Volume  9  No.2 Juli 2017 ISSN : 2085 – 1669 e-ISSN : 2460 – 0288 Website : jurnal.umj.ac.id/index.php/jurtek Email :  jurnalteknologi@umj.ac.id

## U  N  I  V  E  R  S  I  T  A  S   M  U  H  A  M  M  A  D  I  Y  A  H   J  A  K  A  R  T  A

## METODOLOGI PERHITUNGAN KOEFISIEN PERPINDAHAN PANAS KONVEKSI PAKSA FLUIDA ORGANIK PROPANA PADA KONDISI SUPERKRITIK
Harmen 1,2,* , Willy Adriansyah 1 , Abdurrachim 1 , Ari Darmawan Pasek 1
1 Program Studi Pascasarjana Fakultas Teknik Mesin dan Dirgantara, Institut Teknologi Bandung, 40194
2 Jurusan Teknik Mesin, Fakultas Teknik, Universitas Lampung, 35145
*Email: harmen.1969@eng.unila.ac.id
Diterima: 17 April 2017 Direvisi: 23 April 2017 Disetujui: 7 Mei 2017

## ABSTRAK
Penelitian  tentang  siklus  Rankine  organik  superkritis  mulai  giat  dilakukan  sebagai  salah  satu  usaha  untuk meningkatkan  efisiensi  termal  dari  siklus  Rankine  organik.  Pada  kondisi  superkritik,  sifat-sifat  termodinamika dan  fisika  dari  fluida  organik  berubah  dengan  sangat  drastis  disekitar  titik  kritisnya.  Sehingga  perhitungan koefisien perpindahan panas konveksi paksa tidak dapat lagi dilakukan dengan asumsi sifat-sifat fluida konstan. Dalam  penelitian  ini  diusulkan  sebuah  metodologi  untuk  menghitung  nilai  koefisien  perpindahan  panas  pada kondisi  superkritis.  Propana  digunakan  sebagai  fluida  organiknya.  Tipe  alat  pemindah  panas  yang  dipakai adalah  jenis  pipa  ganda  aliran  berlawanan  arah  dan  perhitungan  bilangan  Nusselt  menggunakan  korelasi Dittus-Boetler dan Gnielinski. Hasil perhitungan koefisien perpindahan panas dengan menggunakan metodologi ini  dapat  digunakan  untuk  menghitung  luas  daerah  perpindahan  panas  dari  alat  pemindah  panas  tipe  double pipe  counter  flow.  Selanjutnya  hasil  perhitungan  ini  perlu  dibandingkan  dengan  nilai  koefisien  perpindahan panas yang diperoleh dari hasil eksperimen.
Kata kunci: superkritik, siklus Rankine organik, propana, koefisien perpindahan panas

## ABSTRACT
Supercritical organic Rankine cycle research is great interest to be done.  The supercritical cycle is an effort to increase  organic  Rankine  cycle  thermal  efficiency.  Under  the  supercritical  condition,  the  thermo-physic properties  of  the  organic  fluid  is  increased  or  decrease  dramatically  around  its  critical  point.  Therefore  the calculation of force convection heat transfer coefficient cannot be done under constant properties assumption. In this  research  is  proposed  a  methodology  that  can  be  used  to  calculate  heat  transfer  coefficient  in  the supercritical condition of the organic fluid. Propane is used as the organic fluid. The type of heat exchanger that will be used is counter flow double pipe heat exchanger and the Nusselt number is calculated by using Dittus- Boetler and Gnielinski correlations. The result of Heat transfer coefficient calculation can be used to calculate heat  transfer  area  of  counter  flow  double  pipe  heat  exchanger.  Furthermore,  the  result  needs  to  validate  with heat transfer coefficient that got from experimental.
Keywords : supercritical, organic Rankine cycle, propane, heat transfer coefficient .

## PENDAHULUAN
Siklus  Rankine  organik/ organic  Rankine  cycle (SRO/ORC) merupakan teknologi yang sangat dipertimbangkan  untuk  usaha  mengkonversi- kan energi dari sumber-sumber panas bertemperatur rendah (seperti energi panas dari buangan industri proses, radiasi sinar matahari, pembakaran biomassa, dan panasbumi) menjadi energi listrik yang lebih berdaya guna (Baik,  2013;  Javansir,  2017).  Walaupun  ini bukanlah  suatu  teknologi  baru  dan  telah berkembang  dengan  baik,  tapi  penelitian- penelitian mengenai teknologi ini terus dilaku- kan  terutama  untuk  meningkatkan  efisiensi siklusnya.
Salah  satu  cara  untuk  meningkatkan  efisiensi SRO  adalah  dengan  menggunakan  SRO superkritik  (Schuster,  2010;  Lazova,  2014). Penggunaan siklus superkritik, khususnya yang menggunakan  fluida  organik  dan  fluida  kerja lainnya  secara  teoritik  memilki  efisiensi  yang lebih  tinggi  dan  biaya  relatif  lebih  rendah.  Ini disebabkan  karena  lebih  banyak  energi  dari sumber  panas  yang  dikonversikan  menjadi energi  mekanik  dan/atau  energi  listrik  dan merupakan  sumber-sumber  energi  sensibel (Gu,  2001).  Pada  siklus  superkritis  beda temperatur  fluida  panas  dan  fluida  dingin dalam  HE  lebih  kecil,  sehingga  pemusnahan ekserginya  ( exergy  destruction )  menjadi  lebih rendah (Karellas, 2008).
Penukar panas ( Heat Exchanger /HE)
merupakan komponen penting dari siklus ORC superkritik,  dalam  hal  efisiensi  siklus  dan kelayakan  ekonomi  dari  satu  instalasi  ORC. Ada  banyak  tantangan  dalam  proses  desain komponen  ini  agar  sesuai  untuk  kondisi operasi  pada  tekanan  dan  temperatur  yang relatif  tinggi.  Ini  di  karenakan  adanya perubahan  sifat  yang  tajam  dari  fluida  kerja organik  pada  tingkat  keadaan  superkritis. Sehingga,  nilai  koefisien  perpindahan  panas sangat tergantung pada sifat-sifat thermophysical dari  fluida  kerja,  karenanya penting  untuk  mempelajari  dan  memahami perilaku sifat dari fluida saat terjadi perubahan dari  tingkat  keadaan  kondisi  subkritis  ke superkritis (Lazova, 2015).
Sifat-sifat  termo-fisik  fluida  organik  seperti densitas  dan  panas  spesifik  berubah  dengan sangat drastis disekitar daerah pseudo-critical - nya  (Forooghi,  2014).    Perubahan  temperatur yang kecil akan menyebabkan perubahan yang signifikan dari sifat ini.
Nilai  koefisien  perpindahan  panas  konveksi dibutuhkan untuk menentukan luas permukaan perpindahan  panas.  Koefisien  ini  ditentukan secara  eksperimental  yang  nilainya  sangat tergantung pada variabel-variabel yang mempengaruhi proses konveksi seperti geometri  permukaan,  kondisi  aliran,  sifat-sifat dari fluida dan kecepatan dari fluida. Beberapa eksperimen  memperlihatkan  bahwa  koefisien perpindahan  panas  sangat  tergantung  sekali pada  sifat-sifat  fluida  seperti  viskositas dinamik (  ), konduktifitas termal ( k ), kerapatan (  ), dan panas spesifik ( c p ) (Cengel, 2003).
Beberapa  korelasi  bilangan  Nusselt/koefisien perpindahan  panas  konveksi  pada  tekanan superkritis  diberikan  dalam  (Chen,  2015). Umumnya  korelasi  ini  dikembangkan  untuk fluida  kerja  air.  Beberapa  korelasi  juga dikembangkan  atau  berlaku  untuk  fluida  kerja CO 2 .  Namun  belum  ada  korelasi  yang ditemukan  dan  valid  untuk  fluida  kerja organik, terutama untuk propana.
Oleh  karena  itu,  dengan  mempertimbangkan fenomena dari perubahan drastis dari sifat-sifat termo-fisika  fluida  organik  pada  tingkat keadaan  superkritik  yang  berpengaruh  sangat besar  terhadap  nilai  koefisien  perpindahan panas,  maka  dalam  penelitian  ini  akan diusulkan  suatu  metode  perhitungan  nilai koefisien  perpindahan  panas  konveksi  dari fluida organik superkritis.

## METODE PENELITIAN
Metodologi  atau  pendekatan  yang  akan dilakukan adalah dengan menggunakan metode perhitungan  teoritis  dengan  terlebih  dahulu melakukan  analisis  awal  berdasarkan  literatur- literatur  yang  digunakan.  Jenis  alat  penukar panas yang digunakan adalah jenis pipa ganda aliran  silang.  Metode  ini  merupakan  metode perhitungan koefisien perpindahan panas fluida organik  superkritis.  Koefisien  perpindahan panas  ini  akan  digunakan  untuk  menghitung luas  daerah  perpindahan  panas  dan  panjang pipanya agar dapat memanaskan fluida organik dari temperatur 50 o C sampai temperatur 120 o C pada tekanan diatas tekanan kritisnya. Sebagai fluida  pemanas  digunakan  oli  panas  dengan temperatur  150 o C.  Adapun  langkah-langkah perhitungannya, adalah sebagai berikut:
a. Menentukan  jenis  fluida  organik  yang digunakan  berserta  sifat-sifatnya.  Fluida organik yang digunakan adalah
Harmen, Willy Adriansyah, Abdurrachim, Ari Darmawan Pasek: Metodologi Perhitungan Koefisien Perpindahan Panas Konveksi Paksa Fluida Organik Propana Pada Kondisi Superkritik Jurnal Teknologi 9 (2) pp 89- 96 © 2017
hidrokarbon  propana  (T c =  96,74 o C,  p c = 41,95  bar)  dan  sifat-sifat  dari  fluida  untuk tekanan  dan  temperatur  tertentu  didapat dari perangkat lunak Refprop 9.1
[Lemmon,2010].
b. Menetapkan data masukkan. Sebagai input data  adalah  temperatur  T in,FO ,  T in,FP ,  p FO dan  p FP , ṁ FO dan ṁ FP ,  dan  diameter  dari pipa.  Kemudian  dalam  perhitungan  juga ditetapkan temperatur fluida organik keluar dari HE yang diinginkan.
c. Melakukan  perhitungan  temperatur  fluida panas  yang  keluar  dari  HE.  Karena  pada sekitar titik pseudo-critical perubahan sifat fluida terjadi secara tajam maka perhitungan  dilakukan  secara  bertahap dengan  T yang kecil. Semakin rendah  T akan  semakin  rendah  potensi  kesalahan yang terjadi. Dalam penelitian ini digunakan  T = 1 o C.
T in,FO, T out,FO,  T FO , T in,FP p FO, m dot,FO , d i, d o, D i, D o, Tebak T out,FP T 0,FO = T in,FO T 0,FP = T out,FP T n,FO = T 0,FO +  T FO Hitung Q
Hitung T n,FP Hitung  T LM
Hitung u m,FO & u m,FP
Hitung Re ,FO & Re ,FP
Hitung Nu ,FO & Nu ,FP
Hitung h c,FO & h c,FP Mulai Si fa t- si fa t fl ui da o rg an ik (D at ab as e d Re fp ro p 9. 1) h ,  , n , k , Pr Hitung U Hitung A s Hitung L n L = S L n T n,FO = T out,FO T 0,FO,baru = T n,FO T n,FO, baru = T 0,FO, baru +  T FO Tidak Ya T n,FP = T in,FP ± e e = error = 10 -5 Ya Tidak Berhenti T out,FP,baru = T out,FP + (T in,FP - T n,FP )/2
Gambar  1 .  Metodologi  perhitungan  luas daerah  perpindhan  panas  dan  panjang  pipa untuk double pipe HE superkritik
Proses  perhitungan  selanjutnya  mengikuti prosedur  seperti  yang  diberikan  pada  Gambar 1.
Fluida organik Fluida panas Oli panas Propana T = 150 o C T = 150 o C T = 120 o C T = 50 o C T 0 T 1 T 0 +  T T 1 +  T T n-2 +  T T n T n-1 T n-2 T 2 T n-1 +  T T n-3 +  T FP FO Q T 0 T 0 T 1 T 1
Gambar  2 .  Sketsa  segmentasi  perhitungan proses perpindahan panas
Gambar  2  memperlihatkan  proses  segmentasi perhitungan  perpindahan  panas.  Pada  segmen pertama  T 0 FO  sama  dengan  temperatur  FO memasuki double  pipe HE  atau  sebesar  50 o C. dengan  T = 1 o C, maka T 1,FO = 51 o C. Dengan memisalkan  T 0,FP atau  temperatur  FP  keluar dari HE, maka dengan menggunakan Persamaan 1 T 1,FP dapat dihitung.
(1)
Nilai  bilangan  Nusselt  dari  FO  dihitung menggunakan  korelasi  Dittus-Boelter  dan korelasi  Gnielinski  (Pers.  2  dan  Pers.  3). Bilangan  Nusselt  dari  FP  dihitung  melalui korelasi Dittus-Boelter.
(2) (3)
Setelah  nilai  bilangan  Nusselt  untuk  setiap fluida didapatkan maka nilai koefisien perpindahan  panas  konveksi  dari  masing- masing fluida dapat dihitung.
Perhitungan  dilakukan  sampai  T n,FO =  120 o C. Kemudian  dilakukan  pengecekan  terhadap temperatur  FP  masuk  HE.  Apabila  T n,FP = 150 o C  dengan  error ± 10 -5 telah  tercapai,  maka dilanjutkan  dengan  perhitungan  panjang  total dari  HE-nya.  Namun  bila  nilainya  belum mencapai nilai tersebut diatas, maka perhitungan  diulang  dengan  pemisalan  harga temperatur FP keluar HE yang baru.

## HASIL DAN PEMBAHASAN

## Panas  spesifik  dan  densitas  propana  pada tekanan superkritis (p = 50 bar)
Salah  satu  karakteristik  sifat-sifat  termo-fisika dari fluida superkritik adalah adanya perubahan sifat yang sangat tajam pada sekitar titik pseudo-critical -nya.  Pada  Gambar  3 diperlihatkan dua sifat tersebut, yaitu perubahan densitas dan panas spesifik propana terhadap temperatur pada tekanan 50 bar.
Gambar  3 .  Perubahan  densitas  dan  panas spesifik  propana  pada  kondisi  superkritik  (p  = 50 bar)
Densitas  propana  pada  fase  cair  menurun dengan meningkatnya temperatur fluida. Untuk laju  aliran  massa  dan  luas  penampang  pipa yang  konstan,  maka  penurunan  densitas  ini akan meningkatkan laju aliran fluida. Kemudian  viskositas  fluida  juga  berkurang dengan  meningkatnya  temperatur.  Sehingga kenaikkan kecepatan dan menurunnya viskositas  fluida  akan  meningkatkan  nilai bilangan  Reynolds  dan  seterusnya  juga  akan meningkatkan  nilai  koefisien  perpindahan panas konveksinya.
Dari  Gambar  3  juga  terlihat  bahwa  adanya peningkatan  nilai  panas  spesifik  secara  tajam setelah  mencapai  temperatur  kritis  sampai temperatur pseudo-critical pada  tekanan  50 bar.  temperatur pseudo-critical dari  propana pada  tekanan  50  bar  ini  berada  antara temperatur  105 o C  –  107 o C.  Peningkatan  panas spesifik akan meningkatkan kemampuan fluida untuk  menyerap  panas  pada  beda  temperatur yang  sama.  Sehingga  dari  karakteristik  sifat- sifat  termo-fisika  dari  fluida  pada  kondisi superkritik ini dapat diperkirakan akan mampu meningkatkan  kemampuan  fluida  organik dalam  menyerap  energi  dari  sumber  panas.
Selanjutnya,  adanya  perubahan  sifat  yang drastis  ini  membutuhkan  perhitungan  luas dimensi HE yang lebih detail atau perhitungan luas  permukaan  HE  dilakukan  untuk  luas permukaan  segmen  yang  sekecil  mungkin [Schröder, 2014].

## Distribusi temperatur propana dan oli pada double pipe HE
Distribusi  temperatur  disepanjang  pipa  HE untuk  setiap  segmennya  dihitung  berdasarkan metodologi  yang  diberikan  pada  sub  bagian diatas dan seperti diagram alir pada Gambar 3. Propana  bertekanan  50  bar  pada  laju  aliran volume 1 liter/menit (0,00774433 kg/s) dengan temperatur  50 o C  dipanaskan  oleh  oli  panas dengan  merek  dagang  Therminol  ADX-10 hingga  temperaturnya  mencapai  120 o C.  untuk keperluan  tersebut  diperlukan  oli  panas sebanyak  10  liter/menit  (0,13648333  kg/s) bertemperatur  150 o C.  distribusi  temperatur propana  dan  oli  panas  digrafikkan  seperti Gambar 4 berikut.
Gambar  4 .  Pola  temperatur  fluida  propana pada  tekanan  superkritik  dan  distribusi temperatur oli
Pada fase cair peningkatan temperatur propana lebih  cepat  dibandingkan  dengan  peningkatan temperaturnya  pada  fase  gas.  Peningkatan temperatur ini akan semakin landai saat berada disekitar  titik pseudo-critical .  Ini  disebabkan karena  tingginya  nilai  panas  spesifik  pada kondisi  tersebut.  Dari  pola  ini  juga  dapat  di nyatakan  bahwa  penggunan  asumsi  satu  nilai  T LM yang  dihitung  berdasarkan  temperatur masuk dan temperatur keluar dari kedua fluida dalam  keseluruhan  perhitungan  tidak  dapat dilakukan (Karellas, 2012).
Temperatur  oli  panas  keluar  dari  HE  masih cukup  tinggi  yaitu  sekitar  141,4394 o C. perbedaan  terkecil  antara  temperatur  propana dan  temperatur  oli  panas  atau  yang  disebut
Harmen, Willy Adriansyah, Abdurrachim, Ari Darmawan Pasek: Metodologi Perhitungan Koefisien Perpindahan Panas Konveksi Paksa Fluida Organik Propana Pada Kondisi Superkritik Jurnal Teknologi 9 (2) pp 89- 96 © 2017
juga dengan perbedaan temperatur pinch point (  T pp )  masih  cukup  besar  sekitar  30 o C.  Masih tingginya  temperatur  oli  yang  keluar  dari  HE menunjukkan  bahwa  HE  masih  berpeluang besar  untuk  dilakukan  optimasi.  Optimasi dapat  dilakukan  dengan  memperkecil  laju aliran  massa  oli  dan  atau  meningkatkan  laju aliran  massa  propana.  Pengurangan  dan peningkatan  laju  aliran  massa  fluida  ini  juga akan meningkatkan luas permukaan perpindahan  panas  dan  atau  meningkatkan panjang pipa.
Prediksi Koefisien perpindahan panas konveksi ( h ) dari propana pada tekanan superkritis
Koefisien perpindahan panas konveksi propana dihitung menggunakan persamaan 4 berikut.
(4)
Nilai  bilangan  Nusselt  dihitung  menggunakan korelasi Dittus-Boelter dan korelasi Gnielinski (Pers.  2  dan  Pers.  3).  Hasil  perhitungan koefisien  perpindahan  panas  konveksi  untuk setiap  segmen  sepanjang  pipa  HE  digrafikkan seperti Gambar 5.
Gambar  5 .  Perubahan  koefisien  perpindahan panas  konveksi  terhadap  temperatur  pada kondisi superkritis.
Berdasarkan Gambar 5 terlihat bahwa perhitungan  koefisien  perpindahan  panas konveksi propana dengan menggunakan kedua korelasi  tersebut  memperlihatkan  pola  yang sama.  Nilai h naik  secara  perlahan  pada  fase cair,  kemudian  setelah  mencapai  temperatur kritisnya naik dengan tajam sampai temperatur pseudo-critical ,  selanjutnya  turun  dengan tajam pula sampai temperatur 120 o C.
Perbedaan  nilai h antara  korelasi  Dittus- Boelter  dan  Gnielinski  pada  fase  cair  tidak besar,  tapi  pada  sekitar  titik pseudo-critical nilai  ini  berbeda  cukup  signifikan.  Rata-rata perbedaannya  adalah  sebesar  87,97  W/(m 2 . o C)
dengan  perbedaan  mini-mum  dan  maksimum sebesar 32,05 W/(m 2 . o C) dan 323,09
W/(m 2 . o C).  untuk  menentukan  korelasi  mana yang lebih valid untuk digunakkan memerlukan  data  eksperimental  dan  atau hasil simulasi  sebagai  pembandingnya.  Besarnya nilai  perbedaan  ini  juga  akan  berpengaruh terhadap  perhitungan  luas  daerah  perpindahan panas dan panjang pipanya.
Menurut  (Kang,  2009),  pola  perubahan  nilai koefisien  perpindahan  panas  seperti  ini  dibagi menjadi  tiga  kondisi  yaitu,  kondisi  normal, kondisi  peningkatkan  dan  kondisi  penurunan yang  drastis  dari  nilai  koefisiennya.  Pola seperti  ini  terjadi  bila  temperatur  dinding perpindahan panas lebih tinggi dari temperatur pseudo-critical fluida  dan  lebih  tinggi  dari temperatur curah ( bulk ) fluida atau T w >T pc >T b .

## Luas permukaan perpindahan panas dan panjang pipa
Luas  permukaan  perpindahan  panas  untuk setiap  segmen  dihitung  dengan  menggunakan Pers. 5.
(5)
Sedangkan panjang pipanya dihitung melalui persamaan 6 berikut ini.
(6)
Gambar 6 . Panjang pipa SHE tipe double pipe untuk  memanaskan  propana  dari  temperatur 50 o C - 120 o C pada p = 50 bar.
Gambar  5  memperlihatkan  pola  perubahan panjang  pipa  SHE  tipe double  pipe yang digunakan  untuk  memanaskan  propana  dari temperatur  50 o C  -  120 o C  pada  tekanan  50  bar untuk  setiap  5 o C  kenaikkan  temperatur propana.  Untuk  keperluan  ini  total  panjang pipa  yang  dibutuhkan  adalah  sebesar  5,595  m
bila perhitungan bilangan
Nusseltnya menggunakan  korelasi  Dittus-Boelter  dan sebesar 5,469 m dengan menggunakan korelasi Gnielinski atau  dengan  perbedaan  sebesar  126 mm.  Untuk  laju  aliran  yang  lebih  besar,  maka perbedaan  ini  menjadi  sangat  berpengaruh terhadap optimalisasi dari alat pemindah panas. Sehingga  untuk  mendapatkan  perhitungan panjang pipa dan luas permukaan perpindahan panas yang tepat diperlukan korelasi
perpindahan  panas  konveksi  yang  sesuai
dengan  fluida  yang  digunakan  dan  kondisi operasi yang diterapkan.
Pada  daerah  sekitar  titik pseudo-critical , dibutuhkan panjang pipa yang jauh lebih besar dari  daerah  lainnya  untuk  meningkatkan temperatur  propana  sebesar  5 o C.  Walaupun untuk  daerah  ini  nilai  koefisien  perpindahan panasnya  paling  tinggi,  tapi  pada  daerah  ini juga  terjadi  perpindahan  panas  yang  paling tinggi.

## KESIMPULAN
Dari hasil penelitian ini memberikan kesimpulan sebagai berikut:
1. Metodologi yang diusulkan pada penelitian ini  secara  teoritik  dapat  digunakan  untuk menghitung prediksi nilai koefisien perpindahan  panas  dari  propana  pada tekanan diatas tekanan kritisnya.
2. Nilai h yang dihasilkan melalui perhitungan ini dapat digunakan sebagai nilai prediksi h dalam merancang HE yang akan digunakan mendapatkan  nilai h dari  data  hasil pengujian.
3. Selanjutnya  nilai  h  hasil  perhitungan  dari data  eksperimental  dan  atau  hasil  simulasi dapat  digunakan  sebagai  data  pembanding nilai h yang  diperoleh  dari  perhitungan teoritis berbagai korelasi yang ada.
4. Untuk  memanaskan  propana  pada  tekanan diatas  tekanan  kritisnya  (pada  p  =  50  bar) dari  dari  temperatur  50 o C  -  120 o C  dalam HE  tipe  pipa  ganda  aliran  silang  dengan diameter  pipa  bagian  dalam  dan  luarnya  d i = 8 mm, d o = 2 mm, D i = 22,4 mm, dan D o =  25  mm,  diperlukan  panjang  pipa  sebesar 5,595 m bila perhitungan bilangan Nusseltnya  mengguna-kan  korelasi  Dittus- Boelter  dan  sebesar  5,469  m  dengan menggunakan korelasi Gnielinski.

## UCAPAN TERIMA KASIH
Penulis  mengucapkan  terima  kasih  kepada Kementrian  Riset  dan  Pendidikan  Tinggi  RI yang  telah  memberikan  dana  beasiswa  S3 BPPDN dan dana Hibah Penelitian Doktor TA 2017.

## DAFTAR PUSTAKA
Baik  Y.  J.,  Kim  M.,  Chang  K.  C.,  Lee  Y.  S., dan  Yoon  H.  K.,  2013,  A  comparative study  of  power  optimization  in  low- temperatur  geothermal  heat  source  driven R125 transcritical cycle and HFC organic Rankine  cycles, Renewable  Energy vol. 54, 78–84.
Cengel, Y. A., 2003, Heat transfer: a practical approach ,  McGraw  Hill  Book  Company, USA.
Chen, W., Fang, X., Xu, Y., dan Su, X., 2015,
An  assessment  of  correlations  of  force convection  heat  transfer  to  water  at supercritical  pressure, Annals  of  Nuclear Energy vol. 76, 452-460 Forooghi P. dan Hooman K., 2014,
Experimental  analysis  of  heat  transfer  of supercritical fluids in plate heat exchangers, International Journal of Heat and Mass Transfer vol. 74, 443-459.
Gu  Z.  dan  Sato  H.,  2001,  Performance  of supercritical cycles  for  geothermal binary design,
Energy Conversion and
Management vol. 43, 961–971.
Javanshir  A.  dan  Sarunac  N.,  2017,  Ther- modynamic  analysis  of  a  simple  Organic Rankine Cycle, Energy vol. 118, 85–96.
Kang,  K.  H.  dan  Chang,  S.  H,  2009,
Experimental  study  on  the  heat  transfer characteristics during the pressure transients  under  supercritical  pressures, International  Journal  of  Heat  and  Mass Transfer vol. 52, 4946–4955, doi:10.1016/ j.ijheatmasstransfer.2009.06.005.
Karellas, S. dan Schuster, A., 2008, Supercritical  fluid  parameters  in  organic Rankine  cycle  applications, International
Journal of Thermodynamics vol. 11, 101– 108.
Karellas,  S.,  Schuster,  A.,  dan  Leontaritis, A.D.,  2012,  Inﬂuence  of  supercritical
ORC  parameters  on  plate  heat  exchanger design, Applied Thermal Engineering vol.
33-34,
70–76, doi:10.1016/j.applthermaleng.
2011.09.013.
Lazova  M.,  Daelman  S.,  Kaya  A.,  Huisseune H., dan De Paepe M., 2014, Heat Transfer in  Horizontal  Tube  at  Supercritical Pressure  for  Organic  Rankine  Cycle applications,
10 th International
Conference  on  Heat  Transfer,  Fluid Mechanics  and  Thermodynamic s  14–16 July 2014 Orlando, Florida. Lazova  M.,  Daenens  D.,  Kaya  A.,  Belleghem M.V.,  Kosmadakis  H.H.,  Manolakos  D.,
Paepe M.D., 2015, Design of a supercritical  heat  exchanger  for  an
integrated  CPV/T  Rankine  cycle, 3 rd International  Seminar  on  ORC  Power Systems ,  2-4  Oktober  2015,  Brussels, Belgia.
Lemmon  E.W.,  Huber  M.I.,  McLinden  M.O., 2010,  NIST  standard  reference  database 23:  Reference  Fluid  Thermodynamic  and Transport  Properties-REFPROP,  version
9.1,  National  Institute  of  Standard  and
Technology,  Standard  Reference  Data Program, The U.S. secretary of Commerce.
Schuster  A.,  Karellas  S.,  dan  Aumann  R.,
2010, Efficiency optimization potential in super-critical  Organic  Rankine  Cycles, Energy vol. 35, 1033–1039.
Schröder,  E.,  Neumaier,  K.,  Nagel,  F.,  dan Vetter, C., 2014, Study on heat transfer in heat  exchangers  for  a  new  supercritical organic  Rankine  cycle, Heat  Transfer Engineering , vol. 35, 1505-1519.