Bab 4 Perancangan Termal Penukar Panas · PDF fileditentukan fluida kerja organik yang akan...

BAB 4

PERANCANGAN TERMAL PENUKAR PANAS

4.1 Penentuan Fluida Kerja Organik dan Kondisi Operasi

Pada bab ini akan dibahas bagaimana cara melakukan proses perancangan

termal untuk penukar panas yang dibantu dengan paket program Heat Transfer

Research Inc. (HTRI). Sebelum dilakukan proses perancangan termal, perlu

ditentukan fluida kerja organik yang akan digunakan karena akan berpengaruh

terhadap kondisi operasi dari penukar panas. Pada analisis bab sebelumnya,

diketahui bahwa fluida kerja yang menghasilkan daya netto terbesar adalah fluida

kerja i-pentana, sedangkan yang menghasilkan daya netto terkecil adalah n-

pentana. Untuk itu, fluida kerja yang akan dibandingkan pada proses perancangan

termal ini adalah fluida kerja i-pentana dan n-pentana. Fluida kerja i-butana dan n-

butana menghasilkan daya netto yang berada diantara kedua nilai tersebut,

sehingga tidak dilakukan proses perancangan termal. Untuk menghasilkan daya

netto maksimum fluida kerja i-butana dan n-butana memerlukan tekanan kerja

yang tinggi, sehingga akan berpengaruh terhadap faktor keselamatan serta biaya

yang diperlukan menjadi lebih tinggi. Oleh karena alasan itu, maka fluida kerja

yang akan dikaji adalah i-pentana dan n-pentana.

4.2 Validasi Paket Program HTRI

Sebelum paket program HTRI ini digunakan, akan dilakukan proses

validasi. Tujuannya untuk memastikan bahwa paket program ini bekerja dengan

baik dan benar, dan menghasilkan keluaran/hasil yang valid. Untuk melakukan

proses validasi ini, cara yang dilakukan adalah membandingkan hasil yang

diperoleh dari paket program HTRI dengan hasil yang ada pada jurnal teknik

kimia yang merupakan data existing desain dari penukar panas.

Pada jurnal tersebut diberikan data-data yang bermanfaat sebagai masukan data

untuk perancangan penukar panas dengan paket program HTRI. Masukan data

yang terdapat pada jurnal teknik kimia tersebut ditunjukkan pada Tabel 4.1 untuk

parameter proses dan pada Tabel 4.2 untuk parameter perancangan.

Tabel 4.1 Parameter Proses Untuk Merancang P

Tabel 4.2 Parameter Perancangan Untuk Merancang Penukar Panas [13]

Pada jurnal tersebut diberikan hasil dari proses perancangan, dimana hasil

tersebut akan digunakan sebagai acuan untuk proses validasi.

hasil tersebut kecil, maka paket program HTRI dikatakan valid.

Parameter Proses Untuk Merancang Penukar Panas [13]

Parameter Perancangan Untuk Merancang Penukar Panas [13]


tersebut akan digunakan sebagai acuan untuk proses validasi. Apabila perbedaan

hasil tersebut kecil, maka paket program HTRI dikatakan valid.

Tabel 4.3 Hasil Proses Perancangan [13]

enukar Panas [13]

Parameter Perancangan Untuk Merancang Penukar Panas [13]


Apabila perbedaan

Masukan data yang diperlukan dalam paket program HTRI, diberikan pada

Gambar 4.1, dimana parameter proses dan perancangan digunakan menjadi

masukan data.

Gambar 4.1 Masukan data pada paket program HTRI.

Setelah masukan data tersebut dimasukan dalam paket program HTRI,

langkah selanjutnya adalah menjalankan paket program tersebut, sehingga akan

didapatkan keluaran data seperti pada Gambar 4.2.

Tidak semua parameter proses dan perancangan dimasukan ke dalam paket

program HTRI, karena ada data yang diolah sendiri oleh program HTRI. Hasil

keluaran dari paket program HTRI yang diberi warna merah, akan dibandingkan

dengan hasil yang ada pada jurnal teknik kimia tersebut. Data yang diberi warna

merah (duty, area dan overdesign) merupakan data yang menjadi faktor

pembanding utama antara data pada jurnal teknik kimia dengan data hasil

perancangan paket program HTRI.

Gambar 4.2 Keluaran data hasil perancangan paket program HTRI.

Kerja penukar panas yang terdapat pada jurnal teknik kimia adalah 0,46

MM Kcal/h, apabila dikonversikan menjadi 0,534 MW. Hasilnya sama dengan

keluaran dari paket program HTRI. Luas penampang perpindahan panas yang

dihasilkan dengan paket program HTRI adalah 69,69 m2, hampir sama dengan

data yang ada pada jurnal sebesar 70 m2. Untuk overdesign, data yang dihasilkan

berbeda dengan data pada jurnal, sehingga pada proses perancangan

akan diberikan nilai overdesign

4.3 Perancangan Termal

Setelah dilakukan proses validasi terhadap paket progam HTRI yang

digunakan untuk melakukan proses perancangan termal, dimana hasilnya

valid. Langkah selanjutnya adalah melakukan proses perancangan termal untuk

evaporator dan preheater

yang diperlukan sebagai masukan data adalah parameter proses dan perancangan.

Parameter proses didapatkan dari hasil simulasi dengan paket program HYSYS,

sedangkan parameter perancangan didapatkan dari buku re

perancangan penukar panas [12]. Pada Gambar 4.3 akan diberikan diagram alir

yang dilakukan dalam proses perancangan termal penukar panas.

Gambar 4.3 Diagram alir proses perancangan termal

berbeda dengan data pada jurnal, sehingga pada proses perancangan

overdesign antara 15-20%.

4.3 Perancangan Termal Evaporator dan Preheater


digunakan untuk melakukan proses perancangan termal, dimana hasilnya


preheater. Dalam menggunakan paket program HTRI, parameter



sedangkan parameter perancangan didapatkan dari buku referensi kelaziman


yang dilakukan dalam proses perancangan termal penukar panas.

Diagram alir proses perancangan termal dengan paket program HTRI.

berbeda dengan data pada jurnal, sehingga pada proses perancangan selanjutnya


digunakan untuk melakukan proses perancangan termal, dimana hasilnya adalah


alam menggunakan paket program HTRI, parameter



ferensi kelaziman


dengan paket program HTRI.

Dengan diagram alir proses perancangan yang telah ditunjukkan di atas,

dapat diketahui bahwa parameter proses didapatkan dari hasil simulasi paket

program HYSYS. Data yang digunakan adalah saat kondisi optimum yang dapat

menghasilkan daya netto maksimum pada paket program HYSYS. Kemudian data

tersebut digunakan sebagai masukan untuk menjalankan paket program HTRI.

Salah satu keluaran data dari paket program HTRI, yaitu penurunan tekanan pada

bagian shell & tube digunakan kembali sebagai masukan data untuk mengoreksi

nilai penurunan tekanan pada proses simulasi dengan paket program HYSYS.

Dengan dimasukkannya nilai penurunan tekanan yang baru, maka kondisi operasi

pada paket program HYSYS akan berubah. Diperlukan proses iterasi untuk

mendapatkan kondisi operasi yang konvergen (tidak berubah lagi dan

menunjukkan nilai yang tetap).

Pada proses perancangan termal evaporator dan preheater, fluida kerja

yang akan dikaji adalah i-pentana dan n-pentana. Dimana dari hasil perancangan

termal tersebut akan dipilih satu kondisi operasi yang paling optimum untuk

menghasilkan daya netto siklus yang paling maksimum. Sebelum masuk dalam

pembahasan tentang perancangan evaporator dan preheater, perlu diperhatikan

masalah pemilihan material. Pemilihan material merupakan proses yang penting

dalam tahap awal perancangan penukar panas.

4.3.1 Pemilihan Material Penukar Panas

Aliran pada suatu penukar panas terdiri dari dua buah aliran, yaitu aliran

panas dan aliran dingin. Aliran panas akan melepaskan kalor untuk diterima oleh

aliran dingin. Pada kajian ini yang berfungsi sebagai aliran panas adalah aliran

brine, sedangkan aliran dingin adalah aliran fluida kerja organik yang melewati

penukar panas. Brine akan dialirkan di dalam tube, dengan tujuan untuk

mempermudah dalam proses perawatan/pembersihan karena brine memiliki

potensi terbentuknya kerak. Fluida kerja organik dialirkan pada shell, karena

fluida organik tidak berpotensi membentuk kerak.

Material yang digunakan pada shell adalah carbon steel (ASTM a516-60),

karena pada shell mengalir fluida kerja organik yang tidak berpotensi terhadap

terbentuknya korosi. Pada bagian tube digunakan material SAF 2205 (ASTM

789), duplex stainless steel, yaitu jenis stainless steel yang memiliki dua fasa:

ferrite dan austenite. Pada bagian tube digunakan jenis material duplex stainless

steel karena kandungan brine yang mengalir memiliki kandungan pH yang rendah

(asam) dan kandungan klor (Cl) yang tinggi 1148 mg/l. Sehingga perlu digunakan

jenis material yang tidak hanya tahan terhadap korosi, tetapi juga tahan terhadap

kandungan klor yang terkandung di dalamnya. Kandungan klor yang tinggi dapat

mengakibatkan terbentuknya pitting (localize corrosion). Contoh material yang

tahan terhadap korosi, diantaranya: stainless steel tipe 304 atau 316, titanium, dan

tantalum. Diantara ketiga material tersebut, material yang tahan terhadap korosi

dan kandungan klor yang tinggi hanya titanium dan tantalum yang memiliki harga

beli yang tinggi. Untuk itu digunakan material duplex stainless steel yang

memiliki ketahanan yang tinggi terhadap korosi dan kandungan klor yang tinggi,

dengan harga beli yang relatif lebih murah dibandingkan titanium dan tantalum.

Material titanium umumnya digunakan untuk kandungan nilai klor (Cl-) lebih dari

5000 ppm, sedangkan pada brine yang dikaji hanya mengandung 920 ppm (dilihat

dari Tabel 3.1). Oleh karena itu, apabila digunakan material titanium akan

berlebihan [15].

Pada proses perancangan dengan paket program HTRI tidak didapatkan

database untuk sifat fisik material duplex stainless steel. Sehingga perlu

dimasukan sifat fisik dari material tersebut. Sifat fisik yang diperlukan dalam

proses perancangan adalah massa jenis (ρ), koefisien konduksi (k) dan nilai

modulus elastisitas (E). Nilai massa jenis dari duplex stainless steel adalah 7800

kg/m3, sedangkan kedua sifat fisik yang lain terpengaruh nilai temperatur, yang

akan ditampilkan pada Tabel 4.4 dan Tabel 4.5.

Tabel 4.4 Nilai Konduktivitas Termal SAF 2205 dan AISI 316L

Temperatur (oC) 20 100 200 300 400

SAF 2205 (W/moC) 14 16 17 19 20

AISI 316L (W/moC) 14 15 17 18 20

Tabel 4.5 Pengaruh Temperatur Terhadap Nilai Modulus Elastisitas

Temperatur, oC Modulus Elastisitas, GPa

20 200

100 194

200 186

300 180

Apabila nilai yang diinginkan digunakan berada di antara kedua nilai yang

telah ada, dapat dilakukan proses interpolasi linear. Dengan diketahuinya sifat

fisik dari material tube, maka proses perancangan termal dengan paket program

HTRI dapat dilakukan.

4.3.2 Perancangan Evaporator

Pada proses perancangan evaporator, masukan data yang diperlukan

adalah parameter proses yang didapatkan dari hasil simulasi paket program

HYSYS. Parameter proses yang diperlukan sebagai masukan data untuk fluida

kerja i-pentana diberikan pada Tabel 4.6 dan untuk n-pentana pada Tabel 4.7.

Tabel 4.6 Parameter Proses Perancangan Evaporator Untuk Fluida Kerja I-pentana

Aliran panas (tube) brine Aliran dingin (shell) i-pentana

Laju massa 108,38 kg/s Laju massa 34,49 kg/s

Fraksi uap masuk 0 Fraksi uap masuk 0

Temperatur masuk 158,90 oC Tekanan masuk 1530 kPa

Tekanan masuk 600 kPa Tahanan fouling 0,0003

Tahanan fouling 0,0002

Fraksi uap keluar 0 Fraksi uap keluar 1

Temperatur keluar 143,80 oC ∆P diijinkan 50 kPa

∆P diijinkan 50 kPa

Tabel 4.7 Parameter Proses Perancangan Evaporator Untuk Fluida Kerja N-pentana

Aliran panas (tube) brine Aliran dingin (shell) n-pentana



Temperatur masuk 151,85 oC Tekanan masuk 1180 kPa

Tekanan masuk 500 kPa Tahanan fouling 0,0003

Tahanan fouling 0,0002



Temperatur keluar 138,30 oC ∆P diijinkan 50 kPa

∆P diijinkan 50 kPa

Parameter perancangan yang perlu dimasukan dalam perancangan

evaporator dengan paket program HTRI, diberikan pada tabel 4.8.

Tabel 4.8 Parameter Perancangan Evaporator I-pentana dan N-pentana

Fluida kerja i-pentana Fluida kerja n-pentana

Tipe penukar panas AKT Tipe penukar panas AKT

Diameter shell 1550 mm Diameter shell 1420 mm

Panjang tube 8,534 m Panjang tube 7,315 m

Diameter tube 25,4 mm Diameter tube 25,4 mm

Jumlah laluan tube (tube passes) 2 Jumlah laluan tube (tube passes) 2

Jarak pitch 32 mm Jarak pitch 32 mm

Tebal tube 1,651 mm Tebal tube 1,651 mm

Tipe penampang tube 45o (staggered) Tipe penampang tube 45o (staggered)

Nilai pada parameter perancangan tersebut didapatkan dengan cara iterasi

untuk memenuhi kebutuhan kalor yang dilepas/diterima penukar panas. Tentu saja

dalam melakukan proses perancangan tersebut perlu didasarkan dengan

alasan/referensi yang kuat, sehingga nilai yang dimasukan tidak asal-asalan tetapi

berdasarkan prinsip yang benar.

Tipe penukar panas yang digunakan pada evaporator sesuai dengan

standar yang ada pada TEMA, yaitu tipe AKT.

- Tipe A yang dipilih adalah tipe front end berupa channel and removable

cover. Brine berpotensi tinggi menyebabkan fouling sehingga harus mudah dibuka

sewaktu-waktu untuk proses pembersihan/perawatan.

- Tipe K yang dipilih adalah jenis kettle. Proses yang terjadi pada

evaporator adalah proses penguapan sehingga diperlukan ruangan untuk

berkumpulnya uap. Apabila tidak ada tempat berkumpulnya uap, maka uap yang

telah terbentuk akan kembali bercampur dengan air.

- Tipe T yang dipilih adalah tipe

memiliki tekanan (P) dan temperatur

menghindari terjadinya ekspansi termal.

dibersihkan. Pada Gambar 4.4

Perbandingan antara panjang

5 - 10. Diameter luar

mempermudah dalam proses pembersihan

berukuran 1 in.

Nilai dari diameter

hasil iterasi untuk memenuhi persamaan kesetimbangan kalor pada penukar panas.

Jumlah tube

panas yang terjadi antara

baik.

Jarak pitch umumnya

memiliki clearance antara

mempermudah dalam proses pembersihan.

Sedangkan tipe penampang

staggered, karena memiliki kelebihan dalam proses perpindahan panas yang lebih

baik.

Tebal tube yang dipilih merupakan tebal yang paling minimum untuk

ukuran diameter tube 1

menahan tekanan operasi, yang diperoleh dari persamaan hoop:


telah terbentuk akan kembali bercampur dengan air.

Tipe T yang dipilih adalah tipe pull through floating head

memiliki tekanan (P) dan temperatur (T) kerja yang tinggi sehingga untuk

dari terjadinya ekspansi termal. Tube bundle juga lebih mudah

Pada Gambar 4.4 akan diberikan gambar penukar panas tipe AKT.

Gambar 4.4 Penukar panas tipe AKT. [13]

Perbandingan antara panjang tube dengan diameter shell umumnya antara

10. Diameter luar tube yang sering digunakan adalah ¾ - 1 in

mempermudah dalam proses pembersihan lebih baik digunakan diameter luar

ameter shell, diameter luar tube, dan panjang


yang melewati shell dipilih dua supaya proses perpindahan

panas yang terjadi antara shell dan tube dapat terpenuhi dan berlangsung dengan

umumnya dibuat 1,25 kali diameter luar

antara tube yang satu dengan tube yang lain. T

mempermudah dalam proses pembersihan.

Sedangkan tipe penampang tube yang digunakan adalah adalah tipe

, karena memiliki kelebihan dalam proses perpindahan panas yang lebih

yang dipilih merupakan tebal yang paling minimum untuk

ukuran diameter tube 1 in [12]. Tentu saja perlu memperhitungkan kemampuan

menahan tekanan operasi, yang diperoleh dari persamaan hoop:


floating head. Fluida kerja

yang tinggi sehingga untuk

juga lebih mudah

akan diberikan gambar penukar panas tipe AKT.

umumnya antara

in, dimana untuk

digunakan diameter luar tube

, dan panjang tube merupakan


supaya proses perpindahan

t terpenuhi dan berlangsung dengan

1,25 kali diameter luar tube, sehingga

Tujuannya untuk

yang digunakan adalah adalah tipe



memperhitungkan kemampuan

�� (4.1)

dimana, σallow = yield strength duplex stainless steel = 485 MPa

p = 600 kPa

r = 12,7 mm

t = 1,651 mm

σ = 4,62 MPa

Nilai σallow jauh lebih besar dari nilai σ, sehingga dengan menggunakan tebal tube

yang paling minimum sudah aman dalam menahan tegangan yang terjadi.

Parameter perancangan yang membedakan antara fluida kerja i-pentana dan n-

pentana adalah ukuran diameter shell dan panjang tube-nya.

Setelah diketahui semua parameter proses dan perancangan, langkah

selanjutnya adalah memasukkan semua nilai tersebut ke dalam paket program

HTRI. Pada Gambar 4.5 ditampilkan masukan data pada paket program HTRI

untuk fluida kerja i-pentana dan pada Gambar 4.6 untuk fluida kerja n-pentana.

Gambar 4.5 Masukan data pada HTRI untuk perancangan evaporator dengan fluida kerja i-

pentana.

Gambar 4.6 Masukan data pada HTRI untuk perancangan evaporator dengan fluida kerja

n-pentana.

Setelah diberi masukan data seperti yang ditampilkan pada gambar di atas,

kemudian dilakukan proses pemilihan fluida kerja untuk aliran panas dan

dinginnya seperti yang tertera pada Gambar 4.7 untuk fluida kerja i-pentana dan

pada Gambar 4.8 untuk fluida kerja n-pentana.

Faktor yang perlu diperhatikan dari hasil perancangan HTRI adalah nilai

dari penurunan tekanan (∆P), luas penampang perpindahan panas (A), duty, nilai

overdesign, dan dimensi dasar yang dihasilkan (panjang tube, diameter shell,

diameter kettle, serta jumlah tube).

Dari kedua hasil perancangan dengan fluida kerja dan kondisi operasi yang

berbeda, maka dihasilkan juga dimensi yang berbeda.

Gambar 4.7 Hasil perancangan evaporator untuk fluida kerja i-pentana.

Gambar 4.8 Hasil perancangan evaporator untuk fluida kerja n-pentana.

Hasil dari proses perancangan dengan paket program HTRI didapatkan

nilai penurunan tekanan yang baru (∆P) pada bagian shell & tube. Nilai

penurunan tekanan yang baru ini dimasukkan kembali ke dalam proses simulasi

dengan paket program HYSYS, sehingga akan didapatkan kondisi operasi yang

baru. Proses ini dilakukan sampai didapatkan nilai yang konvergen dan stabil.

Dari kedua hasil di atas, dapat disimpulkan bahwa untuk fluida kerja i-

pentana memerlukan luas penampang perpindahan panas 983,93 m2, sedangkan

untuk fluida kerja n-pentana memerlukan luas penampang perpindahan panas

707,02 m2.

4.3.3 Perancangan Preheater

Cara yang sama dengan proses perancangan evaporator diterapkan pada

proses perancangan preheater. Kondisi operasi optimum yang didapatkan dari

hasil simulasi dengan paket program HYSYS digunakan menjadi masukan data

untuk proses perancangan dengan paket program HTRI. Pada Tabel 4.9 dan 4.10

akan ditampilkan masukan data yang merupakan parameter proses yang

dihasilkan paket program HTRI. Pada Tabel 4.11 akan ditampilkan parameter

perancangan untuk fluida kerja i-pentana dan n-pentana.

Tabel 4.9 Parameter Proses Perancangan Preheater Untuk Fluida Kerja I-pentana

Aliran panas (tube) brine Aliran dingin (shell) i-pentana



Temperatur masuk 143,79 oC Temperatur masuk 41,19 oC

Tekanan masuk 600 kPa Tekanan masuk 1549,00 kPa

Tahanan fouling 0,0002 Tahanan fouling 0,0003


Temperatur keluar 125,00 oC Temperatur keluar 138,80 oC

∆P diijinkan 50 kPa ∆P diijinkan 50 kPa

Tabel 4.10 Parameter Proses Perancangan Preheater Untuk Fluida Kerja N-pentana




Temperatur masuk 138,30 oC Temperatur masuk 40,90 oC

Tekanan masuk 493,76 kPa Tekanan masuk 1194,00 kPa

Tahanan fouling 0,0002 Tahanan fouling 0,0003


Temperatur keluar 124,66 oC Temperatur keluar 133,25 oC

∆P diijinkan 50 kPa ∆P diijinkan 50 kPa

Parameter perancangan yang perlu dimasukan dalam perancangan

preheater dengan paket program HTRI, diberikan pada Tabel 4.11.

Tabel 4.11 Parameter Perancangan Preheater I-pentana dan N-pentana

Fluida kerja i-pentana Fluida kerja n-pentana

Tipe penukar panas AFT Tipe penukar panas AFT

Diameter shell 1420 mm Diameter shell 1310 mm

Panjang tube 8,534 m Panjang tube 6,706 m

Diameter tube 25,4 mm Diameter tube 25,4 mm

Jumlah laluan tube (tube passes) 2 Jumlah laluan tube (tube passes) 2

Jarak pitch 32 mm Jarak pitch 32 mm

Tebal tube 1,651 mm Tebal tube 1,651 mm

Tipe penampang tube 45o (staggered) Tipe penampang tube 45o (staggered)

Tipe penukar panas yang digunakan untuk preheater adalah tipe AFT,

- Tipe A yang dipilih adalah tipe front end berupa channel and removable

cover. Brine berpotensi tinggi menyebabkan kerak sehingga harus mudah dibuka

sewaktu-waktu untuk proses pembersihan/perawatan.

- Tipe F yang dipilih adalah jenis two pass shell with longitudinal baffle.

Apabila hanya one pass shell yang dipilih maka proses perpindahan panas tidak

dapat berlangsung dengan baik.

- Tipe T yang dipilih adalah tipe

memiliki tekanan (P) dan temperatur (T) yang tinggi sehingga

menghindari terjadinya ekspansi termal.

dibersihkan. Pada Gambar 4.9

Perbandingan antara panjang

5 - 10. Diameter luar

mempermudah dalam proses pembersihan

berukuran 1 in.

Nilai dari diameter


Jumlah tube

panas yang terjadi antara

baik.

Jarak pitch umumnya 1,25 kali diameter luar

clearance antara tube

dalam proses pembersihan.

Sedangkan tipe penampang

staggered, karena memiliki kelebihan dalam proses perpindahan panas yang lebih

baik.

Tebal tube yang dipilih merupakan tebal yang paling minimum

ukuran diameter tube 1

Pada Gambar 4.10 dan Gambar 4.11 akan ditampilkan masukan data pada

paket program HTRI untuk fluida kerja i

Tipe T yang dipilih adalah tipe pull through floating head

memiliki tekanan (P) dan temperatur (T) yang tinggi sehingga diperlukan

dari terjadinya ekspansi termal. Tube bundle juga lebih mudah

mbar 4.9 akan diberikan gambar penukar panas tipe AF

Gambar 4.9 Penukar panas tipe AFT [13].

Perbandingan antara panjang tube dengan diameter shell umumnya antara

10. Diameter luar tube yang sering digunakan adalah ¾

mempermudah dalam proses pembersihan lebih baik digunakan diameter luar

Nilai dari diameter shell, diameter luar tube, dan panjang


yang melewati shell dipilih dua supaya proses perp

panas yang terjadi antara shell dan tube dapat terpenuhi dan berlangsung dengan

umumnya 1,25 kali diameter luar tube, sehingga memiliki

tube dengan tube yang lain. Tujuannya untuk mempermudah

dalam proses pembersihan.

Sedangkan tipe penampang tube yang digunakan adalah adalah tipe


yang dipilih merupakan tebal yang paling minimum

ukuran diameter tube 1 in.


paket program HTRI untuk fluida kerja i-pentana dan n-pentana.

floating head. Fluida kerja

diperlukan untuk

juga lebih mudah

kan gambar penukar panas tipe AFT.

umumnya antara

yang sering digunakan adalah ¾ - 1 in. Untuk

kan diameter luar tube

, dan panjang tube merupakan


supaya proses perpindahan

dapat terpenuhi dan berlangsung dengan

, sehingga memiliki

untuk mempermudah

yang digunakan adalah adalah tipe




Gambar 4.10 Masukan data pada HTRI untuk perancangan preheater dengan fluida kerja i-

pentana.

Gambar 4.11 Masukan data pada HTRI untuk perancangan preheater dengan fluida kerja

n-pentana.

Langkah selanjutnya adalah melihat hasil dari proses perancangan dengan

paket program HTRI. Pada Gambar 4.12 akan ditampilkan hasil keluaran paket

program HTRI untuk perancangan preheater dengan fluida kerja i-pentana,

sedangkan pada Gambar 4.13 akan ditampilkan hasil perancangan preheater

untuk fluida kerja n-pentana.

Gambar 4.12 Hasil perancangan preheater untuk fluida kerja i-pentana.

Gambar 4.13 Hasil perancangan preheater untuk fluida kerja n-pentana.

Nilai penurunan tekanan hasil perancangan paket program HTRI

dimasukan kembali ke dalam proses simulasi dengan paket program HYSYS,

sehingga akan didapatkan kondisi kerja yang baru.

Luas perpindahan panas yang diperlukan pada preheater dengan fluida

kerja i-pentana 822,18 m2, sedangkan untuk fluida kerja n-pentana diperlukan luas

penampang perpindahan panas 532,38 m2. Luas penampang perpindahan panas

yang diperlukan untuk fluida kerja i-pentana lebih besar dibandingkan dengan

fluida kerja n-pentana. Akibatnya fluida kerja i-pentana memerlukan biaya yang

lebih tinggi pada saat pembelian awal penukar panas tersebut. Hal ini perlu

dipertimbangkan dalam penentuan fluida kerja yang akan digunakan.

4.4 Analisis Ekonomi Penukar Panas

Setelah proses perancangan termal untuk evaporator dan preheater selesai

dilakukan. Didapat dua pilihan kondisi operasi, yaitu dengan fluida kerja i-

pentana yang dapat menghasilkan daya netto yang paling besar, tetapi

memerlukan ukuran penukar panas dan tekanan kerja yang lebih besar. Atau

dengan fluida kerja n-pentana yang menghasilkan daya netto tidak terlalu besar

(beda sekitar 10% dengan i-pentana) tetapi memerlukan ukuran penukar panas

dan tekanan kerja yang lebih kecil. Hal ini akan dikaji secara ekonomi, yaitu pada

biaya yang diperlukan untuk pembelian awal (capital cost) dari penukar panas.

Kajian ekonomi yang dilakukan adalah membandingkan mana yang lebih

menguntungkan apabila menggunakan fluida kerja i-pentana yang menghasilkan

daya netto lebih tinggi tetapi memerlukan biaya awal untuk penukar panas yang

lebih mahal, atau menggunakan fluida kerja n-pentana yang menghasilkan daya

netto tidak terlalu tinggi tetapi memerlukan biaya awal untuk pembelian penukar

panas yang tidak terlalu mahal. Yang akan dibandingkan adalah nilai rupiah dari

selisih daya yang dihasilkan dengan harga pembelian awal penukar panas. Yang

akan dicari adalah berapa lama waktu yang diperlukan untuk dapat menutup

selisih (pay back period). Pada akhirnya akan didapatkan kesimpulan mana fluida

kerja yang akan lebih menguntungkan secara ekonomi.

Harga suatu penukar panas khususnya tipe shell & tube, ditentukan

berdasarkan harga beli awal yang dipengaruhi oleh faktor jenis material, tekanan

kerja, dan panjang tube yang digunakan. Ada hubungan antara luas bidang

perpindahan panas yang diperlukan dengan harga penukar panas. Hubungan

tersebut akan ditampilkan pada grafik yang ada pada Gambar 4.14, dimana

persamaan garisnya:

- Floating head �� – �� !" �# ��$�� !"%& (4.2)

- Fixed head �� $'$�– ��((�� !" �#�� !"%& (4.3)

- U-tube �� '��– �� !" �# �� !"%& (4.4)

- Kettle vaporizer �� – �� !" �# ��$�� !"%& (4.5)

Gambar 4.14 Grafik hubungan luas penampang terhadap harga penukar panas. [14]

Tipe penukar panas untuk evaporator adalah jenis kettle, sedangkan untuk

preheater adalah jenis floating head. Untuk mendapatkan nilai harga beli penukar

panas awal (CB) dapat dilakukan dengan melihat grafik atau memasukannya ke

dalam persamaan garis yang ada, dimana merupakan fungsi dari luas penampang

perprindahan panas. Luas perpindahan panas yang diperlukan untuk fluida kerja

yang berbeda ditampilkan pada Tabel 4.12.

Tabel 4.12 Luas Penampang Perpindahan Panas Untuk Penukar Panas Dalam m2

Dengan melakukan konversi satuan, diperoleh nilai seperti pada Tabel 4.13.

Tabel 4.13 Luas Penampang Perpindahan Panas Untuk Penukar Panas Dalam ft2

Jenis penukar panas/Jenis fluida kerja i-pentana n-pentana

Evaporator 10590,93 ft2 7610,30 ft2

Preheater 8849,23 ft2 5730,49 ft2

Garis yang berwarna merah menunjukan fluida kerja i-pentana, sedangkan

yang berwarna biru untuk fluida kerja n-pentana. Dengan memasukkan pada

persamaan garis di atas, diperoleh nilai CB seperti pada Tabel 4.14 di bawah ini.

Tabel 4.14 Nilai CB Untuk Penukar Panas


Evaporator $ 112445,10 $ 64617,97

Preheater $ 72382,01 $ 52781,99

Harga beli penukar panas di atas perlu dikoreksi dengan faktor jenis

material, panjang tube, dan faktor tekanan kerja.

Sehingga harga beli penukar panas (CP) menjadi perkalian nilai CB.FP.FM.FL.

Nilai FP merupakan faktor koreksi tekanan, dengan persamaan: )* � ��+� # �� ,-..! �# �� ,-..!% (4.6)

dimana, P adalah tekanan kerja dalam satuan psia.

Tabel 4.15 akan menampilkan tekanan kerja pada setiap penukar panas dengan

jenis fluida kerja yang berbeda.


Evaporator 983,93 m2 707,02 m2

Preheater 822,12 m2 532,38 m2

Tabel 4.15 Tekanan Kerja Penukar Panas Dalam Satuan psia


Evaporator 221,91 psia 171,14 psia

Preheater 224,66 psia 173,16 psia

Dengan memasukan ke persamaan 4.6 di atas, akan didapatkan faktor koreksi

tekanan seperti pada Tabel 4.16.

Tabel 4.16 Faktor Koreksi Tekanan (Fp) Untuk Penukar Panas


Evaporator 1,03 1,02

Preheater 1,03 1,02

Nilai FL merupakan faktor koreksi dari panjang tube, dimana nilainya akan

ditampilkan pada tabel 4.17.

Tabel 4.17 Nilai Koreksi FL Untuk Berbagai Panjang Tube [14]

Panjang Tube, ft FL

8 1,25

12 1,12

16 1,05

20 1,00

Panjang tube yang digunakan lebih dari 20 ft, sehingga nilai faktor koreksi

panjang (FL) = 1.

Nilai FM merupakan faktor jenis material yang digunakan, nilai

koreksinya: )/ � �0� # �� 1-..!2� (4.7)

Dimana nilai A adalah luas penampang perpindahan panas (ft2), sedangkan nilai a

dan b dapat dilihat pada Tabel 4.18 di bawah ini

Tabel 4.18 Nilai a dan b Untuk Berbagai Jenis Material [14]

Jenis Material Shell/Tube Nilai a Nilai b

Carbon steel/Carbon steel 0,00 0,00

Carbon steel/Brass 1,08 0,05

Carbon steel/Stainless steel 1,75 0,13

Carbon steel/Monel 2,10 0,13

Carbon steel/Titanium 5,20 0,16

Carbon steel/Cr-Mo steel 1,55 0,05

Cr-Mo steel/Cr-Mo steel 1,70 0,07

Stainless steel/Stainless steel 2,70 0,07

Monel/Monel 3,30 0,08

Titanium/Titanium 9,60 0,06

Material yang digunakan adalah jenis carbon steel untuk bagian shell, dan

duplex stainless steel untuk bagian tube. Karena referensi nilai a dan b untuk

duplex stainless steel tidak diketahui, maka pada bagian tube diasumsikan sebagai

stainless steel. Setelah dilakukan perhitungan dan didapatkan hasilnya, kemudian

dikoreksi lagi dengan perbandingan harga duplex stainless steel dengan stainless

steel (316L) yang ada di pasaran, yaitu berbeda 1,5 kali (www.alibaba.com). Pada

Tabel 4.19 akan diberikan nilai faktor koreksi material (FM), dengan cara

memasukan nilai A, a, dan b ke Persamaan 4.7.

Tabel 4.19 Faktor Koreksi Material (FM) Untuk Penukar Panas


Evaporator 3,58×1,5 = 5,37 3,51×1,5 = 5,27

Preheater 3,54×1,5 = 5,31 3,44×1,5 = 5,16

Dengan diketahuinya semua nilai koreksi yang diperlukan maka harga beli

dari penukar panas dapat diperoleh. Pada Tabel 4.20 akan ditampilkan nilai harga

beli dari penukar panas setelah dikalikan dengan faktor koreksi.

Tabel 4.20 Harga Beli Penukar Panas Setelah Dikoreksi


Evaporator $ 621.945,09 $ 347.017,89

Preheater $ 395.878,92 $ 277.802,18

Biaya total pembelian penukar panas $ 1.017.824,02 $ 624.820,05

Harga beli penukar panas yang tertera pada tabel di atas merupakan harga

beli pada pertengahan tahun 2000. Untuk menentukan harga sekarang perlu

diperhitungkan nilai dari inflation rate yang terjadi di Amerika Serikat. Selisih

dari pembelian awal penukar panas tersebut adalah $ 393.003,64.

Nilai inflation rate yang terjadi di Amerika pada pertengahan tahun 2000

sampai bulan Maret tahun 2010 didapatkan dari sumber di internet

(www.inflationdata.com). Data inflation rate yang tertera dari sumber merupakan

data per bulan. Untuk menyederhanakan perhitungan akan diambil nilai rata-rata

per satu tahun, seperti tertera pada tabel 4.21.

Tabel 4.21 Rata-rata Nilai Inflation Rate di Amerika

Tahun 2000 2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010

Nilai rata-rata

3,47 2,83 1,59 2,27 2,68 3,39 3,24 2,85 3,85 -0,34 2,36 inflation

rate (%)

Apabila tahun 2000 dianggap sebagai nilai sekarang (P), maka nilai pada

tahun 2010 (F) dapat diperoleh dengan persamaan: )� �3�� # 4!5� (4.8)

dimana, i = nilai inflation rate per tahun/per bulan

n = periode perhitungan nilai inflation rate

Dengan memasukan selisih harga beli awal penukar panas ke persamaan

4.8, maka akan diperoleh nilai seperti pada Tabel 4.22 di bawah ini.

Tabel 4.22 Harga Penukar Panas Akibat Adanya Pengaruh Inflasi

Tahun Harga Penukar Panas ($)

2000 399.764,44

2001 411.077,78

2002 417.613,91

2003 427.093,75

2004 438.539,86

2005 453.406,36

2006 468.096,73

2007 481.437,48

2008 499.972,83

2009 498.272,92

2010 501.187,07

Harga pada tahun 2010, yaitu $ 501.187,07 akan dibandingkan dengan

selisih harga listrik yang dapat dihasilkan oleh pembangkit listrik tersebut.

Selisih daya netto antara fluida kerja i-pentana dan n-pentana adalah

283,79 kW atau sebesar 7,91 %. Harga jual listrik panas bumi adalah antara 6,5-

8,5 sen/kWh (www.pln.co.id), kurs rupiah yang diambil sesuai dengan APBN

tahun 2010 adalah Rp 9.200,00 (www.fiskal.depkeu.go.id). Bila dilakukan

perhitungan beda daya listrik per jam, akan didapat beda 6810,96 kWh per hari.

Harga jual listrik panas bumi yang digunakan adalah nilai rata-ratanya 7,5

sen/kWh, sehingga selisih harga jual listrik yang didapatkan sebesar Rp

5.216.174,00 per hari.

Selisih harga beli penukar panas disaat awal pembelian dalam rupiah

adalah Rp. 4.610.921.044,00. Apabila dibandingkan dengan selisih harga jual

listrik per hari Rp. 5.216.174,00, maka akan didapat lamanya waktu untuk

mengembalikan modal awal yaitu sekitar 884 hari atau selama 2 tahun 5 bulan.

Sebuah pembangkit listrik tenaga panas bumi umumnya berumur 20-30 tahun.

Dari kajian ekonomi yang dilakukan diperoleh kesimpulan bahwa fluida

kerja i-pentana lebih menguntungkan untuk digunakan walaupun pada saat awal

memerlukan investasi yang lebih tinggi dari pada fluida kerja n-pentana.

4.5 Perancangan Kondensor Berpendingin udara

Pada perancangan kondensor berpendingin udara, digunakan metode

perancangan termal yang ada pada Gas Processors Supplier Association (GPSA).

Untuk udara sebagai fluida kerja pendingin, diperlukan masukan data berupa:

� Temperatur udara sekitar 82,4 oF = 28 oC

� Ketinggian permukaan laut 1473,85 ft = 449,23 m

� Cp udara = 0,24 Btu/(lb.oF) = 0,993 kJ/kg.oC

Kondisi operasi hasil perhitungan paket program HYSYS digunakan

sebagai parameter proses dalam perancangan dengan metode GPSA, dimana

diperlukan masukan data seperti di bawah ini:

� Temperatur rata-rata fluida kerja 146,40 oF = 63,56 oC

� Cp fluida kerja 0,59 Btu/(lb.oF) = 2,441 kJ/kg.oC

� Viskositas dinamik (µ) 0,0964 cp = 9,64×10-5 N.s/m2

� Koefisien konduksi (k) 0,0516 Btu/(hr.sq ft.oF)/(ft) = 0,0964 W/m.K

� Kalor (Q) 49232069,96 Btu/hr = 13,55 MW

� Laju massa (m) 273764,40 lb/hr = 34,49 kg/s

� Temperatur fluida kerja masuk (Tin) 188,36 oF = 86,87 oC

� Temperatur fluida kerja keluar (Tout) 104,43 oF = 40,24 oC

� Faktor fouling 0,0002 (hr.sq ft.oF)/Btu = 0,0002 m2.K/W

� Penurunan tekanan yang diijinkan (∆P) 5 psi = 34 kPa

Diperlukan juga asumsi geometri pada proses perancangan kondensor

berpendingin udara tersebut yang berupa:

� Tipe kipas kondensor: forced draft

� Lebar sirip tube dan jenisnya: 67 inch high fins

� Jarak pitch dan jenisnya: 2�-7�inch, triangular � Jumlah aliran tube: 4 buah

� Panjang tube: 45 ft = 13,72 m

� Area luar bundle (APSF): 178,2 inch = 4,53 m

� Jumlah baris tube: 6 buah

� Luas area luar total (APF): 5,58 ft2/ft = 1,7 m2/m

� Diameter dalam tube: 0,87 inch = 22,1 mm

� Perbandingan luas fin-tube (AR): 21,4 ft2/ft2 = 6,53 m2/m2

� Diameter luar tube: 1 inch = 25,4 mm

� Jumlah kipas: 6 buah

Pada Tabel 4.23 diberikan data untuk tube bersirip dengan diameter luar

tube 1 inch.

Tabel 4.23 Data Untuk Diameter Luar 1

Untuk mendapatkan nilai yang ingin dicari, yaitu penurunan tekanan,

diameter kipas, temperatur udara keluar, dan lain

perhitungan dimana langkahnya tertera di bawah ini.

1. Menebak nilai

Ux = 2,85

2. Menghitung nilai perkiraan kenaikan temperatur udara,

3. Menghitung nilai CMTD

Data Untuk Diameter Luar 1 inch Tipe Tube Bersirip


diameter kipas, temperatur udara keluar, dan lain-lain perlu dilakukan proses

perhitungan dimana langkahnya tertera di bawah ini.

enebak nilai

Menghitung nilai perkiraan kenaikan temperatur udara,

Menghitung nilai CMTD

Tipe Tube Bersirip[7]


lain perlu dilakukan proses

(4.9)

(4.10)

(4.11)

(4.12)

89:; ��+� < ((��+�� +�((��+ '��(�=

> ?@A?BCDE (4.13)

> ��+� < ��'�'+('��' (��(

F CDE?@AD@ (4.14)

F ('��'��+� < �(�' ��(�

Dengan diketahuinya nilai R dan P, didapatkan nilai G = 0,92 dari Gambar 4.15

Gambar 4.15 Faktor koreksi penukar panas 1 shell dengan 2/lebih tube.[7]

H9:; G�89:; (4.15)

H9:; ��( I '��(� +��=

4. Menghitung luas perpindahan panas, JK

JK LMNOP?Q (4.16)

JK '�R(+(R��(��$ I +�� '��R��ST%

5. Menghitung luas permukaan GU dengan faktor APSF.

APSF = 178,2 dengan asumsi tube pitch 2,25 segitiga dan 6 aliran pipa.

GU 1N1,VW (4.17)

GU '��R��( (�(��ST%

6. Menghitung lebar unit dengan asumsi panjang pipa

8XYZ� WE[ (4.18)

8XYZ� (�(��'$ $��('�ST 7. Menghitung jumlah pipa, \D dengan APF.

APF = 5,58 dengan asumsi tinggi sirip 0,625 in.

\D 1N1,WI[ (4.19)

\D '��R��$�$� I $��(' ��$��

8. Menghitung kecepatan massa di sisi pipa per satuan luas penampang, ]D Luas penampang pipa yang dialiri fluida, JD �R$�'$�^_% sesuai dengan

asumsi pipa diameter 1 inch (BWG 16).

]D -``IabIcdef..IcbI1b (4.20)

]D �'' I (�+R��'�'� I '+�� I ��$�� I ��$�'$ +��( gYST%hXi 9. Menghitung bilangan reynolds yang dimodifikasi, \j

Diameter dalam pipa dengan diameter luar 1 in BWG 16, ;k ��^_ \j QlImbn (4.21)

\j �� I +��(��'� (+��

10. Menghitung penurunan tekanan sisi pipa, CFD CFD op[cdq # r\s (4.22)

��S = 0,0024 � faktor kekasaran permukaan dalam pipa, Gambar 4.16

t = 3 � faktor koreksi, dan nilai r = 0,03 � faktor koreksi, pada

Gambar 4.18 u = 1 � faktor koreksi kekentalan fluida di dalam pipa untuk

hidrokarbon.

Gambar 4.16 Nilai faktor gesekan (f). [7]

CFD ��(' I + I '$ I '� # ��+ I ' ��'��h^ ��'�vFZ

Nilai CFD << CFD�Uwwxy +'�vFZ.

11. Menghitung koefisien perpindahan panas sisi pipa, zD zD {|}~d�� @�qQl (4.23)

zD �$�� I ��$( I }��$� I ��'�� -�e I �� (�(+

Nilai � diambil dari Gambar 4.19 dengan nilai \j (+��, yaitu 1500.

12. Menghitung laju aliran massa udara, �U

�U L.�%`�CDE (4.24)

�U '�R(+(R��(' I ('��' �R+($R$�� gYz�

13. Menghitung kecepatan massa udara per satuan luas penampang,

]U aEWE (4.25)

]U �R+($R$��(�(�� +�� gYz��ST%

14. Menghitung koefisien perpindahan panas sisi udara, zU zU dibaca dari Gambar 4.17 dengan harga ]U +�� w��oDB. zU ��'

Gambar 4.17 Koefisien perpindahan panas sisi udara (ha).[7]

Gambar 4.18 Penurunan tekanan untuk aliran fluida di dalam pipa.[7]

Gambar 4.19 Faktor korelasi J untuk menghitung koefisien h

t. [7]

15. Menghitung koefisien perpindahanpanas keseluruhan baru, �K′

-MN } -�b� }1N1l� # ��D }1N1l� # ��K # -�E (4.26)

1N1l 1jRQ�Ql (4.27)

J> adalah perbandingan luas pipa bersirip dengan luas eksterior pipa

dengan diameter 1 in, dengan nilai 21,4 yang didapat dengan tinggi sirip

0,625 in, yaitu sebesar. JKJk (��' I �� ('��

��K � ��(�(+� �('��! # ��(! I �('��! # � # ��' ��++

��K dianggap nol karena hambatan logam kecil dibanding hambatan yang lain.

�K (��'

16. Menghitung luas penampang yang dicakup per kipas, FAPF

GJFG .�`�WEc� (4.28)

GJFG ��' I (�(�� '��(�ST%

17. Menghitung diameter kipas

;^Z�XTX��v^Zh }`IW1,W� �.�6 (4.29)

;^Z�XTX��v^Zh }`I-�`��%� �.�6 �'��(�ST

18. Menghitung penurunan tekanan sisi udara, CFU

CFU WdcQ� (4.30)

Nilai Gs didapatkan dari Gambar 4.20 dengan nilai ]U +�� w��oDB. Gs ��'$

Gambar 4.20 Penurunan tekanan statik udara.[7]

Nilai ;j didapatkan dari Gambar 4.21 dengan garis berwarna merah untuk

nilai temperatur udara rata-rata,

:U�U�� D@��D@�CDE!% (4.31)

��:U�U�� (�' # ��(�' # ('��'!( �'��(=

Gambar 4.21 Kurva rasio massa jenis udara.[7]

Dengan nilai :U�U�� '��(=, nilai ;j adalah 0,92.

CFU ��'$ I ��( ��'��^_�Z^��ZTX�!R 19. Menghitung volume udara aktual pada sisi masuk kipas, ACFM

JHG9 aEQ�If.I.�.�`� (4.32)

Nilai ;j didapatkan juga dari Gambar 4.21 dengan garis berwarna biru,

tetapi dengan nilai temperatur udara masuk, T- �(�'=.

;j ��

JHG9 �R+($R$�� I �� I ��'� �R��R�'$� � 0�� ZTZ��+(�R'�'�($��4�0�

20. Menghitung perkiraan tekanan total kipas, PF

FG CFU # � 1OWP`..6��B� � %;j (4.33)

Di mana '��$ ¡%�¢£ef..-%¢E pada 70=

FG ��(� # ¤ +(�R'�'�($'��$ �¥ I �$�'$%' �¦%�� $�^_�Z^��ZTX�!

21. Menghitung perkiraan daya per kipas dengan asumsi efisiensi kipas 0,75.

Yz e%7R`�`�%6I.�f6fe6fI.��6 ''�$��z (4.34)

22. Menghitung daya per kipas dengan asumsi efisiensi speed reducer.

§Z¨Z�X��v^Zh� ��s.��% ``�6�.��% '��'��z +��v� (4.35)

Sehingga daya kipas total yang diperlukan untuk 6 buah kipas adalah 216,96 kW.

Hasil dari perancangan kondensor berpendingin udara dengan metode

GPSA yang bermanfaat sebagai masukan data pada paket program HYSYS adalah

- Penurunan tekanan di dalam pipa 10,14 kPa

- Penurunan tekanan udara 0,236 kPa

- Temperatur udara keluar 41,69 oC

- Daya kipas total 216,96 kW

Hasil perancangan termal yang lain adalah:

- Diameter kipas 14,92 ft = 4,55 m

- Panjang tube 45 ft = 13,72 m

- Lebar bay (bay width) 58,24 ft = 17,75 m

- Jumlah baris tube 6 buah

- Diameter tube 1 inch

Gambar 4.22 menunjukan tampak atas dari kondensor berpendingin udara.

Gambar 4.22 Tampilan atas kondensor berpendingin udara.[7]

4.6 Koreksi Daya Netto Setelah Proses Perancangan

Setelah semua proses perancangan termal untuk evaporator, preheater,

dan kondensor berpendingin udara selesai dilaksanakan. Kondisi operasi yang

dihasilkan sedikit berubah khususnya nilai daya netto. Setelah dilakukan koreksi

terhadap nilai-nilai yang berubah (penurunan tekanan, temperatur, laju massa, dan

lain-lain) pada proses simulasi dengan paket program HYSYS, maka akan

didapatkan kondisi optimum yang dapat menghasilkan daya maksimum.

Daya netto awal siklus cetus-biner dengan fluida kerja i-pentana sebelum

dilakukan koreksi adalah 3077,64 kW dengan distribusi daya 962,60 kW dari

siklus cetus dan 2151,04 kW dari siklus biner atau secara persentase 30 %

dihasilkan siklus cetus dan 70 % dihasilkan oleh siklus biner.

Daya total yang diperlukan oleh kipas pendingin pada kondensor

berpendingin udara dalam siklus biner adalah 131,3 kW. Sedangkan dari hasil

perancangan kondensor berpendingin udara dengan metode GPSA didapatkan

bahwa daya yang diperlukan kipas adalah 216,96 kW, berbeda 85,66 kW.

Oleh karena itu, daya netto yang didapat dari proses simulasi dengan paket

program HYSYS perlu dikoreksi, sehingga menjadi 2991,98 kW (dengan

persentase 32% dari siklus cetus dan 68% dari siklus biner). Nilainya berbeda

2,8% dengan kondisi awal hasil proses simulasi.

Ada baiknya bila nilai dari efisiensi termal dan efisiensi utilisasi dari

PLTP ini ditentukan juga. Model siklus cetus-biner diberikan pada Gambar 4.20.

Nilai efisiensi termal (ηt) adalah perbandingan antara daya netto yang dihasilkan

dengan panas yang diberikan ke dalam sistem.

©D � aª«bb��¬ ®¯ª«I�®¯ª«A°��¬ ®«¯ª±«�²¯I�®«¯ª±«�²¯!¬ I ��³ (4.36)

��©D � %��-��7---�--I�A-6%..!A��%��eI�A-6�7.!�-.7�eeI�A-6`-.!! I ��³

= %��-��7%`e`e�% = 12,29 %

Gambar 4.23 M

odel siklus cetus-biner dengan paket program HYSYS.

Apabila diperhitungkan untuk siklus cetus saja, diperoleh nilai ηt =

13,41%, sedangkan untuk siklus biner saja diperoleh nilai ηt = 11,58%. Nilai

efisiensi sistem siklus cetus-biner mendekati nilai rata-ratanya. Dapat dilihat

bahwa nilai efisiensi termal (ηt) dari siklus cetus lebih tinggi dibandingkan siklus

biner. Nilai efisiensi termal menunjukan seberapa besar daya yang dapat

dihasilkan dengan masukan panas tertentu.

Nilai efisiensi utilisasi menunjukan seberapa besar potensi yang

ada/dimiliki dapat dimanfaatkan dengan sebaik-baiknya.

�� ©´ � aª«bb��¬ ®¯ª«I��A��!A?I�µAµ�!!¬ I ��³�� (4.37)

T = temperatur udara sekitar di Lahendong-Sulawesi Utara (28oC)

ho dan so = nilai entalpi dan entropi fluida kerja bila dianalisis pada keadaan

sekitar (P = 96 kPa dan T = 28 oC)

©´ � (�� I �¶<�$(�� < �<�$�+�!· < +�� I �'��(� < +��('!!¬ I ��³

©´ � (��(�� I ��³

©´ (+��³

Apabila dilakukan perhitungan efisiensi utilisasi untuk siklus cetus saja diperoleh

nilai ηu = 7,42 %, sedangkan untuk siklus biner saja ηu = 15,64 %. Nilai efisiensi

sistem merupakan penjumlahan antara nilai efisiensi siklus cetus dengan siklus

biner.

4.7 Perbandingan Daya Netto, Efisiensi Termal, dan Efisiensi Utilisasi

Dengan Siklus Biner

Selain tugas akhir ini, dilakukan pula kajian yang berbeda, yaitu kajian

siklus biner oleh Joan Gozaly [20]. Data sumber yang digunakan adalah sama,

hanya proses kajiannya yang berbeda. Untuk itu dibandingkan nilai daya netto

maksimum, efisiensi termal, dan efisiensi utilisasinya. Untuk siklus biner,

didapatkan data sebagai berikut:

� Daya netto maksimum siklus biner 2,7 MW.

� Efisiensi termal siklus biner 11,99 %.

� Efisiensi utilisasi siklus biner 21,57 %.

Sedangkan nilai daya netto maksimum, efisiensi termal, dan efisiensi

utilisasi yang dihasilkan dengan siklus cetus-biner adalah

� Daya netto maksimum siklus cetus-biner 2,99 MW (32% dari siklus cetus

dan 68 % dari siklus biner).

� Efisiensi termal siklus cetus-biner 12,29 %.

� Efisiensi utilisasi siklus cetus-biner 23,06 %.

Siklus cetus-biner dapat menghasilkan daya netto, efisiensi termal, dan

efisiensi utilisasi yang lebih besar dibandingkan siklus biner. Apabila dilakukan

proses pemilihan siklus mana yang lebih menguntungkan secara cepat, penulis

akan memilih siklus biner, karena daya yang dihasilkan lebih besar. Dari hasil

kajian yang dilakukan pada siklus cetus-biner, dapat diketahui bahwa kontribusi

daya netto maksimum yang dihasilkan oleh siklus biner lebih besar dibandingkan

siklus cetus.

Untuk memperoleh hasil yang lebih tepat diperlukan kajian ekonomi yang lebih

mendalam untuk menentukan siklus mana yang lebih menguntungkan untuk

digunakan.

Bab 4 Perancangan Termal Penukar Panas · PDF fileditentukan fluida kerja organik yang akan...

Documents

Transcript of Bab 4 Perancangan Termal Penukar Panas · PDF fileditentukan fluida kerja organik yang akan...