bab iv perhitungan dan perancangan 4.1 ...pompa pengendali banjir diameter pipa diameter pipa dapat...

Tugas Akhir Konversi Energi Jurusan Teknik Mesin FTI-ITS

50

BAB IV PERHITUNGAN DAN PERANCANGAN

4.1. Perancangan Pompa 4.1.1. Kapasitas Pompa

Data - data yang diperlukan untuk menentukan kapasitas banjir adalah sebagai berikut:

a) Luas area yang dikeringkan (A) = 720 Ha b) Intensitas curah hujan ( I ) = 120 mm/hari ( 5 mm/jam ) c) Koefisien limpas tahun 2009 (C) = 0,3 d) Koefisien limpas tahun 2016 (C) = 0,5

Maka besarnya kapasitas banjir adalah sebagai berikut:

• Kapasitas Banjir Tahun 2009

sm

sjam

jamm

jamm

hmmhm

jamm

AICQbanjir

33

3

2

2423

33600110800

108001

10019.1491053,0

=×=

=××××=

××=

−

• Perkiraan Kapasitas Banjir 2016

sm

sjam

jamm

jamm

hmmhm

jamm

AICQbanjir

33

3

2

2423

53600118000

180001

10019,1491055,0

=×=

=××××=

××=

−


51

Maka besarnya kapasitas pompa pengendali untuk 5 tahun ke depan sebesar 5 m3/s. Ada 3 buah pompa yang sudah dipasang pada instalasi pengendali banjir Mulyosari ITS dengan kapasitas per unit sebesar 1 m3/s sehingga kapasitas total pompa yang ter pasang 3 m3/s. Maka untuk mengatasi kekurangan kapasitas tersebut dirancang 1 buah pompa dengan kapasitas 2 m3

( ) LTHzzgVVPP

H +−+

−+

−= 12

21

2212

2γ

/s.

4.1.2. Head Pompa Head pompa dapat dicari dengan persamaan berikut:

Dimana : P2 = P1 Maka nilai dari head pompa sama dengan besarnya head loss total ( HLT

( ) LTHzzH +−= 12

) yang terjadi pada pompa ditambah dengan elevation head.

Skema instalasi pengendali banjir ditunjukkan pada gambar 4.1. dibawah ini.


52

Gambar 4.1. Instalasi pompa pengendali banjir

Diameter Pipa Diameter pipa dapat ditentukan dengan persamaan berikut:

VQDπ4

=

Dimana : VPIPA

inmsmsmD 3,513,1

5.124 3

==××

=π

= 1,5 m/s ( ditentukan ) Maka :

Diambil diameter pipa sebesar 51 in. Head Loss

HLT adalah head loss yang terjadi pada pompa yaitu meliputi head loss mayor yang diakibatkan gesekan pada pipa dan


53

head loss minor yang diakibatkan oleh fitting perpipaan yang terjadi pada bagian suction maupun discharge pada pompa.

4.1.2.1. Head Loss Mayor

Untuk mengetahui besarnya head loss mayor yang terjadi maka diperlukan data – data sebagai berikut :

a. Panjang pipa discharge (L discharge)

= 4510 + 750 + 450 + 5600 + 675 (m) = 11985 mm = 12 m

b. Bahan pipa

Galvanize iron (e = 0,15 mm = m31015,0 −× )

c. Kecepatan aliran didalam pipa

smm

sm

d

QAQV /518,1

)2954,1(414,3

/2

42

3

2=

×=

×==π

harga 43

101594,19,01015,0 −

−

×=×

=m

mde

d. Reynolds number

623

3

1072,1/1014,1

295,1/518,1/999Re ×=⋅×

××=

⋅⋅=

− msNmsmmkgdV

µρ

Dari moody diagram dengan nilai De = 0,000115794 dan Re =

1723523 didapatkan nilai koefSisien gesek ( f ) sebesar 0,013. Besarnya head loss pada bagian suction dan discharge adalah sebagai berikut.


54

( ) msmmsmm

gDVLfhl 01415,0

81,91,29542518,112013,0

2

22

=××

××==

Total head loss mayor adalah 0,01415 m

4.1.2.2. Head Loss Minor

Head loss minor terjadi akibat fitting perpipaan pada instalasi pompa yang meliputi bagian suction maupun discharge.

( )

( ) msm

smmhl

gVKKKhl entrancestreetLbowLbow

215,081,92

518,1)78,017,088,0(

2

2

2

2

=×

×++=

×++=

Perhitungan Head pompa :

( ) LTHzzgVVPPH +−+

−+

−= 12

21

2212

2γ

Dimana : P2 = P1 Hst = 450 + 750 + 4510 – 2300 + 500 = 3920 mm = 3,92 m V1 = 0

V2 smm

sm /518,1295,1

41

/22

3

=××π

=

m

sm

sm

H 267,4229,0920,38,92

0)518,1(0

2

22

=++

×

−+=


55

4.1.3. Daya Air dan Daya Pompa Besarnya daya air ( water horse power ) didapatkan

dengan persamaan berikut: HQgWHP ×××= ρ dimana : ρ = 999 Kg/m3 g = 9.81 m/s

HPW

HPW

ms

msm

mkgWHP

147,1127,745

19557,83627

267,4281,99993

23

=×=

×××=

2 Sehingga :

4.1.3.1. Menghitung Efisiensi Overall Pompa (ηop)

3

1000nQ

A SL ⋅=

Efisiensi Overall Pompa didapatkan dengan persamaan

berikut:

Dimana : Qsl

sliter

mliter

sm 2000

110002 = Qsl 3

3

=×

= kapasitas discharge impeller pompa (liter/detik)

A = harga konstanta

n = putaran impeller pompa (rpm)

3

1000nQ

A SL ×=


56

3

1000

7202000 rpms

liter

A×

=

A = 11,29

Tabel 4.1 Tabel efisiensi overall pompa (ηop)

A

6

5 10 15 20 30 40 80

0,65 0,75 0,785 0,82 0,86 0,88 0,9

Berdasarkan tabel diatas untuk harga A = 8,96 maka didapat harga efisiensi overall pompa ( ηop ) sebesar = 0,76 = 76 %. (batas harga ηop = 0,63 – 0,84)

HPHPWHPHQBHPOP

562,14776,0

147,112===

××=

ΟΡ ηηγ

BHP saat start = 147,562 x 1,3 = 191,83 HP 4.1.4. Kecepatan Spesifik Pompa ( ns

4365,3

H

Qnns =

) Kecepatan spesifik pompa dapat dihitung dengan persamaan berikut:

Dimana : H = 4,267 m Q = 2 m3

OPη

/s n = 720 rpm


57

Maka :

rpmsm

ns 916,125127,4

272065,3

43

3

=××=

Setelah didapatkan nilai ns maka didapatkan tipe impeller atau jenis pompa yang akan digunakan, yaitu axial pump. 4.1.5. Tinggi Hisap Pompa ( zs

Tekanan atmosfer (Pa ) = 1 atm

) Data – data yang diperlukan dalam perhitungan tinggi hisap pompa adalah sebagai berikut:

Tekanan uap jenuh ( Pv ) = 1710 N/m Kecepatan spesifik pompa (n

2 s)

Faktor kavitasi (σ) =

= 1251,916

34

560

sn

m923,2560

916,1251 34

=

=

lss hHPvPaz −−−= σγγ

matm

mN

sm

mkg

atmPa 2.101

/10

81.9999

1 25

23

=××

=γ

m

sm

mkg

mN

Pv 174,081.9999

1710

23

2=

×=

γ

Maka besarnya tinggi hisap maksimum pompa adalah:


58

( ) mzs 0976,30267,4923,2174,02,10 −=−×−−= 4.1.6. Perancangan Impeller 4.1.6.1. Diameter Impeller ( di

mnQdi 773,0

72025,55,5 33 =×=×=

) Diameter impeller dapat dihitung dengan persamaan sebagai berikut:

Jadi besarnya diameter impeller yang digunakan sebesar 0,773 m. 4.1.6.2. Diameter Hub Impeller ( dh

( )22

43600 hiav ddCQ −×××=

πη

) Diameter hub impeller dapat dihitung menggunakan persamaan berikut :

dalam m3

Efisiensi volumetric (

/ jam

Dimana :

vη ) = 0.9 Kapasitas pompa ( Q ) = 2 m3

Kecepatan aksial aliran melalui impeller ( C/s

a

( C )

a gHkc 2×= )

( ) 639,09158,12510055,0

0055,0

32

32

=×=

×=

kc

nkc s

85,57,481,92483,0 =×××=aC m/s Maka didapat nilai dh

πη ×××−=

avih C

Qdd3600

42

sebagai berikut :


59

( ) mjams

sm

dh 3368,014,385,59,03600

1360024

773,0

3

2 =×××

××−=

4.1.6.3 Jumlah Sudu Jumlah sudu ditentukan berdasarkan besarnya nilai kecepatan spesifik kinematik dari pompa. Nilai keceptan spesifik kinematik pompa diperoleh dengan persamaan sebagai berikut :

99,34227,4

272043

43

1

===H

QnnsQ

Maka berdasarkan Tabel 2.3 , dengan nilai kecepatan spesifik kinematik sebesar 342,99 jumlah sudu yang digunakan adalah 3 buah. 4.1.6.4 Perancangan Profil Sudu Impeller Data – data yang diperlukan dalam perancangan profil sudu impeller adalah : Head pompa ( H ) : 4,27 m Diameter sudu : 0,337m Kecepatan aksial pompa ( ca

Head teoritis pompa ( H ) : 4,225 m/s

thh

Hη ) = dengan

mengambil nilai hη sebesar 0.93 maka besarnya head teoritis pompa adalah :

mHth 58,493,027,4

==

Dalam perancangan ini sudu dipotong menjadi 5 bagian yang mana jarak antara tiap potongan adalah sama. Metode


60

perhitungan yang dilakukan untuk setiap potongan adalah sama. Maka dari itu untuk selanjutnya hanya akan dibahas perhitungan pada salah satu potongan yaitu potongan 5.

1. Diameter Potongan

Karena sudu dibagi menjadi 5 potongan maka jarak antara tiap potongan diameter tiap potongan dapat dicari dengan persamaan sebagai berikut:

( ) ( )( )1

1−−

−+=xndddd hubihubn

Dimana : n : potongan ke n x : jumlah potongan Jadi diameter potongan sudu kelima adalah

( ) ( )( ) md 773,0

1515337,0773,0337,05 =

−−

−+=

2. Kecepatan Keliling Kecepatan keliling dari setiap potongan sudu dapat ditentukan dengan persamaan sebagai berikut:

smrpmmndu 13,29

60720773,0

605

5 =××

=××

=ππ

3. Koefisien Lift ( CL

Nilai dari koefisien lift dapat dicari dari persamaan berikut :

)

( )λβλ+

=aveave

athL uw

cHgtlC

sin..cos...2

2


61

Gambar 4.2. Sudu Impeller

Gambar 4.3. Segitiga Kecepatan Masuk dan Keluar Sudu

Dimana :

2

222

2

−+= u

aavec

ucw

2

tan

2

aave

u

ccu

β

= −

U

C1

C2 W1

CU2

W2

CU2/2

Wave

βave β2 β1 α2

α1


62

Karena guide vanes diletakkan setelah impeller maka α1 = 90° dan cu1 = 0 sedangkan besarnya cu2

smsm

msmuHgc th

u 54,113,29

587,481.9 2

2 =×

=×

=

ditentukan dengan persamaan sebagai berikut :

Maka :

2

2222 44,838

254,113,29845,5

smwave =

−+=

206,0

254,113,29

845,5tan =

−=aveβ , βave = 11,65 ̊

Dengan asumsi nilai λ = 1° dan nilai dari l/t = 0,7 maka didapatkan nilai CL

( ) 098,0164,11sin13,2944,8381cos845,558,481,92=

+××××××

=tlCL

sebagai berikut:

14,07.,0098,0 =÷=÷

=

tl

tlCC LL

4. Tebal Maksimum Sudu ( YMAXProfil sudu yang digunakan pada potongan

kelima adalah gottingen 490, tebal sudu semakin tipis dari hub ke tip. Maka tebal sudu pada potongan kelima adalah yang paling kecil. Untuk tebal maksimum sudu (Y

)

MAX) pada potongan kelima adalah sebesar 0,0326 m.


63

4.1.6.5 Perhitungan Profil Sudu Terkoreksi Nilai – nilai yang didapatkan dalam perhitungan

sebelumnya perlu dikoreksi,maka perlu dilakukan perhitungan profil sudu terkoreksi. Profil yang dipakai pada potongan kelima adalah gottingen 490. Untuk mendapatkan nilai – nilai yang terkoreksi dilakukan perhitungan sebagai berikut :

1. Jarak Antar Sudu / Pitch ( t )

Zd

t ii

π=

mmt 809,03773,0

5 =×

=π

2. Panjang Chord ( l )

Panjang chord tiap potongan dihitung kemudian diregresi untuk mendapatkan nilai yang linier.

mmtltl 566,07,0809,055 =×=×=

Grafikerikut hasil perhitungan dan regresi dari 5 potongan sudu:

Gambar 4.4. Grafik Hasil Regresi Linier Panjang Chord

y = 0,571x + 0,136

0

0,2

0,4

0,6

0,8

0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85

Panj

ang

chor

d

Diameter potongan

Grafik Panjang Chord Fungsi Diameter Potongan


64

Dari persamaan linier grafik tersebut didapatkan bahwa nilai panjang chord untuk potongan ke -5 (l5

3. Koefisien Lift ( C

) adalah 0.577 m.

L

138,0809,0577,0098,0 =

÷=÷

=

mm

tl

tlCC LL

)

Jadi besarnya koefisien lift untuk potongan sudu ke -5 adalah 0.138. Nilai ini selanjutnya dapat digunakan untuk menentukan besarnya koefisien drag (CD

4. Tebal Maksimum Sudu ( Y

) melalui grafik.

MAXTebal maksimum yang didapatkan dari perhitungan sebelumnya kemudian diregresi linier sehingga didapatkan tebal maksimum sudu ( Y

)

MAX

Gambar 4.5. Grafik Hasil Regresi Linier Tebal Maksimum Sudu

) terkoreksi.

y = -0,032x + 0,057y = -0,032x + 0,057

0,0250,03

0,0350,04

0,0450,05

0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8

Teba

l Mak

simum

Sud

u

Diameter Potongan

Grafik Ymax Fungsi Diameter Potongan


65

5. Sudut Serang ( α ) Untuk profil sudu gottingen 490 digunakan persamaan sebagai berikut :

α.092,04,4 +=l

YC MAXL

092,0

4,4l

YC MAX

L −=α

°−=−

= 17,1092,0

577,0032,04,4138,0

α

6. Koefisien Drag ( CD

Nilai dari koefisien drag ( C )

D ) diperoleh dari grafik, dengan nilai CL= 0,138 didapatkan nilai CD

7. Sudut Gliding ( λ )

sebesar 0,0115

Sudut gliding didapatkan dari perbandingan antara koefisien drag dengan koefisien lift (CD /CL

083,0138,00115,0tan ===

L

D

CCλ

).

°= 768,4λ Berikut ini adalah tabel 4.2. hasil perhitungan setiap potongan sudu impeller yang telah dilakukan.


66

Table 4.2. Perhitungan Profil Sudu Impeller


67

Table 4.3. Perhitungan Profil Sudu Terkoreksi

Dari dimensi-dimensi utama yang telah dihitung diatas, maka dilakukan penggambaran sudu impeller dengan menggunakan software autocad.

Gambar 4.6. Penampang hub impeller


68

Gambar 4.7. Penampang tip impeller

Gambar 4.8. Sudu Impeller Pompa

4.1.6.6. Sudut Relatif Masuk dan Keluar Sudu Karena guide vanes diletakkan setelah impeller maka besarnya α adalah 90̊ dan nilai dari cu1

Gambar 4.9. Segitiga Kecepatan Masuk Sudu

adalah 0. Gambar 4.9. menjelaskan arah dari segitiga kecepatan masuk sudu.


69

Besarnya nilai sudut relatif masuk sudu dapat dicari dengan persamaan sebagai berikut:

11tan

uca=β

Dimana : ca

smrpmmnd

u i 134,2960

720773,060

=××

=××

=ππ

= 5,845 m/s

Maka :

°=

==

646,11

206,0134,2985,5tan

1

1

β

β

Arah dari segitiga keluar sudu dijelaskan pada gambar 4.10. Sedangkan untuk mencari nilai dari sudut relatif keluar sudu didapatkan dengan persamaan sebagai berikut:

Gambar 4.10. Segitiga Kecepatan Keluar Sudu

22

22tan

u

a

cuc−

=β

Dimana : ca2 = ca1


70

sm

smmsm

uHgC th

u 545,1/134,29588,4/81,9 2

22 =

×=

×=

Maka:

( )°=

=−

=

96,11

2118,0544,1132,29

845,5tan

2

2

β

βsm

sm

Selanjutnya dilakukan perhitungan sudut relatif masuk dan sudut relatif keluar sudu untuk setiap potongan. Hasilnya dapat dilihat pada tabel 4.4. berikut ini. Tabel 4.4. Perhitungan Sudut Relatif Masuk dan Keluar Sudu

Berdasarkan nilai – nilai yang diperoleh dari perhitungan sebelumnya maka dapat digambar segitiga kecepatan masuk dan keluar pada sudu.


71

Gambar 4.11. Segitiga Kecepatan Masuk Setiap Potongan Sudu

Gambar 4.12. Segitiga Kecepatan Keluar Setiap Potongan Sudu

Hasil dari perhitungan sudut relative masuk dan keluar

sudu akan dijadikan dasar perhitungan untuk sudu pengarah ( guide vanes ). Pada perhitungannya sudu pengarah juga dipotong menjadi 5 potongan seperti halnya pada perhitungan sudu impeller. Berikut ini tabel 4.5. hasil perhitungan sudu pengarah ( guide vanes ).


72

Tabel 4.5. Perhitungan Sudu Pengarah

Hasil perhitungan dimensi sudu pengarah digambarkan dengan menggunakan software autocad di bawah ini.

Gambar 4.13. Sudu pengarah


73

4.1.6.7 Perhitungan Kekuatan Sudu Dalam perhitungan kekuatan sudu , sudu dipotong menjadi 5 potongan seperti halnya dalam perancangan sudu impeller pompa. Pada masing – masing potongan akan dilakukan proses perhitungan yang sama. Oleh karena itulah hanya akan dijelaskan proses perhitungan pada salah satu potongan saja, yaitu potongan sudu ke – 5. Data sudu potongan ke – 5 : Jenis profil Gottingen 490 aveβ = 11,65˚

2avew = 838,44 m2/s

C

2 L

C= 0,138

D α = -1,17˚

= 0. 0115

Bentuk , arah dan gaya yang bekerja pada profil Sudu potongan 5 dijelaskan pada gambar 4.14.

Gambar 4.14. Profil Sudu Potongan 5 dan Gaya Yang Bekerja


74

Besarnya sudut θ didapatkan dari hasil penggambaran dimensi profil sudu potongan 1 sampai 5. Nilai dari sudut θ diambil dari gambar 4.15.

Gambar 4.15. Sudut profil impeller

1. Menghitung Gaya yang Bekerja Pada Sudu Pada penampang sudu terdapat dua gaya yang berpengaruh , yaitu gaya drag dan gaya lift. Untuk menghitung gaya tersebut terlebih dahulu dihitung luas penampang sudu dengan menggunakan persamaan berikut :

( )224 45

360RRA −××= πθ

( ) 2224 0109,0332,0386,0

36032 mA =−××= π


75

Setelah didapat nilai dari luas penampang sudu maka dicari nilai dari gaya lift dan gaya drag melalui persamaan berikut: Gaya Lift ( FL

LaveairL CAwF ××××= 2

21 ρ

)

N

msm

mkgFL

56,631

138,00109,044,83899921 2

2

2

3

=

××××=

Gaya Drag ( FD

DaveairD CAwF ××××= 2

21 ρ

)

N

msm

mkgFD

68,52

0115,00109,044,83899921 2

2

2

3

=

××××=

Kemudian gaya – gaya tersebut diplotkan pada sumbu x – y sebagai berikut.

Gambar 4.16 Gaya – Gaya pada Arah Sumbu X dan Y


76

Kemudian dari hasil perhitungan sebelumnya didapatkan gaya – gaya pada arah sumbu x dan y.

Arah sumbu x

aveLLx FF βsin×=

NNFLx 49,12765,11sin19,631 =×=

aveDDx FF βcos×=

NNFDx 599,5165,11cos68,52 =×= Sehingga besarnya gaya yang bekerja pada arah sumbu x adalah:

DxLxx FFF +=

NNNFx 09,179599,5149,127 =+= Arah sumbu y

aveLLy FF βcos×=

NNFLy 56,61865,11cos56,631 =×=

aveDDy FF βsin×=

NNFDy 63,1063,10sin68,52 =×=

Sehingga besarnya gaya yang bekerja pada arah sumbu y adalah :

DyyLy FFF −=

NNNFy 92,60763,10559,618 =−=


77

Setelah didapatkan besarnya gaya – gaya yang bekerja pada sudu, maka dapat dicari besarnya momen bending yang terjadi pada sudu dengan persamaan berikut :

5RFM xBx ×=

NmmNM Bx 23,69386,009,179 =×=

5RFM yBy ×=

NmmNM By 007,235386,092,607 =×= Dengan cara yang sama dilakukan perhitungan terhadap setiap potongan sudu, maka akan diperoleh hasilya pada tabel 4.6 berikut.

Tabel 4.6. Perhitungan Gaya – Gaya Yang Bekerja Pada Sudu


78

2. Menghitung Berat Sudu Menghitung berat sudu maka terlebih dahulu harus didapatkan besarnya volume sudu. Dan volume sudu dapat diketahui berdasarkan gambar sudu yang telah digambar dengan AUTOCAD ,yaitu sebesar 5346332,22 mm3

sudusudusudu Vm ρ×=

. Maka massa sudu dapat dicari dengan persamaan berikut:

Bahan sudu yang dipilih adalah 304 stainless dengan massa jenis, ρ = 7900 kg/m3

kgmkgmmsudu 24,42790010346332,5 333 =××= −

. Maka:

Besarnya volume sudu dari hasil penggambaran autocad diketahui dengan menggunakan autocad text window pada gambar 4.17.

Gambar 4.17 AutoCad Text Window Untuk Volume Sudu


79

Berat sudu :

NsmkggmW sudusudu 33,4148.923,42 2 =×=×=

Jumlah sudu pada impeller adalah 3 buah , jadi berat total sudu impeller adalah.

NNWW sudutotal 88,1749933,41433 =×=×=

3. Menghitung Luasan dan Momen Inersia Penampang Sudu

Untuk menghitung luasan dan momen inersia dari penampang sudu digunakan pendekatan dengan persamaan yang didapat dari plot grafik profil airfoil gottingen 490. Gambar 4.18. adalah hasil dari plot grafik profil penampang sudu airfoil gottingen 490.

Gambar 4.18. Plot Grafik Profil Penampang Sudu

Persamaan : 05,23381,0001,0 2 ++−= xxYupper

179,3002,010.4 25 ++−= − xxYlower


80

Dari persamaan tersebut dapat dicari luasan profil dan momen inersia dengan perumusan sebagai berikut : Luas profil : ∫∫= dydzAprofil

∫ ∫ −++−

++−

×==−

33,328

0

2205,23381,0001,0

179,3002,010.4

1056,12

25

mdydxAxx

xxprofil

Momen inersia : IyIxIp += Dimana :

∫ ∫ −++−

++−

×==−

33,328

0

4705,23381,0001.0

179,3002,010.4

2 1003,12

25

mdydxyIxx

xxx

∫ ∫ −++−

++−

×==−

33,328

0

4405,23381,0001.0

179,3002,010.4

2 1001,62

25

mdydxxIxx

xxy

Jadi besarnya ( ) 44447 10015,61001,61003,1 mmIp −−− ×=×+×=

a) Analisa Tegangan Pada Sudu

1) Tegangan Tarik oleh Gaya Sentrifugal. Besarnya gaya sentrifugal dihitung dengan persamaan berikut :

22 m

suduD

mFs ××= ω

Dimana : Dm = Diameter efektif rata rata sudu (m) m = Massa sudu ω = Kecepatan sudut ( rad/s )


81

= 60

..2 nπ

( )[ ]2

1 22 ihim

dddD

+=

( )[ ] mDm 596,02

773,0337,01773,02

2 =+

=

Jadi

NmrpmkgFs 76,715182

596,060

72014.3223,422

=×

××

×=

Maka besarnya tegangan tarik yang timbul adalah sebesar :

profiltx A

Fs=σ

2622 /1058,4

1056,176,71518 mN

mN

tx ×=×

= −σ

2) Tegangan Tarik Oleh Momen Bending

Tegangan tarik oleh momen bending diakibatkan oleh beberapa faktor ,yaitu : Momen Bending oleh Berat Sudu

x

btx I

CM ×=σ

Dimana : C = Titik pusat Gravitasi


82

NmmN

RWM msudub

54,123298,0335,414 =×=×=

Jadi : 26

7 10.16,71003,1

006.053,123 mNNmtx =

××

= −σ

Momen Bending Oleh Resultan Gaya ke Arah Sumbu Y Momen bending ini terjadi akibat adanya gaya yang bekerja ke arah sumbu y. Dari Tabel 4.4 didapatkan nilai dari resultan momen bending ke arah sumbu y sebesar ΣMBY

x

ByFy I

CM ×= ∑σ

= 624,104 Nm. Maka besarnya tegangan tarik yang terjadi akibat momen bending ini adalah sebesar.

27467 1062,3

1010.03,1009.0104,624 mN

mmNm

Fy ×=××

= −−σ

Momen Bending Oleh Resultan Gaya ke Arah Sumbu X

Momen bending ini terjadi akibat adanya gaya yang bekerja ke arah sumbu y. Dari tabel 4.4 didapatkan nilai dari resultan momen bending ke arah sumbu y sebesar ΣMBx

y

BxFx I

CM ×= ∑σ

= 210,49 Nm. Maka besarnya tegangan tarik yang terjadi akibat momen bending ini adalah sebesar.


83

2347 10099,2

1003,1006,049,210 mN

mmNm

Fx ×=×

×= −σ

3) Tegangan Geser Oleh Resultan Gaya ke Sumbu Y Tegangan geser ke arah sumbu y yang terjadi pada sudu diakibatkan oleh gaya ke arah sumbu y dan gaya oleh berat sudu. Besarnya tegangan geser yang terjadi adalah sebesar:

profil

suduysy A

WF += ∑τ

Dimana : Σ Fy = 2090,88 N Wsudu

2722 1098,1

1056,134,41488,2090 mN

mNN

sy ×=×+

= −τ

= 414,34 N Jadi :

4) Tegangan Geser Oleh Resultan Gaya ke Arah Sumbu X Tegangan geser ke arah sumbu x pada sudu hanya diakibatkan oleh gaya ke arah sumbu x. Maka besarnya tegangan geser yang terjadi adalah:

profil

xsx A

F∑=τ

Dimana : Σ Fx

2522 1034,1

1056,167,749 mN

mN

sx ×=×

= −τ

= 749,67 N Jadi :

5) Tegangan Total Yang Bekerja Pada Sudu Tegangan tarik total = σsentrifugal + σberat sudu + σFy + σFx


84

= ( 4,58 x 106 )+( 7,16 x 106)+( 3,62 x 107)+ (2,099 x 103) = 4,79 x 107 N/m2

Tegangan geser maksimum = 2 x 107 N/m

NSy

syxyx ≤+

−+

+= 2

2

22τ

σσσσσ

2 Dengan menggunakan teori kegagalan MSST didapat besarnya tegangan total maksimun yang bekerja pada sudu adalah :

22

maxmax

22 sτσσ

σ +

+=

22722727

)/102(2

N/m 1079,42

N/m 1079,4 mN×+

×+

×=σ

271052,5

mN

×=σ

Bahan dari sudu adalah 304 Stainless steel.

Dari tabel bahan didapatkan : Sy = 241Mpa = 2,41 x 108 N/m

ijinσ

2

Tegangan ijin ( ) = 2

/102412

28 mNSy ×=

= 1,205 x 108 N/m2

Karena tegangan total yang bekerja lebih kecil dari tegangan ijin dari bahan maka kondisi ini dinyatakan aman.


85

4.2. Perancangan Bagian Pompa Yang Lain 4.2.1. Perancangan Poros Pompa Data yang diperlukan dalam perancangan poros pompa adalah sebagai berikut:

1) Berat Impeller = berat sudu + berat hub impeller = 1243,006 N + 500 N = 1743,006 N

2) Resultan gaya ke arah sumbu y ( Σ Fy ( Σ F

) y ) = 3 x ( Σ Fy sudu

3) Torsi ( T ) =

) = 3 x 2090,88 N = 6272,65 N

nBHP×63000

Nmin

mlbf

Ninlbf

rpmHpT

995,149210254.045.465,12911

72056,14763000

=××=

×=

Gambar 4.19. Poros Pompa


86

Untuk menentukan diameter poros yang aman dapat dicari menggunakan persamaan berikut;

NS y

syxyx ≤+

−+

+= 2

2

22τ

σσσσσ

NSy

DT

DF

DM

DF

DM

≤

××

+

××

−××

+

××

+×× 2

3

2

2323

1643221432

21

πππππ

NSy

dT

dFW

dM

dFW

dM

shsh

yimpeller

shsh

yimpeller

sh

≤

××

+

×

∑+×−

××

+

×

Σ+×+

××

2

3

2

2323

16)(216)(216πππππ

21075,2)995,14921(16)65,6272006,1743(2)65,6272006,1743(2 82

3

2

22

×≤

××

+

×+×

+

×+×

shshsh ddd πππ

Karena poros berada pada posisi vertikal maka besarnya momen bending poros adalah nol. Material yang dipilih untuk poros adalah stainless steel AISI 410 dengan nilai yield strength bahan ( SYP

mdsh 082,0≥

) sebesar 275 MPa. Sehingga besarnya diameter poros yang aman adalah :

Jadi didapatkan diameter poros minimal sebesar 0,082m. sehingga diameter poros yang digunakan adalah 85 mm. 4.2.2. Perancangan Bantalan Data yang diperlukan dalam perancangan bantalan adalah sebagai berikut :

1) Gaya aksial ( Wimpeller + ∑ Fy 2) Putaran = 720 rpm

) = 8015,65 N


87

3) Gaya radial ( ∑ FxBantalan akan digunakan pada tumpuan A dan B. Pada perancangan bantalan ini akan digunakan 2 jenis bantalan yaitu single row angular contact ball bearing dan deep groove ball bearing.

) = 2249,012 N

1. Perancangan Deep Groove Ball Bearing Dari table SKF didapat dimensi bearing untuk diameter

poros 85 mm dengan ukuran dimensi yang dijelaskan pada gambar 4.20.

Gambar 4.20. Deep Groove Ball Bearing

Keterangan : d = 95 mm da = 107 mm D = 170 mm B = 32 mm C = 114000 N Co m = 2,6 kg

= 81500 N

Pada deep groove ball bearing hanya bekerja gaya radial, sedangkan gaya aksial yang terjadi adalah nol.


88

Maka besarnya eFF

r

a ≥ , sehingga besarnya equivalent load

dapat ditentukan dengan persamaan berikut : NFP r 2249,012==

Kemudian dihitung umur bearing dengan persamaan berikut :

nPCL

b

60106

10 ×

= , dimana b= 3 untuk ball bearing.

jamNNL 6

63

10 1001,372060

1002,2249

114000×=

××

=

2. Perancangan single row angular contact ball bearing

Single row angular contact ball bearing yang digunakan adalah jenis face-to-face. Dari tabel SKF diperoleh dimensi bearing untuk diameter poros sebesar 90 mm dengan ukuran dimensi yang dijelaskan pada gambar 4.21.

Gambar 4.21. Single row angular contact ball bearing

Keterangan :

a. d = 120 mm b. D = 260 mm c. B = 55 mm


89

d. C = 238 kN e. Co m = 13,8 kg

= 250 kN

Untuk single row angular contact ball bearing in face-to-face,besarnya equivalent load dapat dihitung dengan persamaan berikut :

ar FFP 05,0+= untuk 14,1≤r

aF

F

ar FFP 93,057,0 += untuk 14,1>r

aF

F

56,301,224965,8015

==NN

FF

r

a , karena nilai eFF

r

a ≥ , maka besarnya

equivalent load adalah NNP 49,8736)65,801593,0()01,224957,0( =×+×= Basic dynamic load rating untuk single row angular angular contact ball bearing in face-to-face adalah :

bearinggleCC sin62,1 ×= kNC 56,38523862,1 =×=

Kemudian dihitung umur bearing dengan persamaan berikut :

nP

CLb

60106

10 ×

= , dimana b = 3 untuk ball bearing.

jamNNL 6

63

10 1099,172060

1049,8736

385560×=

××

=


90

4.2.3. Perancangan Pasak Jenis pasak yag akan digunakan dalam perancangan ini adalah square key. Data yang diperlukan dalam perancangannya adalah: Diameter poros ( d sh Torsi ( T ) = 14921,995 Nm

) = 85 mm

Bahan pasak = 410 Stainless Sy = 241 MPa = 2,41 x 108

Analisa Tegangan Kompresi

N

Dengan diameter poros sebesar 85 mm maka dapat ditentukan dimensi pasak berdasarkan tabel pemilihan pasak (lampiran). W = 0,875 in = 22,23 mm H = 0,875 in = 22,23 mm Kemudian dicari besarnya panjang pasak minimum yang aman digunaka dalam perancangan pompa dengan analisa tegangan kompresi dan tegangan geser.

Melalui analisa tegangan kompresi dapat diketahui panjang pasak minimun dangan persamaan berikut:

ypsh SWd

NTL..

.4≥

Nmm

NmL 810.41,2022.0085.0299,149214

××××

≥

mL 2622,0≥ mmL 2,262≥ Jadi panjang minimum pasak agar aman terhadap tegangan kompresi adalah 262,2 mm.

Analisa Tegangan Geser


91

Panjang pasak minimum agar aman terhadap tegangan geser dapat diketahui dengan persaman berikut:

ypsh SWd

NTL...58.0

.2≥

Nmm

NmL 810.41,2022.0085.058.0299,149212

×××××

≥

mL 226,0≥

mmL 226≥

Jadi panjang pasak minimum agar aman terhadap tegangan geser adalah 262,2 mm.

Dari analisa yang telah dilakukan baik analisa dengan tegangan geser maupun tegangan kompresi maka panjang pasak yang digunakan adalah sebesar 262,2 mm.


92

4.2. Analisa Hasil Perancangan

Perancangan Pompa axial submersible pada tugas akhir ini mengacu pada pompa grunfos axial submersible yang memiliki kapasitas yang sama yaitu sebesar 2 m3

1. Head pada pompa grunfos sebesar 6 m sedangkan head pada Perancangan ditentukan berdasarkan Head effektif instalasi yaitu sebesar 4,26 m.

/s. Namun dari hasil perancangan yang dilakukan dihasilkan beberapa berbedaan dimensi. Perbedaan ini antara lain disebabkan oleh :

2. Terjadinya perbedaan diameter impeller antara hasil perancangan dengan dimensi grundfos diakibatkan oleh Perbedaan sudut βave dan jenis air foil yang digunakan.Pada perancangan yang dilakukan sudut βave mempunyai nilai yang semakin mengecil dari hub ke tip impeller sehingga nilai CL dan CD juga akan semakin kecil dari hub ke tip impeller. Sedangkan pada grundfos nilai sudut βave Sama untuk seluruh diameter sudu Sehingga dengan panjang diameter dan βave

3. Perbedaan yang terjadi pada dimensi poros, pasak, dan bearing diakibatkan oleh perbedaan luas penampang sudu , sudut serang, bentuk profil air foil, berat sudu. Sehingga gaya lift dan drag yang bekerja pada sudu akan mengalami perbedaan.

maksimum yang sama pompa grundfos akan menghasilkan CL yang lebih besar.

Gaya-gaya yang arahnya aksial menyebabkan Tegangan tarik Sedangkan gaya radial menimbulkan Torsi. Gaya –gaya tersebut diatas menjadi dasar perhitungan diameter poros , bantalan maupun pasak.

bab iv perhitungan dan perancangan 4.1 ...pompa pengendali banjir diameter pipa diameter pipa dapat...

Documents