu gerak turbin dapat dihitung dengan persamaan : 1. Jarak bagi sudu-sudu gerak baris pertama : t1 =

R1 21,443 = 29,807 mm = sin β 1 + sin β 2 sin 22,589 o + sin 19,589 o

2. Jarak bagi sudu-sudu pengarah : tgb =

R gb sin α 2 + sin α 1

'

=

17,364 = 17,235 mm sin 30,496 o + sin 30 o

3. Jarak bagi sudu-sudu gerak baris kedua : t2 =

R2 sin β1 + sin β 2 '

'

=

28,906 = 20,663 mm sin 55,624 + sin 35

Berikut ini merupakan gambar penampang profil sudu gerak dengan jarak bagi antara sudu :


Gambar 5.2 Jarak bagi dari profil sudu gerak

5.1.4 Jumlah Sudu

Jumlah sudu pada tingkat pengaturan dihitung dengan persamaan : 1. Pada sudu gerak baris pertama : zs,1 =

π .d t1

=

π ×1019,11 29,807

= 107 sudu

Dimana : d = diameter sudu rata rata tingkat pertama = 1019,11 mm t1 = jarak bagi sudu baris pertama = 29,807 mm

2. Pada sudu gerak baris kedua : zs,2 =

π .d t2

=

π ×1019,11 20,663

= 155 sudu

5.1.5 Nosel dan Sudu Gerak Tingkat 2

Tinggi sisi keluar nosel tingkat kedua, dengan memperhitungkan adanya kebocoran melalui diafragma, ditentukan dengan persamaan : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

ln =

(G − G kebocoran ) × υ1 × 10 3

πdc1 sin α 1

=

(92,456 − 1,3269) × 0,0982 × 10 3 = 25,25 mm π × 1,10544 × 396,441 × sin 14,9 o

Dan tinggi sisi keluar sudu : l2 " =

G × υ 2 × 10 3 92,456 × 0,1033 × 10 3 = = 32,56 cm πdω 2 sin β 2 π × 1,10544 × 216,672 × sin 22,957 o Untuk tingkat ke-3 sampai tingkat ke-10 dengan cara yang sama seperti diatas

diperoleh ukuran utama nosel dan sudu gerak dan hasilnya ditabelkan pada tabel 5.1 berikut ini :


Tabel 5.1 Ukuran nosel dan sudu gerak

Tingkat keNo.

parameter

Satuan

Tingkat Pengaturan I

1

2

3

4

5

6

kg/s

92.456

92.456

92.456

86.095

86.095

81.15

kg/s

0

1.3269

1.0208

0.8481

0.6335

0.503

bar

76

27.6

18

11

6.8

3.8

4

Po P kr

bar

41.496

15.070

9.828

6.006

3.713

2.075

5

P1'

bar

32.713

25.146

18.421

13.579

9.474

6

d

mm

1119.690

1160.590

1174.310

1187.970

1195.2

2 3

7

Go G kebocoran

II

Tingkat Impuls N

v1/ v1'

43

40.667 1019.11

3

0.0747

0.0831

0.0933

0.1330

0.1678

0.2171

0.284

3

m /kg

8

v2/ v2'

m /kg

0.0750

0.0720

0.0982

0.14

0.1766

0.2285

0.302

9

c1/ c1'

m/s

631.628

305.6

401.553

408.2250

401.5530

401.5140

412.69

10

w2/ w2'

m/s

429.487

166.579

219.466

221.398

214.831

213.764

231.55

109.34

251.41

214.80

301.22

359.71

465.47

559.3

17

30

14.9

14.9

14.9

14.9

17

2

11

f1

cm

12

α 1/ α 1'

derajat

13

ln / lgb

mm

15.00

20.18

25.25

32.87

41.34

53.18

69.68

14

Jumlah nosel, z

buah

50

65

50

50

50

50

55

15

Lebar nosel, a

cm

1.458

1.917

1.701

1.833

1.740

1.751

1.460

16

l'

mm

17.00

22.18

27.25

34.87

43.34

55.18

71.68

17

l"

mm

19.33

25.21

32.56

40.68

47,63

59.93

78,86

derajat

22.589

55.624

25.957

25.957

25.957

25.860

32.68

derajat

19.589

35.000

22.957

23.457

23.457

23.360

29.68

19

β 1/ β 1' β 2/ β 2'

20

Lebar sudu gerak, b

mm

40

40

40

40

40

40

40

21

Jari-jari busur, R

mm

21.443

25.147

21.981

22.022

22.022

22.005

23.38

22

Jarak bagi sudu, t

mm

29.807

20.663

26.545

26.340

26.340

26.417

22.58

23

Jumlah sudu gerak, z

buah

107

155

133

138

140

141

166

18


5.2 Kekuatan Sudu

Kekuatan sudu turbin cukup dihitung pada bagian-bagian yang terlemah, dan bila pada bagian ini ternyata sudah aman, maka bagian yang lain akan lebih aman. Besarnya tegangan tarik akibat gaya sentrifugal dengan nilai terbesar yaitu pada sudu gerak tingkat akhir (tingkat ke-10), yang dapat dihitung dengan persamaan dari lit. 7, hal. 288 :

σ=

π 2 n 2 ρ as 

 As × t s × rs  (kg/cm2) l10 × r + A0 900 × g  

..............(Lit.7, hal.288)

Dimana : n

= putaran roda turbin = 3000 rpm

ρ as = massa jenis bahan Alloy steel = 0,28 lb/in3 = 0,00785 kg/cm3 l10

= tinggi rata-rata sudu gerak tingkat ke-10 = 131,7675 cm

r

= jari-jari rata-rata sumbu sudu = 139,5878/2 = 69,794 cm

rs

= jari-jari rata-rata plat penguat sudu = r + 0,5 x l15 + 0,5 x s ; (s = tebal selubung = 0,3 cm) = 69,794 + 0,5 x 131,7675 + 0,5 x 0,3 = 135,828 cm

ts

= panjang setiap bilah selubung = 2π.

Ao

rs 135,828 = 2 ×π × = 5,808 cm 147 z15

= luas penampang sudu paling lemah, pada akar sudu = 15,4 cm2

As

= luas plat penguat sudu = 1,1 cm 2

Maka : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

σ=

π 2 × 3000 2 × 0,00785  900 × 981

1,1  × 131,7675 × 69,794 + × 5,808 × 135,828 kg/cm2 15,4  

= 7328,321 kg/cm2 = 102,881 kpsi Tegangan tarik akibat gaya sentrifugal yang diizinkan untuk bahan Alloy steel AISI 1050 As-rolled (Lampiran IV) adalah sebesar 105,0 kpsi, jadi pemilihan bahan di atas sudah aman.

Tegangan lentur akibat tekanan uap [Menurut lit. 7, hal. 291-292] dapat ditentukan dari persamaan berikut ini : 1. Besarnya gaya akibat rotasi pada sudu gerak tingkat ke-10 : Pu,10 =

427.Go hi (kg) ε .u.z s ,10

...(Lit.7, hal.291)

Dimana : hi

= penurunan kalor yang berguna pada tingkat ke-10 = 24,012 kkal/kg

ε

= derajat pemasukan parsial = 1,0

zs,15 = jumlah sudu tingkat ke-10 = 147 buah u

= kecepatan keliling = 219,3523 m/s Maka : Pu,10 =

427 × 70,6498 × 24,012 1,0 × 219,3523 × 147

= 22,465 kg

2. Gaya yang terjadi akibat perbedaan tekanan uap masuk dan keluar sudu adalah : Pa,10 = l 10 . t10 (p1’ – p2) (kg)

...(Lit.7, hal.291)

Dimana : l 10 = tinggi sudu gerak keluar tingkat ke-10 = 145,671 cm Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

t 10 = jarak antara sudu pada diameter rata rata = 2,9807 cm p1’ = tekanan uap sebelum sudu = 0,14447 bar = 0,14736 kg/cm2 p2 = tekanan uap sesudah sudu = 0,11113 bar = 0,11335 kg/cm2 Maka : Pa,10 = 145,671 x 2,9807 (0,14736 – 0,11335) = 14,93045 kg

3. Gaya yang bekerja akibat perbedaan momentum uap yang mengalir : P’a,10 =

Go (c1u - c 2u ) (kg) g .ε .z s ,10

P’a,10 =

70,6498(422,815 − 95,509) = 16,0354 kg 9,81.1,0.147

...(Lit.7, hal.291)

Gambar berikut ini menunjukkan arah resultan gaya yang dikerjakan oleh uap pada sudu gerak :

Gambar 5.3 Gaya-gaya lentur pada Sudu

sehingga besarnya resultan gaya (Po15) akibat tekanan uap dihitung dengan persamaan : Po,10 =

Pu,10 +( Pa ,10 + Pa ,10 ' ) 2

Po,10 =

(22,465) 2 + (14,93045 + 16,0354) 2

2

(kg)

...(Lit.7, hal.291)

= 38,257 kg


Dengan menganggap Po,10 konstan sepanjang sudu gerak ke-10 maka momen lengkung yang terjadi (Mx,10) adalah : P10 .l10 (kg.cm) 2

Mx,10 =

...(Lit.7, hal.292)

Dimana : P10 = Po,10 cosϕ = Po,10 (karena turbin impuls ϕ = 0) l10 = 131,7675 cm Sehingga : Mx,10 =

38,257 × 131,7675 = 2520,515 kg.cm 2

Tegangan lentur akibat tekanan uap dengan nilai terbesar yang terjadi disepanjang sudu gerak tingkat ke-10 dapat dihitung dengan persamaan : σb = Mx,10/Wy,10 (kg/cm2)

...(Lit.7, hal.292)

Dimana : Wy,10 : momen perlawanan terkecil sudu relatif terhadap yy = 7,16 cm3 Maka :

2520,515 7,16

σb

=

σb

= 352,027 kg/cm2

untuk turbin pemasukan penuh : σb ≤ 380 kg/cm2, dengan demikian konstruksi sudu yang direncanakan sudah aman.

5.3 Getaran Sudu Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

Getaran yang terjadi pada turbin adalah karena ketidakteraturan aliran uap yang keluar nosel dan sudu pengarah. Frekuensi dinamis (fd) dari getaran yang terjadi [Menurut lit. 7, hal. 298] dapat dihitung dengan persamaan : fd =

f st2 + B.n 2 (rps)

...(Lit.7, hal.298)

Dimana : fst

= frekuensi statik getaran alami rakitan sudu = 160 rps

B

= koefisien yang memperhitungkan pengaruh putaran yang

dihitung dengan :

n

B = 0,8 x

Drata − rata − 0,85 l 2"

B = 0,8 x

1242,2 − 0,85 = 0,1082 11725,1

= putaran turbin = 3000 rpm = 50 rps

Maka : fd =

(160) 2 + 0,1082(50) 2

= 160,843 rps Nilai dari fd mempunyai batasan : Fd ≤ 7n, maka : fd ≤ 7 x 50 160,843 rps ≤ 350 rps, maka perancangan turbin aman dari getaran.

5.4 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, σr0 = -100 kg/cm2 [Menurut lit. 7, hal. 312]. Tegangan radial pada jari-jari r2 akibat gaya sentrifugal sudu-sudu dan pelek (rim) adalah σr2 = 2220,829 kg/cm2

ro = jari-jari dalam cakram = 0,5 dp =0,5 x 500 = 250 mm r2 = jari-jari luar cakram = d/2 = 697,939 mm r1 = jari jari hub = r2/2 = 348,9695 mm y1 = tebal kaki cakram = 70 mm (ditetapkan) y = tebal cakram bagian atas = 20 mm (ditetapkan) y0

= tebal hub = 2.y1= 140 mm (ditetapkan)

Gambar berikut ini akan menunjukkan parameter-parameter yang ada pada cakram konis.

r2

R

y

r1

ro

y1

yo

Gambar 5.4 Penampang Cakram Konis ( Lit.7, hal.311 )

Jari-jari konis sempurna (R pada gambar 5.4) dihitung dari persamaan : R

=

r2 y1 - r1 y y1 - y

...(Lit.7, hal.312)


=

(697,939 ⋅ 70) − (348,9695 ⋅ 20) 70 − 20

= 837,5268 mm = 83,75268 cm Tegangan lentur pada bagian cakram yang tipis pada jari-jari R = 83,75268 cm dihitung dengan persamaan : σu

=

ρ as

U2 (kg/cm2)

g

...(Lit.7, hal.312)

Dimana : U

= kecepatan keliling pada jari-jari R =

π .R.n 30

=

π .83,75268 .3000 30

= 26298,34152 cm/s

ρ as = massa jenis bahan Alloy steel = 0,00785 kg/cm3 Maka : σu =

0,00785.(26298,34152) 2 981

σu = 5534,2321 kg/cm2 Tegangan pada bagian dalam cakram pada jari-jari r1 dihitung dari : σ u’ =

ρ as g

U12 (kg/cm2)

...(Lit.7, hal.312)

Dimana : U1 =

π .r1 .n 30

=

π .34,89695 × 3000 30

= 10957,6423 cm/s

Maka : σ u’ =

0,00785.(10957,6423) 2 981

σ u ’ = 960,8042 kg/cm2 Untuk menghitung tegangan-tegangan pada bagian utama cakram konis, dihitung melalui persamaan-persamaan [Menurut lit. 7, hal. 312] : Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

a. Tegangan radial pada jari-jari r2 σr2 = σu . p0 + A.p1 + B.p2 (kg/cm2)

...(Lit.7, hal.312)

b. Tegangan radial dan tangensial pada kelepak (collar) jari-jari r1 σr1 = σu . p0 + A.p1 + B.p2 (kg/cm2)

...(Lit.7, hal.312 )

σt1 = σu . q0 + A.q1 + B.q2 (kg/cm2)

...(LIT.7, HAL.312)

Dimana : A dan B adalah konstanta integrasi yang diperoleh dari kondisi batas, sedangkan p dan q adalah koefisien yang tergantung pada perbandingan r/R = x. Tegangan-tegangan pada bagian utama hub [Menurut lit. 7, hal. 312-313] adalah : a.

Pada jari-jari r hub = r1 σt1 = σthub + (1-y1/y0). v. σr1 (kg/cm2)

...(Lit.7, hal.312)

Dimana : v = koefisien pemampatan melintang = 0,3. b. Pada permukaan melingkar cakram pada jari-jari r0 σr0 = lo. σ u’ + l1o

y1 . σr1 + l2o σthub (kg/cm2) y0

...(Lit.7, hal.312)

Dimana : koefisien p0, p1, p2, q0, q1 dan q2 diperoleh dari kurva–kurva yang diberikan pada gambar 5.5 berikut ini :

Gambar 5.5 Berbagai Koefisien untuk Cakram Konis Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

( Lit. 7 hal. 311 )

Koefisien-koefisien untuk persamaan (5-16) diperoleh dari : x=

r2 69,7939 = 0,8333 = R 83,75268

Maka dari gambar 5.5 diperoleh : p0 = 0,07 ; p1 = 6,5 ; p2 = -0,25. Koefisien untuk persamaan (5-17) dan (5-18) : x=

r1 34,89695 = 0,4167 = R 83,75268

Diperoleh : p0 = 0,165 ; p1 = 2,3 ; p2 = -2,85 ; q0 = 0,173 ; q1 = 1,93 ; q2 = 6,35.

Koefisien - koefisien 1o, 11o, l2o dihitung dari ro/r hub = 250/348,9695 = 0,7164 dan rhub/r0 = 348,9695/250 = 1,39588, sehingga : 1o = 3,3/8 [0,7875 – (r0/rhub)2 + 0,2125(rhub/r0)2] 1o = 3,3/8 [0,7875 – (0,7164)2 + 0,2125(1,39588)2] = 0,2839 l1o = 0,5 [1 + (r0/rhub)2] (rhub/r0)2 l1o = 0,5 [1 + (0,7164)2] (1,39588)2 = 1,4742 12o= -0,5 [1 - (r0/rhub)2] (rhub/r0)2 12o = -0,5 [1 - (0,7164)2] (1,39588)2 = -0,4742

Dengan mensubstitusikan koefisien – koefisien dan nilai numerik y1, yo dan y ke persamaan (5-16), (5-17), (5-18), (5-19) dan (5-20) dengan bilangan yang belum diketahui pada sisi kiri diperoleh : •

2220,829 = 5534,2321. 0,07 + A . 6,5 + B(-0,25) 6,5 A – 0,25 B = 1833,4328

...1)


•

σr1 = 5534,2321. 0,165 + A . 2,3 + B(-2,85) 2,3 A – 2,85 B - σr1 = -913,148

•

σt1 = 5534,2321. 0,173 + A . 1,93 + B(6,35) 1,93 A + 6,35 B - σt1 = -957,422

•

...3)

σt1 = σthub + (1- 70/140) 0,3 . σr1 σthub + 0,15σr1 - σt1 = 0

•

...2)

...4)

-100 = 0,2839. 960,8042 + 1,4742. (70/140) . σr1 + (-0,4742). σt hub 0,7371 σr1 – 0,4742 σthub = -372,772 0,4742 σthub - 0,7371 σr1 = 372,772

...5)

Persamaan diatas diselesaikan dengan jalan menghilangkan bilangan yang tidak diketahui secara berurutan. Dengan membagi persamaan 5) dengan 0,4742 dan mengurangkannya ke persamaan 4) diperoleh :

1,7044 σr1 - σt1 = -786,107

...6)

Persamaan (3) dikurangkan dengan persamaan (6) diperoleh : 1,93 A + 6,35 B - 1,7044 σr1 = -171,315

...7)

Dengan membagi persamaan (7) dengan 1,7044 dan mengurangkannya dari persamaan (2) diperoleh : 1,168 A – 6,576 B = -812,635

...8)


A dan B dapat dihitung dari persamaan (1) dan (8) : 6,5 A – 0,25 B = 1833,4328 1,168 A – 6,576 B = -812,635 Diperoleh : A = 288,793 kg/cm2 B = 174,874 kg/cm2 Maka tegangan – tegangan σr1, σt1, σthub dan σrhub menjadi : σr1 = 5534,2321. 0,165 + 288,793 . 2,3 + 174,874 (-2,85)) = 1078,981 kg/cm2 σt1 = 5534,2321. 0,173 + 288,793 . 1,93 + 174,874 (6,35) = 2625,243 kg/cm2 σt hub = 2625,243 – 0,15 . 1078,981 = 2463,395 kg/cm2 σrhub =

y1 .σ y 0 r1

=

70 ⋅ 1078,981 140

= 539,491 kg/cm2.

Hasil-hasil semua perhitungan tegangan radial dan tangensial pada cakram konis diatas ditunjukkan pada tabel 5.2 berikut ini :

Tabel 5.2 Tegangan-tegangan pada cakram konis dengan A= 288,793 kg/cm2, B = 174,874 kg/cm2, σ u = 5534,2321 kg/cm2 1. Tegangan-tegangan radial

Koefisien

Jari-jari, r, cm 34,89695

52,3454

69,7939

x = r/R

0,4167

0,625

0,8333

p0

0,165

0,13

0,07


p1

2,3

3,25

6,5

p2

-2,85

-0,87

-0,25

σu p0

913,1483

719,4502

387,3962

A p1

664,2239

938,5773

1877,1545

B p2

-498,3909

-152,1404

-43,7185

σr, kg/cm2

1078,981

1505,8870 2220,8322

2. Tegangan-tegangan tangensial

Koefisien


52,3454

69,7939

x = r/R

0,4167

0,625

0,8333

q0

0,173

0,155

0,122

q1

1,93

2,5

4

q2

6,35

3,5

2,5

σu q0

957,4222

857,8060

675,1763

A q1

557,3705

721,9825

1155,1720

B q2

1110,4499

612,0590

437,1850

σt, kg/cm2

2625,243

2191,8475 2267,5333

Tegangan-tegangan pada hub [Menurut lit. 7, hal. 306-307] dapat diperoleh dengan persamaan : σr = lo .σu’ + l1o.σrhub + l2o .σthub

...(5-21)

σr = lo . 960,8042 + l1o. 539,491 + l2o . 2463,395

σt = k.σu’ + k1.σrhub + k2.σthub

...(5-22)

σt = k.. 960,8042 + k1 . 539,491 + k2 . 2463,395


Dimana : Koefisien - koefisien k, k1, dan k2 dihitung dari persamaan berikut ini : k = 3,3/8 [0,7875 – 0,575 (r/rhub)2 - 0,2125(rhub/r)2] k1 = -0,5 [1 - (r/rhub)2] (rhub/r)2 k2 = 0,5 [1 + (r/rhub)2] (rhub/r)2

Dengan menghitung konstanta pada r tertentu, dapat dicari tegangan-tegangan tangensial dan radial pada titik tersebut, dan hasilnya dapat ditabelkan berikut ini : Tabel 5.3. Tegangan-tegangan pada hub dengan σ u' = 960,8042 kg/cm2, σ r , hub = 539,491 kg/cm2,

σ t ,hub = 2463,395 kg/cm2

1. Tegangan-tegangan radial

Koefisien


29,948

34,89695

r/rhub

0,7164

0,8582

1

lo

0,2839

0,14

0

l1o

1,4742

1,1789

1

o

-0,4742

-0,1789

0

loσu ’

277,961

134,561

0

l1oσrhub

795,3176

635,995

539,491

l2o σthub

-1168,142

-440,652

0

σr, kg/cm2

-94,864

329,904

539,491

l2

2. Tegangan-tegangan tangensial

Koefisien


29,948

34,89695

r/rhub

0,7164

0,8582

1

k

0,0323

0,03113

0

k1

-0,4742

-0,2567

0


k2

1,4742

1,1789

1

kσu’

31,034

29,91

0

k1σrhub

-255,827

-138,487

0

k2 σthub

3631,537

2904,096

2463,395

σt, kg/cm2

3406,744

2795,519

2463,395

Jenis baja yang digunakan untuk konstruksi cakram turbin tergantung pada besarnya tegangan yang dialami dan kondisi operasi dimana tegangan–tegangan yang diizinkan untuk masing–masing hal ditentukan dengan memperhatikan sifat–sifat fisis baja maupun temperatur operasi cakram yang direncanakan. Umumnya tegangantegangan yang diizinkan tidak pernah lebih dari 0,4 kali tegangan tarik pada temperatur yang dimaksudkan. Dari hasil perhitungan tegangan-tegangan pada bagian-bagian yang penting untuk cakram yang direncanakan, jenis baja yang dipakai adalah bahan Alloy steel AISI 1050 As-rolled (Lampiran IV) dengan tegangan tarik = 105 kpsi = 7383,966 kg/cm2. Sehingga tegangan yang diizinkan adalah : σmax = σt1 ≤ 0,4 . 7383,966 2625,243 ≤ 2953,586 kg/cm2 Maka desain cakram ini sudah memenuhi.

5.5 Perhitungan Ukuran Poros

Pada perancangan ini poros mempunyai fungsi sebagai penghubung yang memindahkan daya dan putaran turbin serta tempat pemasangan cakram dan sudu, sehingga beban yang akan dialami poros ini adalah : 1. Beban lentur yang berasal dari berat sudu-sudu dan cakram. Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

2. Beban puntir yang berasal dari cakram Untuk poros putaran sedang dan beban berat, maka pada perancangan ini digunakan bahan Alloy steels AISI 1095 As-rolled (Lampiran IV) dengan tegangan tarik 140 kpsi = 98,453 kg/mm2. Sehingga tegangan geser yang diizinkan untuk bahan poros ini [Menurut lit. 8, hal. 8] dapat dihitung berdasarkan persamaan :

τa = σb / Sf1 x Sf2

...(Lit.8, hal.8)

Dimana : Sf1

= faktor keamanan karena berat poros, untuk baja paduan = 6

Sf2

= faktor keamanan karena adanya pasak, untuk poros bertingkat dengan konsentrasi tegangan (= 1,3 ÷3,0), diambil = 2,2

Maka : τa =

98,453kg / mm 2 6 × 2,2

= 7,459 kg/mm2

Daya nominal (N) yang ditransmisikan pada perancangan ini = 90.703 kW pada putaran (n) = 3000 rpm. Maka besarnya momen torsi poros (Mt) [Menurut lit. 5, hal. 7] dapat dihitung dengan persamaan : Mt = 9,74 . 105

N n

Mt = 9,74 . 105

91158,85 3000

...(Lit.5, hal.7)

Mt = 295,96 x 105 kg.mm


Diameter poros (dp) [Menurut lit. 8, hal. 8] dapat dihitung dengan persamaan : dp = [5,1 . Kt . cb . Mt/τa]1/3

...(Lit.8, hal.8)

Dimana : Kt = faktor pembebanan (= 1,5 ÷ 3,0), maka untuk beban kejutan dan tumbukan yang besar diambil = 2,5 cb = faktor pembebanan lentur (=1,2 ÷ 2,3), maka diambil = 2,2

Maka :

 295,96 ⋅ 10 5   dp =  5,1 ⋅ 2,5 ⋅ 2,2 7,459  

1/ 3

dp = 281,012 mm

Dari standarisasi poros [Lit.8, hal.9], maka dipilih diameter poros yang dipakai pada perancangan ini (dp) sebesar 300 mm.


5.6 Perhitungan berat cakram

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-10) dapat dihitung melalui persamaan berikut ini : Wck = ρ as .π .[(r1 − r0 ). y o + (r2 − r1 )( 2

2

2

2

y + y1 )] 2

Wck = 0,00785.π .[(36,8 2 − 30 2 ).16 + (73,6013 2 − 36,8 2 )(

...(Lit.9, hal.364 ) 2+8 )] 2

Wck = 680,51 kg

Untuk berat cakram dari tingkat pengaturan sampai tingkat ke-10 dihitung dengan cara yang sama dan hasilnya ditabelkan pada tabel 5.4 berikut ini.


Tabel 5.4. Ukuran dan berat cakram

Tingkat keNo.

Hal

Tingkat Pengaturan I

II

2

3

4

5

6

111.9690

116.0590

117.4310

118.7970

119.5200

1

d (cm)

2

l" (cm)

1.933

2.252

6.700

9.300

11.400

14.500

16.000

3

r2 (cm)

50.9555

50.9555

55.9845

58.0295

58.7155

59.3985

59.7600

4

r1 (cm)

25.47775

25.47775

27.99225

29.01475

29.35775

29.69925

29.88000

5

ro (cm)

30

30

30

30

30

30

30

6

y1 (cm)

8

8

8

8

8

8

8

7

yo (cm)

16

16

16

16

16

16

16

8

y (cm) Wcr (kg)

2

2

2

2

2

2

2

9

101.9110

Tingkat Impuls Nekatin

141.1844 141.184423 244.013945 288.5947 303.90764 319.3323898 327.5686


5.7 Bantalan dan Pelumasan Bantalan merupakan bagian utama dari elemen mesin sehingga dalam pemilihannya harus dipertimbangkan peranannya. Bantalan yang dipakai pada rancangan ini adalah bantalan luncur, karena beban yang dialami cukup besar dan putaran yang tinggi. Gambar 5.8 berikut ini menunjukkan gambar bantalan luncur yang didesain.

Gambar 5.8 Bantalan Luncur

Pendesainan bantalan ini dilaksanakan menurut metode yang disarankan oleh M.I. Yanovsky untuk bantalan luncur 1800. Jenis bantalan yang digunakan adalah bantalan radial (journal bearing). Untuk bantalan radial, dalam hal ini menerima beban dalam arah tegak lurus dengan poros dan gaya radial dari poros ditentukan dengan persamaan : Fr = RA + Fs

...(Lit.7, hal.277)

Dimana : RA

= 4975,6355 kg

Fs

= m (y + e) ω2/g Dengan : y

= lendutan

e

= jarak pusat massa poros dengan sumbu geometri poros dan ditetapkan (y+e) = 5x10-4


m

= massa beban = massa poros + massa cakram = 5687,073 + 4790,005 = 10477,078 kg

w

= kecepatan sudut putaran poros = 2π x 3000/60 = 314,159 rpm

Maka : Fs = 10477,078 (5.10-4) (314,159)2/9,81 Fs = 52703,588 kg Sehingga besar gaya radial adalah : Fr = 4975,6355 + 52703,588

Fr = 57679,224 kg

Tabel 5.5. Ruang bebas yang diperlukan untuk bantalan luncur ( Lit.7, hal.277 )

Bantalan tanpa lapisan logam putih No.

Bantalan dengan lapisan logam putih

Diameter poros,

Ruang bebas

Ruang bebas

Ruang bebas

Ruang bebas

Mm

atas, mm

bawah, mm

atas, mm

bawah, mm

Minimal

Maksimal

Minimal

Maksimal

Minimal

Maksimal

Minimal

Maksimal

1

50

0,15

0,25

0,10

0,15

0,10

0,12

0,15

0,20

2

100

0,20

0,30

0,10

0,20

0,10

0,15

0,20

0,25

3

150

0,30

0,40

0,15

0,25

0,20

0,25

0,30

0,40

4

200

0,40

0,55

0,20

0,30

0,20

0,30

0,35

0,45

5

250

0,50

0,65

0,25

0,35

0,25

0,35

0,45

0,55

6

300

0,60

0,75

0,30

0,40

0,30

0,45

0,55

0,62

7

350

0,70

0,85

0,35

0,45

0,35

0,50

0,62

0,70


Ruang bebas a dipilih sesuai dengan diameter poros dari Tabel 5.6 diatas. Dengan ekstrapolasi didapat harga a untuk diameter 450 mm yang dipilih untuk bantalan dengan lapisan logam putih. a = 0,85 mm dan nilai d/l [Menurut lit. 7, hal. 278-279] diambil = 1,5 Maka : l = (l/d) x d = (1/1,5) x 450 = 300 mm Dimana : l = panjang permukaan bantalan = 300 mm

Gambar 5.9 Kedudukan poros pada bantalan pada berbagai kecepatan

Koefisien (kriteria beban) bantalan [Menurut lit. 7, hal. 278] diperoleh dengan persamaan :

φv =

( d)

Fr a

2

...(Lit.7, hal.278)

l.u.µ

Dimana : Fr = beban bantalan = 57679,224 kg l

= panjang permukaan bantalan = 30 cm

u

= kecepatan keliling permukaan poros =

µ

= viskositas rata-rata minyak pelumas jenis TZOUT (GOST 32-53) =

π .d .n 60

= 7071,43 cm/det

0,3 x 10-6 kg.det/cm2 Maka :

φv =

57679,224 × (0,85 / 45) = 32,3357 30 × 7071,43 × 0,3 × 10 −6 2


Besar harga koefisien x diperoleh dari gambar 5.10 berikut ini. Dan untuk bantalan luncur θ = 1800 dan harga ε = d/l = 1,5 diperoleh x = 0,971.

32,3357

0,971

Gambar 5.10 Grafik kriteria beban koefisien φv (Lit 7 hal. 278 )

Sedangkan koefisien gesek (f) untuk bantalan dapat dihitung dengan menggunakan datadata pada gambar 5.11 berikut ini. Dan untuk bantalan luncur θ = 1800 dan harga ε = 1,5 dan x = 0,971, diperoleh φs = 17,16.

17,16

0,971


Gambar 5.11 Grafik untuk Menentukan φs ( Lit. 7 hal. 279 )

Maka, dari lit. 7, hal. 279, didapat nilai koefisien gesek (f) :

f =

a. ⋅ φ s d ⋅ φv

f =

0,85 × 17,16 = 0,0010024 450 × 32,3357

...(Lit.7, hal.279)

Dan besarnya kerja untuk melawan gesekan, yaitu : Aγ =

f .Fr u 100

Aγ =

0,0010024 × 57679,224 × 7071,43 = 4088,535 kg.m/det 100

...(Lit.7, hal.279)

Sehingga ekivalensi kalor kerja ini adalah :

Qr =

Aγ 427

=

4088,535 = 9,575 kkal/det 427

Dengan mengabaikan kerugian akibat radiasi, maka jumlah minyak yang dibutuhkan untuk menyerap kalor yang timbul akibat gesekan pada bantalan akan sebesar adalah : qγ =

Qx ρ pl .C.(t 2 − t1 )

...(Lit.7, hal.279)

Dimana :

ρ pl = massa jenis pelumas = 0,92 kg/ltr C

= kapasitas termal rata-rata minyak pelumas = 0,45 kkal/kg0C

t1

= temperatur minyak pada sisi masuk, diandaikan 35 ÷ 450C, untuk perancangan ini diambil = 40 0C.

t2

= temperatur minyak pada sisi keluar = t1 + (10 ÷ 15)0C ; t2 = 52 0C.

Maka :


qγ =

9,575 = 1,927 lt 0,92 × 0,45 × (52 − 40)

BAB 6 KESIMPULAN DAN SARAN

6.1. Kesimpulan

Dari perhitungan-perhitungan yang dilakukan, maka dapatlah dibuat beberapa kesimpulan dalam perancangan turbin uap penggerak generator listrik dengan daya 80 MW pada sebuah instalasi PLTU, antara lain :

6.1.1 Spesifikasi turbin uap untuk PLTU 1.

Tekanan masuk uap turbin

= 80 bar

2.

Temperatur uap masuk turbin

= 500 0C

3.

Tekanan uap keluar turbin

= 0,1 bar

4.

Tingkat turbin

= 10 tingkat

5.

Jumlah ekstraksi

= 4 ekstraksi

6.

Laju aliran massa uap

= 92,456 kg/s

7.

Total daya netto turbin

= 90,703 MW

8.

Daya keluaran generator

= 80 MW

6.1.2 Dimensi bagian utama turbin uap untuk PLTU

1.

Poros


2.

a. Diameter

= 300 mm

b. Bahan

= Alloy steels AISI 1095 As-roll

Nosel Adapun jenis nosel yang dipakai pada turbin uap ini mulai dari tingkat pengaturan sampai tingkat ke-10 adalah jenis nosel konvergen, dengan dimensi hasil perhitungan sebagai berikut :

1. Jumlah Nosel : - Tingkat pengaturan :

- Tingkat ke-5 : 50 buah

Tingkat I

: 50 buah


Tingkat II

: 65 buah


- Tingkat ke-2

: 50 buah


- Tingkat ke-3

: 50 buah


- Tingkat ke-4

: 50 buah


2. Tinggi Nosel :

- Tingkat pengaturan :

- Tingkat ke-5 : 53,18 mm

Tingkat I

: 15,00 mm


Tingkat II

: 20,18 mm


- Tingkat ke-2

: 25,25 mm


- Tingkat ke-3

: 32,87 mm


- Tingkat ke-4

: 41,34 mm



3. Lebar Nosel :


3.


Tingkat I

: 14,58 mm


Tingkat II

: 19,17 mm


- Tingkat ke-2

: 17,01 mm


- Tingkat ke-3

: 18,33 mm


- Tingkat ke-4

: 17,40 mm


Sudu Gerak Adapun dimensi dari sudu gerak pada perancangan Turbin uap ini adalah :

1. Jumlah Sudu Gerak :



Tingkat I

: 107 buah


Tingkat II

: 155 buah


- Tingkat ke-2

: 133buah


- Tingkat ke-3

: 138 buah


- Tingkat ke-4

: 140 buah



2. Tinggi Sisi Masuk :



Tingkat I

: 17,00 mm


Tingkat II

: 22,18 mm


- Tingkat ke-2

: 27,25 mm


- Tingkat ke-3

: 34,87 mm


- Tingkat ke-4

: 43,34 mm


3. Tinggi Sisi Keluar :



Tingkat I

: 19,33 mm


Tingkat II

: 25,21 mm


- Tingkat ke-2

: 32,87 mm


- Tingkat ke-3

: 40,68 mm


- Tingkat ke-4

: 47,63 mm


4. Lebar sudu Gerak :

Adapun lebar dari pada sudu gerak mulai tingkat pengaturan sampai tingkat terakhir adalah 40 mm. Tumpal Batara Nababan : Perancangan Turbin Uap Penggerak Generator Listrik Dengan Daya 80 Mw Pada Instalasi Pembangkit Listrik Tenaga Uap, 2009. USU Repository © 2009

4.

Cakra Adapun dimensi dari cakra yang diperoleh dari perhitungan adalah sebagai

berikut : 1. jari-jari luar Cakra


- Tingkat ke-5 : 59,398 cm

Tingkat I

: 50,955 cm


Tingkat II

: 50,955 cm


- Tingkat ke-2

: 55,272 cm


- Tingkat ke-3

: 58,029 cm


- Tingkat ke-4

: 58,715 cm


5. Bantalan

6.

a. Diameter dalam

= 280 mm

b. Panjang

= 30 cm

Pelumasan a. Jenis minyak pelumas

= TZOUT (GOST 32-53)

b. Temperatur minyak sisi masuk

= 40 oC

c. Temperatur minyak sisi keluar

= 52 oC

d. Kapasitas minyak yang dibutuhkan

= 1,927 ltr/s


6.2. Saran Adapun saran yang penulis sampaikan dalam perancangan Turbin uap adalah : Dalam perancangan turbin uap sebaiknya dilakukan pengambilan data survey yang lengkap, terutama data mengenai spesifikasi dari turbin dan dimensi bagian-bagian utama dari turbin tersebut. Hal tersebut bertujuan agar kita dapat menggunakan data survey tersebut sebagai perbandingan dengan hasil yang telah kita rancang, sehingga kita dapat mengetahui dimana letak kekurangan dari perancangan yang kita buat.


DAFTAR PUSTAKA

1.

Arismunandar, Wiranto, Penggerak Mula Turbin, Penerbit ITB, Bandung, 1997.

2.

Cengel, A., Yunus, Boles, A., Michael, Thermodynamics An engineering Approach, Third Edition, WCB/ McGraw-Hill, United States of America, 1989.

3.

Dietzel, Fritz, Turbin, Pompa dan Kompresor, Terjemahan Dakso Sriyono, Penerbit Erlangga, Jakarta, 1993.

4.

El-Wakil, M.M, Instalasi Pembangkit Daya, Penerbit Erlangga, Jakarta, 1985.

5.

Gere, Timoshenko, Mekanika Bahan, terjemahan Hans. J. Wospakrik, Penerbit Erlangga, 1996.

6.

Kulshrestha, S, K, Termodinamika Terpakai, Teknik Uap dan Panas, Terjemahan Budiardjo, I Made Kartika D., Budiarso, Penerbit Universitas Indonesia (UI-Press), Jakarta, 1989.

7.

Shlyakhin, P, Turbin Uap (Steam Turbines) Teori dan Rancangan, Penerbit Erlangga, Jakarta, 1990.

8.

Sularso, Kiyokatsu Suga, Dasar Perencanaan dan Pemilihan Elemen Mesin, Pradnya Paramita, Jakarta, 1994.

9.

Ir. Syamsir A. Muin, Pesawat-pesawat konversi energi II, Citra niaga rajawali pers, Jakarta, 1993




PERANCANGAN TURBIN UAP PENGGERAK GENERATOR LISTRIK DENGAN DAYA 80 MW PADA INSTALASI PEMBANGKIT LISTRIK TENAGA UAP

Recommend Documents