DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

Bab

6 DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI 6.1

UMUM Bangunan air yang akan dibuat desain rinci untuk pembangkit listrik tenaga minihidro PLTM-Pekatan NTB ini terdiri dari: 1. bendung, mencakup desain mercu bendung; lebar bendung, kolam olak; bangunan pengambilan; bangunan pembilas 2. saluran, mencakup saluran penghantar; bak penenang; pipa pesat; saluran pembuang; bangunan kantong lumpur

6.1.1

Data Hidrologi Sungai Desa/Kampung Areal Penggunaan tanah Firm flow Design Flow PMF Flood flow Design flow Curah hujan rata-rata Kelembaban rata-rata

6.1.2

: Segare : Dasan Tengak/Pekatan : 109 km2 : hutan sekunder, semak belukar, kebun rakyat. : 0.85 m3/detik : 5.23 m3/detik : 938 m3/detik : 375 m3/detik (100 tahun) : 342 m3/detik (50 tahun) : 5.4 mm/hari : 81.4%

Data Geoteknik 1. kondisi tanah permukaan (top soil) disekitar poros bendung pada tebing kiri dan kanan setebal (1.4-2.2) m terdiri dari silty sand dan sand (non plastis) dengan nilai kekuatann tekan qu = (0.4-1.3) kg/cm2, berat volume γm= (1.66-1.7)t/m3, kohesi c =(0.35-0.76) Kg/cm2, sudut perlawanan geser φ = 8.90-9.50. 2. kondisi geologi teknik disepanjang saluran penghantar pada lapisan tanah atas atau top soil dengan ketebalan (1.8-2.6)m merupakan silt dan sand. Dibawah lapisan tersebut terdapat batuan dasar berupa lapisan endapan breksi volkanik. Hasil pengujian laboratorium lapisan tanah bagian atas memperlihatkan nilai berat volume γm= (1.65-1.78)t/m3, γdmaks= (1.525-1.66)t/m3, Wopt = 20.5-28.5%, CBR pada 95%γdmaks= 6.8-8.6%.

BAB VI DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

VI - 1

Laporan Tugas Akhir ”Analisis Alternatif Skema PLTM dan Desain Rinci PLTM(Pembangkit Listrik Tenaga Minihidro)” Pekatan, Lombok –Nusa Tenggara Barat

3.

kondisi geoteknik pada lokasi bak penenang untuk lapisan tanah bagian atas (top soil) berupa silt dan sand dengan ketebalan (2.2-5)m, memiliki parameter hasil pengujian laboratorium dengan berat volume γm= (1.54-1.75)t/m3. kekuatan tekan qu= 1.44 kg/cm2 dan kekuatan geser tanah C= 1.1 Kg/cm2, sudut geser dalam φ = 12.70, batuan dasar dibawahnya berupa breksi vulkanik. Secara struktural bak penenang harus terletak pada pondasi yang mempunyai daya dukung yang baik, stabil dan aman terhadap penurunan.

4.

kondisi geoteknik sepanjang jalur pipa pesat terdiri dari 2 lapisan tanah atas atau top soil dengan ketebalan antara (1-5)m berupa sandy silt dengan berat volume γm= (1.54-1.7)t/m3. kuat tekan =1.44 Kg/cm2, kohesi C =1.1 Kg/cm2 sudut perlawanan geser dalam φ = 12.70, γdmaks= (1.39-1.89)t/m3, Wopt = 1426.25%, CBR rencana = (10.4-11)%. Lapisan bawah top soil berupa batuan dasar jenis breksi/lava.

6.1.3

Data Teknis Gross head

: 17.93 m

Net head

: 17.5 m

Elevasi mercu

: +71.05 m

Panjang saluran pembawa

: 600 m

Panjang pipa pesat

: 140 m

Panjang jalan masuk

: 300 m

Kapasitas

: 682 kW

Produksi

: 4,337,533 kWh

6.2

DESAIN BANGUNAN UTAMA

6.2.1

Lokasi bendung Bendung PLTM pekatan direncanakan sebagai bendung tetap tipe pelimpah dengan mercu bulat satu jari-jari dan peredam energi tipe bak tenggelam. Muka hulu mercu vertikal dan kemiringan muka hilir mercu 1 : 1. Badan bendung terbuat dari pasangan batu dengan lapisan beton pada permukaannya. Debit banjir rencana yang diperhitungkan untuk perencanaan adalah Q50 = 342 m3/det. Lokasi bendung pekatan terletak pada sungai segare dengan koordinat: • X : +9490.7 m • Y : +4178.5 m


VI - 2


• Z : +65.0 m Lebar sungai rata-rata pada kondisi bendung adalah 40 meter dengan kemiringan hidrolik 1.5%.

6.2.2

Mercu bendung Dari hasil pengukuran topografi dan perhitungan kehilangan dan elevasi muka air serta beda tinggi akibat kemiringan, elevasi mercu bendung diketahui sebagai berikut: Elevasi muka air bak penenang : 70,33 m Kehilangan energi total : 0,58 m Beda tinggi akibat kemiringan : 0,14 m+ Elevasi mercu bendung : 71,05 m Elevasi dasar sungai : 65 m Tinggi bendung :6m Perhitungan untuk menentukan mercu bendung dan muka air rencana dilakukan dengan menggunakan persamaan tinggi energi debit untuk bendung ambang pendek dengan pengontrol segi empat, yaitu : Q = Cd 2

2 g BeH 11.5 3 3 Koefisien debit Cd adalah hasil dari: Co yang merupakan fungsi H1/r (gambar 6.1) C1 yang merupakan fungsi p/H1(gambar 6.2) Harga-harga Co pada gambar 6.1 valid apabila mercu bendung tinggi di atas dasar rata-rata alur pengarah (p/H1>1.5), untuk harga – harga p yang kurang dari 1.5 maka gambar 6.2 dapat dipakai untuk menentukan faktor pengurangan C1. Tekanan pada mercu adalah fungsi antara perbandingan antara H1 dan r (H1/r) gambar . untuk menghindari bahaya kavitasi lokal, tekanan minimum pada mercu bendung harus dibatasi sampai -1 m. Tekanan air jika mercu bendung terbuat dari pasangan batu. Jari-jari mercu bendung pada pasangan batu akan berkisar antara 0.3-0.7 kali Hmax.

Gambar 6. 1 Harga-harga koefisien Co untuk bendung ambang bulat sebagai fungsi perbandingan H1/r. BAB VI DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

VI - 3


Gambar 6. 2 Koefisien C1 sebagai fungsi perbandingan p/H1

Gambar 6. 3 Tekanan pada mercu bendung bulat sebagai fungsi perbandingan H1/r

6.2.3

Lebar bendung Lebar bendung yaitu jarak antara pangkal-pangkalnya diambil sama dengan lebar rata-rata sungai pada bagian yang stabil. Lebar efektif mercu bendung (Be) dihubungkan dengan lebar mercu yang sebenarnya (B) yaitu jarak antara pangkalpangkal bendung ditentukan dengan persamaan berikut: Be = B − 2(nKp + Ka )H 1 Dimana: B = lebar bersih bendung N = Jumlah pilar Kp = Koefisien kontraksi pilar Ka = Koefisien kontraksi pangkal bendung Pada tubuh bendung dilengkapi dengan pintu bilas sebanyak 2 buah, pintu dipisahkan pilar dengan lebar 1 meter. Data perhitungan: Q : 342 m3/s R : 1,3 m P :6m B : bsungai-n(bpembilas) n : jumlah pilar bangunan pembilas. B = 40-(2 x 1m) = 38 m


VI - 4


Lebar efektif mercu bendung: Be = B-2(nKp+Ka)H1 Be = 38- 2(2 x 0,001+0,1)H1 Be = 38 – 0,24 He Nilai He belum diketahui sehingga mencari lebar efektif harus menggunakan proses trial dan error. Tabel 6. 1 Perhitungan desain mercu bendung PLTM Pekatan

Q50 3 m /s 342

Be

p

m

m

16 36.7 37.37 37.37

6.05 6.05 6.05 6.05

r

Cd

m

H1

H1/r p/H1

m

Grafik C0

C1

p/pg p/pg

1.3 1 5.4 4.15 1.12 1.373 0.93 -0.462 -2.49 1.3 1.28 2.64 2.03 2.3 1.35 0.943 -0.245 -0.65 1.3 1.27 2.61 2.01 2.32 1.35 0.943 -0.245 -0.64 1.3 1.27 2.61 2.01 2.32 1.35 0.943 -0.245 -0.64

Dari perhitungan diperoleh: Lebar efektif bendung :37,37 m Koefisien debit : 1,27 Tinggi energi hulu H1 : 2,61m 6.2.4

Kolam Olak Banjir diperkirakan akan mengangkut batu-batu bongkah, oleh karena itu digunakan bangunan peredam energi tipe bak tenggelam (bucket type). Diketahui Debit banjir desain : 342 m3/s Lebar efektif bendung : 37,37 m Perencanaan kolam olak adalah sebagai berikut: • Debit satuan : 342 q= = 9,15m 3 / s 37,37 •

Kedalaman kritis: hc = 3

• • •

9,15 2 = 2,04m 9,81

Tinggi energi hulu : H1= 73,61 m Tinggi energi hilir: H2 = 68,2 m Selisih tinggi energi: Δh = H 1 − H 2

Δh = 73,61 − 68,2 = 5,41m


VI - 5


•

Radius lengkung: ΔH 5,41 = = 2,65 2,04 hc Rmin = 1,6 berdasarkan gambar 6.4 hc

jari-jari lengkung minimum = 1,6 x 2,04 = 3,26 m diambil 4m. •

Kedalaman air minimum, Tmin T min = 2 , 44 m hc T min = 2 , 44 × 2 , 04 = 4 , 98 m

(lihat gambar 6.5)

diambil 5 meter Lantai lindung = 0,1 x R = 0,4 m. Diambil 1,1 meter.

Gambar 6. 4 Jari-jari minimum bak tenggelam

Gambar 6. 5 Batas minimum tinggi air hilir


VI - 6


Gambar 6. 6 Dimensi kolam olak

6.2.5

Perencanaan Intake di Bendung

Kebutuhan rencana untuk bangunan pengambilan sama dengan debit yang direncakan untuk saluran, yaitu 1,2 x Qrencans . Tetapi dengan adanya kantong lumpur, debit rencana pengambilan ditambah 20% sehingga debit rencana pengambilan adalah 1,2xQsaluran. Elevasi ambang diambil 4.89 m diatas dasar sungai, sehingga elevasi dasar bangunan pengambilan diketahui +69.95 m. Elevasi muka air sebelum pintu pengambilan pada keadaan normal +71.03 m, sehingga tinggi dan lebar bersih bukaan bangunan pengambilan menjadi : a = 71.03 –0.2-69.95 = 0.88 m b =Q/v*a = 6.28/1.6*0.88 = 4.5 m Tabel 6. 2 Perhitungan dimensi intake

Qrencana

Qsaluran

3

3

m /s 3.6 4.08 4.64 5.23 5.78

• • • •

m /s 5.18 5.88 6.68 7.53 8.32

µ

z

b

a

v

0.8 0.8 0.8 0.8 0.8

m 0.2 0.2 0.2 0.2 0.2

m 4.5 4.5 4.5 4.5 4.5

m 0.73 0.82 0.94 1.06 1.17

m/det 1.58 1.58 1.58 1.58 1.58

npilar

bpilar

bpintu

2 2 2 2 2

m 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5

m 1.5 1.5 1.5 1.5 1.5

Debit rencana, Qrencana = 5.23 m3/det Debit saluran, Qsaluran =1.2 x Qrencana = 6.28 m3/det Debit Intake Qintake =1.2 x Qsaluran = 7.53 m3/det Debit Intake


VI - 7


Qint ake = μ × b × a × 2 gz

•

Lebar intake : b =

• • • • • • • • • •

6.2.6

Q int

μ × a×

ake

2 gz

Lebar intake Koefisien Kehilangan pada bukaan Tinggi bukaan Kecepatan masuk Tebal pilar Lebar pintu intake Jumlah pintu Elevasi dasar sungai Elevasi dasar intake

= 4,5 m = 0,8 (pengambilan tenggelam) = 0,2 m = 1,06 m = 1,58 m/det = 0,5 m = 1,5 m = 2 buah = 65 m = 69,89 m

Perencanaan Pembilas pada Bendung

Bangunan pembilas direncanakan sebagai pembilas bawah dengan pertimbangan untuk mencegah masuknya angkutan sedimen dasar dan fraksi pasir kedalam pengambilan. Mulut pembilas bawah ditempatkan dihulu pengambilan dimana ujung pembilas membagi dua lapisan, lapisan atas mengalir ke pengambilan dan lapisan bawah mengalir melalui saluran pembilas bawah lewat bendung. Pintu diujung pembilas bawah akan tetap terbuka selama aliran air rendah pada musim kemarau pintu pembilas tetap ditutup agar pintu tidak tersumbat, pintu tersebut akan dibuka setiap hari selama beberapa waktu tertentu. Lebar bersih bangunan pembilas adalah 0.6 lebar total pengambilan. = 342 m3/det • Debit rencana = 9,15 m3/det/m lebar • Debit diatas mercu,q = 0,6x lebar pengambilan = 3,3 m • Lebar bersih bangunan pembilas • Jumlah pintu pembilas = 2 buah = 1 buah • Jumlah pilar pintu bilas = 1,65 m • Lebar pintu bilas = 1,52 m/det • Kecepatan pembilasan Tabel 6. 3 Dimensi pintu bilas


VI - 8


6.2.7

Q100

Qrencana

3

m /s

3

bbilas

m /s

m

342

4.32 4.9 5.57 6.28 6.94

3.3 3.3 3.3 3.3 3.3

nbilas

bpilar

pintu

m 1 1 1 1 1

1 1 1 1 1

1.65 1.65 1.65 1.65 1.65

Perencanaan Dimensi Kantong Lumpur i. Ukuran partikel rencana

= 7,9 .10-4mm = 4,81.10-2 mm

Sedimen layang yang terkandung dalam air (a) Kecepatan endap (w) Tabel 6. 4 Ukuran partikel sedimen

diameter (m) kecepatan endap (m/det)

5 0.25

2 0.2

1 0.15

0.5 0.075

0.25 0.03

0.125 0.01

0.063 0.003

0.05 0.002

ii. Volume kantong lumpur

Rumus: V = a × Qn × T dimana:

a Qn T

= sedimen yang harus diendapkan = debit rencana = 6.28 m3/det = Periode pembilasan (1/2 bulan)

V = a × Qn × T V = 642.56 m3 iii. Luas permukaan rata-rata Q Rumus : LB = n w 2 LB = 1305.7 m Syarat : L/B >8 L >102.2 m B < 12.78 m Tabel 6. 5 Perhitungan dimensi kantong lumpur

Qrencana

Qs

3

3

m /s 4.32 4.9 5.57 6.28 6.94

m /s 5.18 5.88 6.68 7.53 8.32

a mm 0.00079 0.00079 0.00079 0.00079 0.00079

w

T

m/det bulan 0.0481 0.5 0.0481 0.5 0.0481 0.5 0.0481 0.5 0.0481 0.5


V 3

m

442.3 501.27 570.07 642.56 710.14

LB 2

m

898.8 1018.6 1158.4 1305.7 1443.3

B

L

m m 10.6 84.8 11.28 90.27 12.03 96.27 12.78 102.2 13.43 107.44

VI - 9


iv. Penentuan kemiringan pada saat kantong lumpur hampir penuh

Kecepatan yang perlu direncanakan sehingga dapat mencegah tumbuhnya vegetasi dan agar pertikel yang lebih besar tidak langsung mengendap dihilir pengambilan. Koefisien kekasaran Ks diambil untuk dasar dari pasangan batu. Penampang terbentuk trapesium dengan kemiringan 1:1. perhitungannya adalah sebagai berikut: • Kecepatan pengendapan = 0.4 m/det • Koefisien kekasaran, Ks = 45 • Luas tampungan, An= Qn/Vn = 15.69 m2 • Lebar puncak = 12.14 m • Kedalaman air hn = 1.23 m mkolam =1 • Luas trapesium = 13.42 m • Keliling basah Pn = 15.02 m Rn = An/Pn = 1,04 m • Kemiringan in = 0,00007 v. Penentuan kemiringan pada saat kantong lumpur kosong/pembilasan

• • • • • • • • • • •

vi.

Kecepatan pengurasan = 1.5 m/det Debit pengurasan, Qs =1,2 Qn = 6.28 m3/det Luas tampungan, As= Qs/Vs = 4.18 m2 Lebar dasar = 11.55 m Kedalaman air hs =As/b = 0.36 m Keliling basah Ps = 12.27 m (persegi) Rs = As/Ps = 0.34 m Koefisien kekasaran, Ks = 40(pembilasan) Kemiringan is = 0.0059 Pembilasan dilakukan pada aliran subkritis (Fr<1)= 0.8 Volume kantong lumpur =0.5*b*L+0.5*b(is-in)L2= 642.56 m3 Panjang kantong lumpur = 85 m

V = 0.5b × L + 0.5b(i s − in )L2

Efisiensi kantong lumpur Telah diperoleh parameter kantong lumpur yaitu: = 85 m • Panjang kantong lumpur • Kedalaman air hn = 1.23 m • Kecepatan rencana = 0.4 m/det


VI - 10


• • • •

Kecepatan endap rencana Diameter yang sesuai Diameter rencana Kecepatan endapan rencana w w/ w0 w/ vn dari grafik camp diperoleh efisiensi

= 0.00571 m/det = 0.063 mm = 0.0079 mm = 0.0048 m/det = 0.84 = 0.012 = 0.68

Gambar 6. 7 Grafik pembilasan sedimen Camp untuk aliran turbulen

6.2.8

Perencanaan Saluran Pembawa

Bentuk saluran pembawa : TRAPESIUM • Debit rencana • Debit saluran, Qs • Panjang saluran,L • Kemiringana saluran, S=1:1000 • Kemiringan talud • Kekasaran manning (pasangan batu) • Lebar dasar saluran,b • Kedalaman saluran, y • Luas penampang, A • Keliling basah, P • Jari-jari hidrolik, R • Kecepatan disaluran • Tinggi jagaan, w BAB VI DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

= 5.23 m3/det = 6.28 m = 600 m = 0.0003 = 0.25 = 0.0167 = 4.5 m = 1.35 m = 6.53 m2 = 7.28 m = 0.9m = 0.96 m2/detik = 0.3 m VI - 11


•

6.2.9

Elevasi dasar saluran setelah intake = +69.95m

Pipa Pesat

Pipa pesat direncanakan terletak pada permukaan bertumpu pada pondasi dan pada belokan diperkuat dengan angker blok. Perhitungan meliputi dimensi pipa, kehilangan tinggi tekan dan struktur pendukungnya. Diameter pipa pesat dihitung dengan persamaan yang hanya tergantung dari besarnya aliran (debit rencana) yang akan melewatinya, yaitu: • Persamaan diameter pipa pesat D = 0,72Q 0,5 • • • • • •

Debit rencana Diameter pipa pesat 0.72*5.230.5 Panjang pipa pesat D + 20 Tebal pipa pesat, t = in 400 Tebal pipa pesat yang diambil Kecepatan, v

= 5,23 m3/det = 1,65 m = 120 m = 0,2121 in= 0,0054m = 6 mm = 2,46 m/det

Tabel 6. 6 Perhitungan dimensi pipa pesat

Qrencana 3

m /s 4.32 4.9 5.57 6.28 6.94

• • • • •

D

L

m 1.37 1.45 1.55 1.65 1.73

m 120 120 120 120 120

tebal pipa t0 0.1845 0.1931 0.2027 0.2121 0.2204

Kekasaran ekivalen,e Kekasaran relatif, e/d Viskositas kinematik Bilangan reynolds Faktor gesekan,

v t0 6 6 6 6 6

m/s 2.46 2.46 2.46 2.46 2.46

= 0,00015 = 0,000091 = 8,93. 10-7 m2/det = 4,53 106 = 0,0123

Tabel 6. 7 Perhitungan kehilangan akibat gesekan pada pipa pesat


VI - 12


ε ε/d 0.0015 0.00011 0.0015 0.000103 0.0015 0.0000967 0.0015 0.0000911 0.0015 0.0000867

8.93E-07 8.93E-07 8.93E-07 8.93E-07 8.93E-07

Re 3760000 4000000 4270000 4530000 4760000

f 0.0127 0.0125 0.0124 0.0123 0.0121

hf 0.41 0.38 0.35 0.33 0.31

6.2.10 Bak penenang

Kolam penenang ditempatkan sebelum intake pipa pesat untuk memperoleh dan mengatur aliran yang stabil menuju pipa pesat. Kolam penenang direncanakan berbentuk segiempat. Dimensi kolam penenang : B=3b L=2B Dimana: B : lebar kolam penenang L : panjang kolam penenang b : lebar saluran penghantar persamaan untuk menghitung kedalaman air dikolam penenang yang arah alirannya tegak lurus dengan arah aliran pipa pesat adalah: h =S+D S = 0.54 v D0.5 Dimana: h = kedalaman air dikolam penenang S = kedalaman air diatas pipa pesat v = kecepatan aliran pipa pesat D = diameter pipa pesat Perhitungan: B = 3*4.5 = 13.5 m L = 2*13.5 = 27 m 3 Q = 5.23 m /det D = 1.65 m v = Q/A= 5.23/(0.25*3.14*1.652) s = 0.54*2.46*1.650.5 = 1.7 h = 1.7 +1.65 = 3.35 m Bentuk saluran • Kemiringan saluran, S=1:1000 • Kekasaran Manning (pasangan batu) •


=2.45 m/det

= segiempat = 0,001 = 0,0167

VI - 13


2

v = z1 − z 3 − h f − 3 2g

•

Dari pers. Energi heff

• •

Elevasi muka air di tail race Tinggi jatuh efektif

•

Kehilangan di tail race,

•

Kehilangan akibat gesekan pada pipa

• • • •

v2 2 Dg Elevasi muka air bak penenang Elevasi dasar bak penenang Lebar bak penenang, B = 3 bsaluran Panjang bak penenang, L = 2B

= 52,4 m = 17,5 m

2

v3 2g

h f = fL

= 0,104 m

= 0,33 m = 70,33 m = 66,98 m = 13.5 m = 27 m

6.2.11 Saluran Pembuang

Saluran pembuang direncanakan untuk menampung dan mengalirkan air yang keluar dari turbin kembali kesungai. Oleh karena itu dimensi saluran pembuang ditentukan oleh debit yang keluar dari turbin, yaitu debit rencana pembangkitan. Saluran pembuang direncanakan berbentuk segiempat diperkuat dengan pasangan batu. Persamaan hidrolik saluran segiempat: • Luas A = b*y Keliling basah,P = b+2y • Jari-jari hidrolik,R = A/P • Kecepatan,v = (1/n) R2/3 I0.5 • Ditentukan: Debit rencana = 5,23 m3/det • Kemiringan saluran, S=1:1000 = 0,001 • Kekasaran Manning (pasangan batu) = 0,0167 • Bentuk saluran = segi empat • Perhitungan dilakukan dengan cara coba-coba untuk kedalaman y, kemudian hasilnya diperiksa dengan persamaan debit. • Lebar dasar saluran, b =4m Kedalaman saluran = 0.93 m • Luas penampang, A=b.y=0.93*4 = 3.7 m2 • Keliling basah, P=b+2y = 5.87 m • Jari-jari hidrolik, R=A/P = 0,64 m • 1 2 1 Kecepatan disaluran v = R 3 S 2 = 1,4 m/det • n Debit yang melalui saluran, Q = 5.23 m/det • BAB VI DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

VI - 14


•

Tinggi jagaan

=1m

6.2.12 Kehilangan Tinggi Tekan

Kehilangan energi akibat masukan ⎛ v2 ⎞ ⎟⎟ H f = K e ⎜⎜ ⎝ 2g ⎠ Dimana: Hf = kehilangan energi = koefisien, tergantung bentuk masukan untuk ”circulat Bell Mouth” (0.1) Ke = kecepatan masuk = 1.58 m/det Va g = percepatan gravitasi = 9.81 m/det2 maka: ⎛ 1.58 2 ⎞ ⎟⎟ = 0.0127 m H f = 0.1⎜⎜ ⎝ 2 * 9.81 ⎠

Kehilangan energi akibat saringan ⎛ v2 ⎞ ⎟⎟ H f = c⎜⎜ ⎝ 2g ⎠ 4

⎛s⎞ 3 c = β ⎜ ⎟ sin δ ⎝b⎠ Dimana: Hf = kehilangan energi v = kecepatan awal = 1.58 m/det g = percepatan gravitasi =9.8 m/det2 c = koefisien saringan jeruji β = koefisien baja = 2.42 untuk jeruji persegi dan 1.8 untuk jeruji bulat s = tebal jeruji = 0.01 m b = jarak antar jeruji = 0.05 m δ = inklinasi saringan =820


VI - 15


⎛s⎞ c = β⎜ ⎟ ⎝b⎠

4

3

sin δ 4

⎛ 0.01 ⎞ 3 c = 1.8⎜ ⎟ sin 82 = 0.21 ⎝ 0.05 ⎠ ⎛ 1.58 2 ⎞ ⎟⎟ = 0.026m H 1 = 0.21⎜⎜ ⎝ 2 * 9.8 ⎠ • • • • •

Kecepatan menuju intake Faktor bentuk jeruji Tebal jeruji,s Panjang jeruji, L Jarak bersih antara jeruji, b

Kehilangan energi pada ambang intake

= 1,58 m/det = 1,8 (bulat) = 0,14 m =1m = 0,1 m = 0.2 m

Q = μb(h − z ) 2 gz

Dimana: Q = debit desain μ = koefisien debit b = lebar ambang, m h = tinggi diatas ambang, m Z = kehilangan energi, m g = percepatan gravitasi, m/det2. Kehilangan energi pada ambang intake hf = 0.2 m Kehilangan dikantong pasir h = (vintake – vdesand)2/2g kecepatan di intake • kecepatan di desand • kehilangan energi •

= 1.58 m/det = 0.4 m/det = 0.07 m

Kehilangan tinggi tekan disaluran penghantar Hf =

n 2v 2 L 4

R 5 Dimana: Hf = kehilangan energi, m n = kekasaran manning v = kecepatan pada kanal L = panjang kanal R = jari-jari hidrolik


VI - 16


• • • • • • •

panjang saluran, L kemiringan saluran, S=1:1000 kemiringan penampang kekasaran Manning jari-jari hidrolik kecepatan disaluran, v kehilangan energi total disaluran

= 600 m = 0,003 = 0.25 = 0.0167 = 0.91 m = 0.98 m/det = 0.136 m

Kehilangan energi di bak penenang Akibat ekspansi tiba-tiba Hf = K V2/2g dengan K= 1 • kecepatan saluran = 0.98 m/det • Hf = 0.048 m Akibat saringan Hf = c V2/2g dengan c= 0.25 Hf = 0.012 Kehilangan energi pada bak penenang = 0.048+0.012 = 0.06 m. Jadi kehilangan energi total dari intake sampai bak penenang adalah 0.505 m. 6.3

PERENCANAAN ELEKTRO MEKANIS

6.3.1

Susunan perlatan Elektro Mekanis Peralatan elektro mekanis yang dibutuhkan oleh PLTM Pekatan-NTB terdiri dari: • Turbin air lengkap dengan governor • Pengaman kecepatan lebih • Generator lengkap dengan AVR • Pengaman generator terdiri dari: i. Pengaman beban lebih ii. Pengaman arus lebih iii. Pengaman putaran/frekuensi lebih iv. Pengaman terhadap daya balik v. Pengaman terhadap suhu lebih • Peralatan sinkronisasi • Transformator daya lengkap dengan pengamannya: i. Bucholz Relay ii. Level Oil • Pemutus seperti CB, LBS, dll.


VI - 17


6.3.2

Pemilihan Turbin Prosedur penentuan tipe turbin didasarkan pada data-data head dan kapasitas (Q). kemudian sejauh mungkin kecepatan putar ditentukan sama dengan kecepatan putar generatornya. Dari putaran spesifik selanjutnya dapat ditentukan tipe turbin yang tepat untuk kondisi tersebut. Jenis turbin yang akan diinstalasikan ditentukan dengan menghitung putaran spesifik (ns) turbin dari data-data yang ada. Putaran spesifik turbin dihitung dengan rumus: ns =

n P 5

H 4 dimana: n = putaran poros turbin (rpm) H = tinggi jatuh air (head, m) P = daya turbin ( DK) Data-data PLTM Pekatan Head netto = 13 m = 17,5 m debit aliran Q50% = 3,6 m3/det Q45% = 4,08 m3/det Q40% = 4,64 m3/det Q35% = 5,23 m3/det Q30% = 5,78 m3/det Kebutuhan daya = 0,6 MWatt Putaran Turbin = 375 rpm Jumlah turbin = 1 unit N= ρ*Q*g*H N= 0.8*1000*4.6*9.81*17.5 N= 641 kwatt Harga kecepatan:

ns = ns =

n P 5

H 4 375 641

17.5 n s = 256

5

4

jenis turbin air yang sesuai untuk ns= 256 adalah Turbin Francis kecepatan rendah. debit air yang diperlukan oleh turbin dihitung dengan mengasumsikan bahwa efisiensi total turbin adalah 76% yaitu :


VI - 18


Q=

P ρgHη

Q=

0,6 x10 6 1000 x9,81x17,5 x0,76

Q = 4,6m 3 / det

kebutuhan debit air sebesar 4,6 m3/det tersebut dipenuhi pada durasi 40% yaitu pada Q40 = 4,64 m3/det. Bagian yang terpenting dari suatu turbin air adalah roda jalan (runner). Roda jalan perlu direncanakan seteliti mungkin dalam perhitungan dan pengerjaannya sehingga diperoleh efisiensi yang maksimum. Agar dapat diperoleh efisiensi yang maksimum maka kerugian-kerugian yang dapat terjadi pada turbin diusahakan sekecil mungkin. Kerugian-kerugian pada turbin adalah : a) kerugian volumetric (bocor) b) Kerugian hidrolis, yaitu : - Kerugian gesekan hidrolis antara fluida kerja dengan dinding turbin dan sudut gerak - kerugian energi kinetik ketika meninggalkan roda jalan - kerugian tumbukan hidrolis c) Kerugian mekanis Dari antara kerugian-kerugian diatas, ada kontradiksi antara kerugian energi kinetik dengan kerugian gesekan hidrolis. Kedua kerugian ini tergantung pada ukuran roda gerak maka harus direncanakan roda gerak sedemikian rupa sehingga diperoleh jumlah kerugian yang minimum. Kerugian gesekan hidrolis dapat dikurangi dengan memperkecil diameter keluar roda gerak D2. Tetapi hal ini mengakibatkan kerugian energi kinetik bertambah besar yang setara dengan 2

c H2 = 2 2g

Jadi untuk memperkecil kerugian dengan memperkecil C2 berarti sama dengan memperbesar D2. Karena adanya kontradiksi antara kedua kerugian tersebut, maka perlu adanya kompromi diantara keduanya. Suatu anjuran dari Brown J. Guthrie untuk mengkompromikan keduanya dengan mengambil D23n/Q1 berkisar antara 85 s/d 115, tergantung pada pengerjaan akhir sudu gerak dan efisiensi pipa buang (draft tube). Simbol 1 menunjukkan bahwa air yang keluar dari roda gerak adalah tegak lurus terhadap arah putaran roda gerak.


VI - 19


Menentukan Dimensi Dasar Roda Jalan

Dimensi dasar roda jalan adalah diameter masuk (D1 dan D2), diameter keluar D3, dan tinggi roda jalan (H1 + H2) seperti pada gambar berikut :

Harga koefisien kecepatan tangensial roda jalan untuk turbin yang memiliki kecepatan spesifik yang sama adalah konstan. Koefisien kecepatan tangensial didefinisikan sebagai : k u = πD3 n /(60 2 gH )

Dengan menggunakan kurva Ku vs ns, untuk ns = 256 didapat ku ≈ 0,95 Maka diameter keluaran runner (D3) adalah : 0,95 x60 x 2 x9,81x17,50 3,14 x375 = 0,90m D3 =

Hasil perhitungan dimensi dasar runner yang lain ditabel sebagai berikut: Bahan Roda Jalan Roda jalan (runner) harus memiliki sifat-sifat antara lain: tahap terhadap fitting akibat kavitasi,mampu las (weldability) yang baik, kuat, dan lain-lain. Untuk maksud tersebut bahan roda jalan dipilih dari Baja cor Tahan Karat 5NI-13Cr

Dimensi Utama Rumah Spiral Dimensi utama rumah spiral dapat ditentukan setelah dameter keluaran runner (D3) diketahui. Dimensi utama sebuah rumah spiral dapat dilihat pada gambar berikut:

Untuk putaran spesifik ns=107,3 dan diameter keluaran runner D3 = 0,90 m, berikut ini adalah table hasil perhitungan besar-besaran rumah spiral :

Tinggi Hisap Turbin Tinggi hisap turbin Hs adalah jarak vertical dari permukaan air bawah sampai titik dimana tekanannya adalah minimum (pada turbin Francis berada pada dasar roda).


VI - 20


Tinggi hisap turbin ini sangat berpengaruh terhadap bahaya kavitasi. Kavitasi dapat merusak sudu-sudu jalan dan sangat mempengaruhi efisiensi. Letak roda gerak harus pada tempat yang sebaik-baiknya, yaitu pada jarak vertikal antara roda gerak dan permukaan air bawah (memperkecil tinggi hisap turbin Hs) yang kecil. Penentuan tinggi hisap turbin, Hs, mengikuti persamaan berikut : Tinggi hisap poros turbin dihitung menggunakan rumus kavitasi :

(hs ) maks

1 ⎡ p − pu ⎛⎜ n Q ⎞⎟⎤ = ⎢ a − ⎥ ⎜ S q ⎟⎥ g ⎢⎣ ρ ⎝ ⎠⎦

4/3

dimana : hs = tinggi poros turbin terhadap muka air bawah pa = tekanan udara (atmosfer) pu = tekanan uap air pada temperature yang diambil (25°C) ρ = kerapatan massa air n = kecepatan putar / detik Q = laju aliran air dalam m3/s Sq = bilangan hisap yang tergantung karakterisktik turbin Harga Sq tergantung pada kecepatan spesifik turbin nq : Q = 4,60 m3/s H = 17,50 m nq = 333n

Q ( gH ) 3 / 4

Dengan Menggunakan harga-harga: pa = 103000 N/m2 pu = 0,03 kg/cm2 = 2943 N/m2 ρ = 1000 kg/m3 n = 375 rpm = 6,25 putaran/s diperoleh nq = 94,19 dari table harga Sq diperoleh: Sq = 0,45 1 ⎡103000 − 2943 ⎛⎜ 6,25 4,60 ⎞⎟ ⎢ −⎜ akan didapat: hs = ⎟ 9,81 ⎢ 1000 ⎝ 0,45 ⎠ ⎣ hs = 6,07 m

4/3

⎤ ⎥ ⎥ ⎦

UNtuk keamanan dan kemudahan pemasangan turbin, ditentukan tinggi poros turbin terhadap muka air 3,5 meter.


VI - 21


Katup Masukan (Inlet Valve) Untuk mengisolasi turbin saat perawatan atau pada saat tidak difungsikan dipergunakan katup yang dipasang diantara pipa penstock dan rumah spiral turbin. Pemilihan tipe katup yang dipergunakan didasarkan pada tekanan hidrostatik yang bekerja pada katup. Katup yang dipergunakan adalah katup kupu-kupu (butterfly valve) yang digerakkan secara elektro mekanik dengan servomotor. • Governor Governor berfungsi untuk menjaga putaran poros turbin konstan (pada beban generator yang berubah-ubah) sehingga frekuensi listrik yang dihasilkan generator kontan sebesar 50Hz. Governor yang disarankan adalah jenis Hidro mekanik, dengan cirri sinyal diberikan melalui pendulum dan semua gerak pengendali sudu-sudu arah dilakukan melalui servo tenaga hidrolik. Input putaran turbin diberikan secara mekanik atau melalui rangkaian elektro motor sebagai pilihannya. Governor dilengkapi dengan pompa hidrolik, tangki minyak balik, tangki bertekanan, dan peralatan pengendalinya. Untuk mencegah putaran liar (runway speed) system pengendali dilengkapi dengan tombol penutup sudu-sudu arah yang diaktifkan melalui system sentrifugal. •

6.3.3

Katup kupu-kupu Untuk mengisolasi turbin pada saat tidak difungsikan, dipergunakan katup kupu-kupu. Katup digerakan secara manual melalui system roda gigi.

Generator Untuk membangkitkan daya sebesar 0,6 MW dengan 1 unit turbin maka dipilih generator dengan data sebagai berikut: = 750 KVA • Daya = 380/220 Volt • Tegangan = 3 phasa • Phasa = 50 Hz • Freukensi = 375 rpm • Putaran = 0,8-1 • Power Factor = F (tropicalized) • Kelas isolasi = 5% • Pengatur putaran = udara dengan integrated fan • Pendingin


VI - 22


6.3.4

Switchgear Switchgear tegangan rendah Switchgear tegangan rendah yang dipakai disini adalah panel cubicle type free standing, dilengkapi dengan pemutus CB. Tebal pelat cubicle minimum 3 mm, switachgear tegangan rendah dilengkapi dengan alat ukur sebagai berikut: • Ampere meter 0-1000 A • kW meter • Volt meter • kWh meter • Volt selector switch 6 posisi • Cos pi meter • Frekuensi meter

Switchgear tegangan menengah 20 kW Switchgear tegangan menengah terdiri dari : • Incoming dan transformer daya diamankan dengan LBS • Panel ukur yang mengatur tegangan dan arus lengkap dengan trafo tegangan 20/0,1 KV dan trafo arus 100/1 ampere. • Outgoing transmisi diamankan dengan circuit breaker.

6.3.5

Transformator Transformator disini digunakan untuk menaikan tegangan dari 380 volt menjadi 20 kila volt sehingga sesuai dengan tegangan transmisi. Transformator yang dipakai adalah: • Trafo basah dengan pendingin minyak • Pemakaian luar • Tegangan 4000 V/20kV dengan 5 tampung pada sisi tegangna tinggi yaitu 18 kV, 19 kV, 20 kV, 21 kV, 22 kV yang dapat diubah ketika tidak bertegangan. • Daya 1 x 1250 kVA • Vektor grup Dy5

6.3.6

Kebutuhan Daya Sendiri Untuk memnuhi kebutuhan listrik pada power house dan sekitarnya diperlukan daya yang diambil dari generator itu sendiri. Penyambungan diambil dari busbar utama melalui outgoing yang langsung dihubungkan ke panel distribusi pemakaian sendiri. Daya untuk kebutuhan sendiri meliputi: • Daya untuk penerangan power house dan sekitarnya • Daya untuk keperluan peralatan bengkel


VI - 23


•

6.3.7

Daya untuk batere charger

Perhitungan Dimensi Perhitungan kavitasi Tinggi poros turbin dihitung menggunakan rumus kavitasi:

(hs )maks

1 ⎡ P − Pu ⎛⎜ n Q ⎞⎟⎤ = ⎢ a − ⎥ ⎜ S q ⎟⎥ g ⎢⎣ ρ ⎝ ⎠⎦

4

3

dimana: hs = tinggi poros turbin terhadap muka air bawah Pa = tekanan udara (atmosfer) Pu = tekanan uap air pada temperature yang diambil 25 derajat celcius ρ = kerapatan massa air n = kecepatan putar/detik Q = laju aliran air Sq = bilangan hisap yang tergantung karakteristik turbin. Harga Sq terganting pada kecepatan spesifik turbin nq: Q = 4,6 m3/det H = 17,5 m

n q = 333n

Q

(gH ) 4 3

dengan menggunakan harga-harga: Pa = 103000 N/m2 Pu = 0,03 Kg/cm2 = 2943 N/m2 ρ = 1000 Kg/m3 n = 375 rpm = 6,25 putaran/s diperoleh nq= 94,12 dari tabel harga Sq diperoleh Sq = 0,9 Akan didapat hs = 6,46 m Untuk keamanan0 dan kemudahan pemilihan turbin, ditentukan tinggi poros turbin terhadap muka air 3 meter. Perhitungan dimensi turbin Kecepatan spesifik turbin adalah: ns =

375 600 n P = = 256 1, 25 17,51, 25 Hn


VI - 24


menggunakan kurva de leva, factor kecepatan didapat: u= 0,95 diameter keluar sudu menjadi: D3 = 84,5ω u

Hn n

D3 = 0,9 diameter runner atas: D1= (0,4 +94,5/ns)xD3 = 0,69 m Diameter saluran masuk rumah spiral: A= (1,2-19,56/ns)xD3 = 1,01 m Lebar rumah spiral: B = [(1,5+48,8/ns)+(0,98+63,6/ns)]xD3 = 2,63 m Jarak poros turbin keporos pipa masuk: C = ( 1,1 +54,8/ns)xD3 = 1,18 m. 6.4

ANALISIS STABILITAS BANGUNAN Gaya –gaya yang bekerja pada bangunan adalah: • Tekanan air, didalam dan luar • Tekanan Lumpur • Gaya gempa • Berat bangunan • Reaksi pondasi

6.4.1

Rembesan dan Tekanan Air Tanah Rembesan dibawah bendung diperiksa dengan Teori Lane guna menyelidiki adanya bahaya erosi dibawah tanah dan tekanan air di bawah bendung. Dalam teori angka rembesan Lane, diandaikan bahwa bidang horizontal memiliki daya tahan terhadap aliran (rembesan) 3 kali lebih lemah dibandingkan dengan bidang vertical. Ini dapat dipakai untuk menghitung gaya tekan keatas dibawah bendung dengan cara membagi beda tinggi energi pada bendung sesuai dengan panjang relative di sepanjang pondasi, dinyatakan dalam bentuk rumus : L Px = H x − x .ΔH L dimana: Px = gaya angkat pada x, Kg/m2 L = panjang total bidang kontak bangunan dan tanah bawah, m Lx = jarak sepanjang bidang kontak dari hulu sampai x, m H = beda tinggi energi, m Hx = tinggi energi dihulu bendung, m Dan dimana L dan Lx adalah jarak relatif yang dapat dihitung menurut cara Lane, bergantung kepada arah bidang tersebut, bidang yang membentuk sudut 45 derajat


VI - 25


atau lebih terhadap bidang horizontal, dianggap vertical. Angka rembesan menurut Lane adalah :

1 Lv + ∑ H 3 v Cw = Hw dimana: Cw = angka rembesan Lane Lv = panjang vertical Lane ΣHv = jumlah panjang horizontal Hw =beda tinggi muka air, m Perhitungan rembesan dan tekanan air tanah diperlihatkan pada tabel mengacu pada jalur rembesan seperti pada gambar.

Tabel 6. 8 Perhitungan jalur rembesan dan tekanan air Metode Lane


VI - 26


Titik 1

Garis

Lv

1-2

1.9

Panjang Rembesan Lh 1/3 Lh

2 2-3

0.5

4-5

2.5

6-7

0.5

8-9

3

10-11

0.5

79

74.9

3.57

7.07

63

55.93

4.4

8.72

63

54.28

5.9

11.69

78

66.31

6.07

12.02

78

65.98

7.57

14.99

63

48.01

8.57

16.98

63

46.02

10.57

19.95

78

58.05

10.23

20.28

78

57.72

11.73

23.25

63

39.75

12.73

25.23

63

37.77

18.33

36.33

119

82.67

20

39.63

119

79.37

22

43.6

99

55.4

24.83

49.21

99

49.79

26.93

53.37

120

66.63

27.3

54.1

120

65.9

32.8

65

65

0

1.5

12 12-A

3

1

A 5.6

B B-C

5

1.667

C 2

D D-E

8.5

2.833

E 2.1

F F-G

1.1

G

0.367

5.5

H

6.4.2

4.1

0.167

11

G-H

2.07

1.5

10

E-F

75.23

1

9

C-D

79

1.5

8

A-B

3.77

0.167

7

11-12

1.9

1.5

6

9-10

P=H-∆H 60

0.833

5

7-8

H 60

1.5

4

5-6

∆H =Iw/C 0

0.167

3 3-4

Iw 0

Stabilitas Bendung Stabilitas bendung di cek:


VI - 27


• •

Selama debit sungai rendah pada waktu muka air hulu hanya mencapai elevasi mercu dan pada waktu bak dikeringkan Selama terjadi banjir rencana

1. Stabilitas sungai rendah Muka air hulu adalah + 71 m(elevasi mercu) dan muka air hilir +64,5 m (elevasi lantai lindung kolam olak). Gaya-gaya yang bekerja pada bendung dihitung dan ditampilkan menggunakan tabel, meliputi: • Tekanan air (W1-W20) • Tekanan air tanah (S1) • Beban mati bendung ( G1-G15) Tabel 6. 9 Gaya Horisontal

Gaya W1 W2 W3 W4 W5 S1

Tinggi m 6 5.6 5.6 2 2 2 2 5.5 12

Tekanan 2

kN/m 42 26.44 31.43 38.78 16.77 34.85 11.79 46.13 0.32 ΣH=

Gaya

Lengan

Momen

kN 126 148.04 88.01 -77.56 -16.77 69.7 11.79 -126.86 23.04 245.39

m 8 2.8 1.87 1 0.67 1 0.67 1.83 4 ΣM=

kNm 1008.00 414.51 164.58 -77.56 -11.24 69.70 7.90 -232.15 92.16 1435.90

Tabel 6. 10 Gaya vertikal akibat berat sendiri


VI - 28


Gaya G1 G2 G3 G4 G5 G6 G7 G8 G9 G10 G11 G12 G13

Tinggi m 1.3 1 1 5.3 8.7 3.4 1.4 1.5 1.5 2 2 2 2

Alas

Luas

Gaya

Lengan

Momen

kN/m 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22

kN -43.78 -8.8 -11 -297.44 -593.34 -381.48 -35.42 -41.36 -36.3 -308 -220 -13.2 -48.4

m 14.1 13.35 12.77 10.4 13.65 10.05 6.23 1.93 0.55 3.5 12.7 1.3 0.55

kNm -617.298 -117.48 -140.47 -3093.376 -8099.091 -3833.874 -220.6666 -79.8248 -19.965 -1078 -2794 -17.16 -26.62

Gaya

Lengan

Momen

kN 277.78 5.78 296.24 16.7 20.91 3.54 50.74 0.28

m 12.7 13.53 5.95 7.37 1.4 1.3 0.55 0.73

kNm 3527.806 78.2034 1762.628 123.079 29.274 4.602 27.907 0.2044

2

m 1.99 0.4 0.5 13.52 26.97 17.34 1.61 1.88 1.65 14 10 0.6 2.2

m 1.3 0.8 1 5.1 3.1 5.1 2.3 2.5 1.1 7 5 0.6 1.1

Tekanan 2

Tabel 6. 11 gaya vertikal akibat tekanan air

Gaya W6 W7 W8 W9

Tinggi m 5 5 8.5 8.5 0.6 0.6 1.1 1.1

Tekanan 2

kN/m 55.56 2.31 34.85 3.93 34.85 11.79 46.13 0.51

resultan gaya : Rv =-1005,42 kN Rh = 245.39 kN Momen: Mv = -10615,57 kN MH = 1435,21 kN Titik tangkap resultan gaya dari titik G: h = MH/RH h = 1435,21/245,39 h = 5,85 m v = Mv//Rv v = 10,56 m momen guling: = -9180,36 kNm MG BAB VI DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

VI - 29


Tekanan tanah di bawah bendung Panjang telapak pondasi, L =15,2 m Eksentrisitas harus lebih kecil dari (L/6) e=

= 2,53 m

L MG − 2 Rv

e = 1,5 < 2,53OK tekanan tanah : R ⎛ 6e ⎞ σ = v ⎜1 ± ⎟ < σ ijin = 200kN / m 2 L ⎝ L⎠

σ max =

1005,42 ⎛ 6 × 1,5 ⎞ ⎟ = 106,12kN / m 2 → ok ⎜1 + 15,2 ⎠ 15,2 ⎝

σ min =

1005,42 ⎛ 6 × 1,5 ⎞ ⎟ = 26,17 kN / m 2 → ok ⎜1 − 15,2 ⎝ 15,2 ⎠

keamanan terhadap gelincir meliputi bagian tekanan tanah pasif di ujung hilir konstruksi. Karena perkembangan tekanan tanah pasif memerlukan gerak, maka hanya separuh dari tekanan yang benar-benar berkembang yang dihitung. Juga dengan mempertimbangkan gerusan yang mungkin terjadi sampai setengah kedalaman pondasi, tekanan tanah pasif ep1 menjadi :

ϕ⎞ ⎛ e p1 = 0,5(ρ s − ρ w ) × g × 0,5htg 2 ⎜ 45° + ⎟ 2⎠ ⎝ 2 e p1 = 32,37 kN / m pada koperan C-D:

ϕ⎞ ⎛ e p1 = 0,5(ρ s − ρ w ) × g × 0,5htg 2 ⎜ 45° + ⎟ 2⎠ ⎝ 2 e p1 = 11,77 kN / m tekanan tanah pasif menjadi Ep1 = 0,5 x 0,5 h x ep1 =44,51 kN = 0,5 x 0,5 hCD x ep2 = 5,84 kN Ep2 Tekanan pasif total menjadi: =Ep1 + Ep2 Ep Ep = 50,4 kN Keamanan terhadap guling dengan tekanan pasif


VI - 30


S= f

Rv RH − ∑ E p

S = 2,6 > 2 → ok Keamanan terhadap guling tanpa tekanan pasif R S= f v RH

S = 2,05 > 2 → ok keamanan terhadap erosi bawah tanah (piping) untuk mencegah bagian hilir bangunan harga kemanan terhadap erosi tanah harus sekurang-kurangnya 2, keamanan dapat dihitung dengan rumus: s (1 + a / s ) S= hs dimana : S = factor keamanan s = kedalaman tanah a = tebal lapisan lindung hs = tekanan air pada titik G S

= 6,06 >2

OK

Keamanan terhadap gempa Dari peta daerah gempa, dapat dihitung koefisien gempa: Ad = n(a c × Z ) E=

m

ad g

dimana: ad = percepatan gempa rencana, cm/det2 n,m = koefisien jenis tanah 2,76 dan 0,71 ac = percepatan gempa dasar, cm/det2 = 120 cm/dt2 E = koefisien gempa g = percepatan gravitasi 980 cm/det2 Z = factor yang tergantung pada letak geografis =1 Didapat: Ad = 2,76(120 × 1)0,71 = 82,63cm / det 2 E=

82,63 = 0,084 980


VI - 31


gaya horizontal kea rah hilir: He = E × ∑G H e = 0,084 × 1677,39 = 141,43kN momen tambahan yang dipakai adalah: He x h = 141,43 x 5,85 = 827,18 kNm Jumlah momen sekarang menjadi: M = -8535,18 kNm Stabilitas bendung dengan adanya gempa Eksentrisitas (guling) L M e = − G = 0,7 →< (L / 6) = 2,53 2 Rv tekanan tanah: R ⎛ 6e ⎞ σ = v ⎜1 ± ⎟ < σ ijin = 200kN / m 2 L ⎝ L⎠

σ max =

1005,42 ⎛ 6 × 0,7 ⎞ ⎜1 + ⎟ = 84,64kN / m 2 → ok 15,2 ⎝ 15,2 ⎠

σ min =

1005,42 ⎛ 6 × 0,7 ⎞ ⎜1 − ⎟ = 47,66kN / m 2 → ok 15,2 ⎝ 15,2 ⎠

gelincir: S= f

Rv RH + H e − ∑ E p

S = 1,49 > 1,25 → ok


VI - 32


stabilitas selama debit banjir Tabel 6. 12 tekanan air selama terjadi banjir rencana (Lane)

Titik A B C D E F G H

Ix 12.73 18.33 20 22 24.83 26.93 27.3 32.8

∆H =Ix/C 21 30.24 32.99 36.29 40.96 44.42 45.03 54.1

H 90.1 146.1 146.1 126.1 126.1 146.1 146.1 91.1

P=H-∆H 69.1 115.86 113.11 89.81 85.14 101.68 101.67 37

= 5,41 Hw = 6,06 Cw Tekanan air pada bak bertambah akibat gaya sentrifugal: P = dv2/gr Dimana: d = tebal pancaran v = kecepatan pancaran r = jari-jari bak g = percepatan gravitasi kecepatan air tanpa memperhitungkan gesekan adalah: v = 2 g (H + z ) = 13,37 m / det

tebal pancaran air: d- q/v =0,68 m tekanan sentrifugal pada bak: p = 3,12 ton/m2 p = 31,18 kN/m2 gaya sentrifugal resultan: Fc = p ×

π

×R 4 Fc = 97,9kN

berat air dalam bak berkurang sampai 75%, karena udara yang terhisap kedalam air tersebut. Gaya-gaya yang terjadi pada bendung saat banjir adalah:


VI - 33


Tabel 6. 13 Gaya Horisontal

Gaya

Tinggi

W5

m 6 6 5.6 5.6 2 2 2 2 5.5

W10 S1

3.7 12

W1 W2 W3 W4

Tekanan 2

kN/m 26.1 60.5 48.37 32.73 62.87 16.31 59.6 11.58 25.9 44.85 37 0.32 ΣH=

Gaya

Lengan

Momen

kN 156.59 181.5 270.86 91.66 -125.74 -16.31 119.2 11.58 -142.45 -123.34 -68.45 17.28 372.38

m 9 8 2.8 1.87 1 0.67 1 0.67 2.75 1.83 6.73 4 ΣM=

kNm 1409.31 1452.00 758.41 171.40 -125.74 -10.93 119.20 7.76 -391.74 -225.71 -460.67 69.12 2772.41

Tekanan

Gaya

Lengan

Momen

kN -43.78 -8.8 -11 -297.33 -593.34 -381.48 -35.42 -41.25 -36.3 -308 -220 -13.2 -48.4

m 11.55 10.6 10 8.65 10.93 8.35 6.9 2.1 0.55 3.75 11.1 1.8 0.55

kNm -505.66 -93.28 -110.00 -2571.90 -6485.21 -3185.36 -244.40 -86.63 -19.97 -1155.00 -2442.00 -23.76 -26.62

Tabel 6. 14 Gaya vertikal akibat berat sendiri

Gaya G1 G2 G3 G4 G5 G6 G7 G8 G9 G10 G11 G12 G13

Tinggi m 1.3 1 1 5.3 8.7 3.4 1.4 1.5 1.5 2 2 2 2

Alas m 1.3 0.8 1 5.1 3.1 5.1 2.3 2.5 1.1 7 5 0.6 1.1


Luas 2

m 1.99 0.4 0.5 13.52 26.97 17.34 1.61 1.88 1.65 14 10 0.6 2.2

2

kN/m 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22 22

VI - 34


Tabel 6. 15 Gaya vertikal akibat tekanan air

Gaya W6 W7 W8 W9 W11 W12 W13 Fc

Tinggi m 5 5 8.5 8.5 0.6 0.6 1.1 1.1 6.2 8.9 1

Tekanan 2

kN/m 79.18 1.92 59.6 3.27 59.6 11.58 70.75 0.42 50 9.4 146.1

Gaya

Lengan

Momen

kN 395.89 4.81 506.58 13.9 35.76 3.47 77.83 0.23 -232.5 -83.66 -73.05 -97.9

m 12.7 13.53 5.95 7.37 1.4 1.3 0.55 0.73 9.6 8.6 14.7 4.6

kNm 5027.803 65.0793 3014.151 102.443 50.064 4.511 42.8065 0.1679 -2232 -719.476 -1073.835 -450.34 3831.3747

ΣVw=

551.36 ΣMvw=

resultan gaya : Rv = -1126,02 kN Rh = 372,37 kN Momen guling: Mv = -9837,48 kNm Mh = 2771,48 kNm MG = -7066 kNm Tekanan tanah dibawah bendung: Panjang telapak pondasi, L = 15,2 Eksentrisitas: L M e= − G 2 Rv e = 0,02 < 2,53OK tekanan tanah : R ⎛ 6e ⎞ σ = v ⎜1 ± ⎟ < σ ijin = 200kN / m 2 L ⎝ L⎠

σ max =

1126,02 ⎛ 6 × 0,02 ⎞ ⎜1 + ⎟ = 90,04kN / m 2 → ok 15,2 ⎝ 15,2 ⎠

σ min =

1126,02 ⎛ 6 × 0,02 ⎞ ⎜1 − ⎟ = 88,31kN / m 2 → ok 15,2 ⎝ 15,2 ⎠


VI - 35


kemanan S untuk daya dukung adalah: S=

σ ijin = 2,21 > 1,25 → OK σ maks

keamanan terhadap gelincir tanpa tekanan tanah positif: R S= f v RH S = 1,51 > 1,2 → ok Keamanan terhadap gelincir dengan tekanan pasif Rv S= f RH − ∑ E p S = 1,7 > 1,25 → ok

6.4.3

Analisis Dinding Penahan Tanah Dinding penahan tanah yang akan digunakan merupakan tipe gravity wall yang terbuat dari pasangan batu kali.jenis ini dipilih karena bahan-bahannya mudah didapat disekitar lokasi. Analisis stabilitas dinding penahan tanah tersebut akan ditinjau terhadap: • Guling • Geser • Tegangan tarik pada toe atau heel • Daya dukung tanah • Uplit Analisa akan dilakukan pada tiga kondisi yaitu: • Masa konstruksi • Kondisi normal • Kondisi terjadi gempa

Tanah isisan pada bagian belakang dinding penahan tanah merupakan material timbunan tanah pasir dengan parameter tanah sebagai berikut : = 1900 kg/m3 γa φa = 300 parameter material tanah pada bagian bawah dinding penahan tanah diambil dari keadaan tanah pada lokasi penempatan dinding tersebut. Prosedur dan rumus rumus yang akan digunakan dalam perhitungan perencanaan dinding penahan tanah adalah sebagai berikut:


VI - 36


a. Masa konstruksi Menghitung tekanan pasif

φ ⎞ ⎛ Ka = Tan 2 ⎜ 45 − a ⎟ 2⎠ ⎝ 1 Pa = γ aH 2 Ka × 2Ca Ka 2 dimana: γa = berat volume tanah aktif φa = sudut geser dalam tanah yang menyebabkan tekanan aktif H = tinggi total dinding penahan tanah Ka = koefisien tekanan aktif rankine Pa = Tekanan aktif tanah Menghitung tekanan Pasif

φ ⎞ ⎛ Kp = Tan 2 ⎜ 45 + a ⎟ 2⎠ ⎝ 1 Pp = 2Cp × D Kp + γpD 2 Kp 2 dimana: γp = berat volume tanah pasif φp = sudut geser dalam tanah yang menyebabkan tekanan pasif Kp = koefisien tekanan aktif rankine Pp = Tekanan pasif tanah Check terhadap Guling (Overtuning) P ×H ∑Mo = a 3 ∑Mr SF = ∑Mo

Mo = Momen menggulingkan Mr = Momen menahan H = tinggi total dinding penahan tanah Pa = tekanan aktif tanah SF = Safety factor BAB VI DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

VI - 37


Check terhadap Geser (Sliding) 2 2 ∑ V × tan φ p + B C p + Pp 3 3 SF = Pa

ΣV = total gaya vertikal B = lebar dasar dinding penahan tanah Cek terhadap eksentrisitas B ∑ M r − ∑ Mo B c= − < 2 6 ∑V ∑ V ⎡ 6c ⎤ qtoe = 1+ ⎥ B ⎢⎣ B⎦ q heel =

∑V B

⎡ 6c ⎤ ⎢⎣1 + B ⎥⎦

Cek terhadap Daya Dukung Tanah qult = C.N c + γ .D.N q + 0,5.γBN γ

C = koefisien tanah γ =berat volume tanah B = lebar dasar dinding penahan tanah Nc,Nq,N γ = parameter daya dukung Terzaghi Sf =

qult q = ult q max qtoe

b. Kondisi Normal • Prosedur dan rumus perhitungan sama seperti masa konstruksi, • Diasumsikan terdapat muka air tanah setinggi muka air pada saluran, sehingga tekanan hidrostatis akibat muka air tanah dianggap saling menghilangkan • Ada gaya uplift pada bagian bawah dinding penahan tanah. c. Kondisi terjadi Gempa


VI - 38


Menghitung tekanan aktif:

Pae =

1 γ H 2 (1 − K v )K ae 2

K ae =

sin 2 (φ + B − θ )

⎡ cos θ sin β sin (β − θδ )⎢1 + ⎣ ⎡ Kh ⎤ θ = tan −1 ⎢ ⎥ ⎣ 1 − Kv ⎦ Δ Pae = Pae − Pa 2

sin (φ + δ )(φ − θ − d ) ⎤ ⎥ sin (β − δ − θ ) sin (α + β ) ⎦

2

(0,6 H )(Δ Pae ) + ⎛⎜ H ⎞⎟ (Pa ) ∑=

⎝ 3 ⎠

Pae

Kh = percepatan horizontal akibat gempa =0,12 Kv = Percepatan koefisien vertikal akibat gempa =0 Kae = koefisien tekanan aktif gempa Pae = Tekanan aktif gempa Σ = resultan tekanan aktif akibat gempa dan akibat tanah Menghitung Tekanan Pasif 1 Pae = γH 2 (1 − Kv )K ae 2 sin 2 (φ + B − θ ) K pe = 2 ⎡ sin (φ + δ )(φ − θ − d ) ⎤ 2 cos θ sin β sin (β − θδ )⎢1 + ⎥ sin (β − δ − θ )sin (α + β ) ⎦ ⎣

6.4.4

Perhitungan Dinding Penahan Tanah DPT samping lokasi bendung

Kondisi Masa Konstruksi Parameter Tanah Tanah isian: γa = 1600 kg/m3 φa = 30 Ca = 0 kg/m2 Tanah dibawah DPT: BAB VI DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

VI - 39


γp = 1740 kg/m3 φp = 8,90 Cp = 3500 kg/m2 Nc = 9,14 Nq = 2,48 Nγ = 1,06 Dimensi dinding penahan tanah H = 10 m B =6m D =2m β0 = 770 aa =1,5 m bb = 1,4 m cc =3m dd = 1,6 m ee =1m Menghitung tekanan Aktif dan Pasif Фa 30

Ka 0.333

γa 1600

Ca 0

H 10

Pa 17066.67

Фp 8.9

Kp 1.366

γp 1740

Cp 3500

H 2

Pp 21116.82

menghitung momen yang menahan No 1 2 3 4 5

Luas 9 25.5 6.8 6.8 8.5

γbahan 2200 2200 2200 1900 1900 ΣV

Berat 19800 56100 14960 10880 13600

Lengan Momen Mc 3 59400 2.9 162690 4.933 73802.67 5.4677 59477.33 6.5 88400

115340 ΣMr

443770

Cek terhadap Guling: Mo

Mr 79644.44

SF

>

1,5

SF 443770

5.57

OK

Cek terhadap Geser (Sliding) V 115340

Фp 8.9


B 6

Cp 3500

SF 2.76

VI - 40


Cek Tegangan Pada Tumit (Toe) dan Sepatu (heel) B 6

e ≤B qtoe qheel

Mo 79644.44

Ok 6 Positif (tidak terjadi tarik) Positif (tidak terjadi tarik)

Mr 443770

V 115340

e -0.16

B/6 1

qtoe 16205.74

qheel 22240.93

D 2

B 6

Ok Ok

cek terhadap Daya Dukung tanah γp-γair 740

Cp 3500

SF

Nc

Nq

Nγ

9.14

2.48

1.06

qult 46153.6

qmax 16205.74

SF 2.85

>

1,5

OK

Kondisi Normal Parameter Tanah Tanah isian: γa = 1600 kg/m3 φa = 30 Ca = 0 kg/m2 Tanah dibawah DPT: γp = 1740 kg/m3 φp = 8,90 Cp = 3500 kg/m2 Nc = 9,14 Nq = 2,48 Nγ = 1,06 Dimensi dinding penahan tanah H = 10 m B =6m D =2m β0 = 770


VI - 41


aa =1,5 m bb = 1,4 m cc =3m dd = 1,6 m ee =1m tinggi muka air yang menyebabkan uplift Tmau= 4 m Menghitung tekanan aktif dan pasif Фa 30

Ka 0.333

γa 1600

Ca 0

H 10

Pa 17066.67

Фp 8.9

Kp 1.366

γp-γair 740

Cp 3500

H 2

Pp 18384.72

Menghitung Momen yang Menahan No 1 2 3 4 5

Luas 9 25.5 6.8 6.8 8.5

γbahan 2200 2200 2200 1900 1900

Berat 19800 56100 14960 10880 13600

ΣV

Lengan Momen Mc 3 59400 2.9 162690 4.933 73802.67 5.4677 59477.33 6.5 88400

115340 ΣMr

443770

Cek terhadap Uplift γair 1000

SF

>1,5

B 6

D 2

Pu 2400

SF 4.81

OK

Cek terhadap Guling (Overtuning) Mu (70%) 50400

SF

>1,5

Mo 79644.44

Mr 443770

SF 3.41

OK

Cek terhadap Geser Фp 8.9

V-Pu 91340

B 6

Cp 3500

SF 2.45

Cek tegangan pada Tumit (Toe) dan Sepatu (heel) B 6

Mo+Mu 130044.44

Mr 443770


V-Pu 91340

e -0.43

VI - 42


B/6 1

e ≤B qtoe qheel

qtoe 8605.74


qheel 21840.93

Ok Ok

cek terhadap Daya Dukung Tanah: γp-γair 740

Cp 3500

SF

D 2

Nc

Nq

Nγ

9.14

2.48

1.06

qult 38013.6

qmax 8605.74

SF 4.42

>1,5

B 6

OK

Kondisi Terjadi Gempa Parameter Tanah Tanah isian: γa = 1600 kg/m3 φa = 30 Ca = 0 kg/m2 Tanah dibawah DPT: = 1740 kg/m3 γp φp = 8,90 Cp = 3500 kg/m2 Nc = 9,14 Nq = 2,48 Nγ = 1,06 Dimensi dinding penahan tanah H = 10 m B =6m D =2m β0 = 770 aa =1,5 m bb = 1,4 m cc =3m dd = 1,6 m ee =1m tinggi muka air yang menyebabkan uplift Tmau= 4 m BAB VI DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

VI - 43


Parameter Gempa Kv =0 Kh = 0,12 Menghitung tekanan aktif akibat gempa: Ф

Kae

γa

6.842

0.501

1600

H 10

Pae 25653.69

menghitung tekanan Pasif Фp 8.9

γp-γair 740

Kp 1.366

Cp 3500

D 2

Pp 21116.82

Menghitung Momen Akibat Gempa Pae

PaeCos(90-β+δ)

25653.69

21514.99

Mae 33467.77

Menghitung Momen yang Menahan No 1 2 3 4 5

γbahan 2200 2200 2200 1900 1900

Luas 9 25.5 6.8 6.8 8.5

Berat 19800 56100 14960 10880 13600

ΣV

Lengan Momen Mc 3 59400 2.9 162690 4.933 73802.67 5.4677 59477.33 6.5 88400

115340 ΣMr

443770

Cek terhadap Uplift γair 1000

SF

>1,5

B 6

D 2

Pu 2400

SF 4.81

OK

Cek terhadap Guling (Overtuning) Mu (70%) 50400

SF

>1,5

Mae 33467.77

Mr 443770

SF 5.29

OK

Cek terhadap Geser (Sliding) V-Pu 91340

SF

>1,5

Фp 8.9

B 6

Cp 3500

SF 2.07

OK

Cek tegangan pada Tumit (Toe) dan Sepatu (heel) B 6

Mae+Mu 83867.77

Mr 443770

V-Pu 91340


e -0.94 VI - 44


B/6 1

e ≤B qtoe qheel

qtoe 909.63

qheel 29537.04


Ok Ok

cek terhadap daya dukung tanah γp-γair 740

Cp 3500 Nc

Nq

Nγ

9.14

2.48

1.06

qult 38013.6

SF

D 2

>1,5

qmax 909.63

B 6

SF 41.79

OK

6.5

ANALISIS KELAYAKAN EKONOMI Pada sub bab ini akan menguraikan tentang hasil yang diperoleh pada studi optimasi. Analisa ekonomi dan finansial dimaksudkan untuk menilai apakah hasil optimal dari studi optimasi layak atau tidak untuk dilaksanakan. Studi optimasi PLTM menunjukan bahwa hasil optimal dicapai pada debit 5.2 m3/det, kapasitas pembangkit 682 kW dan total biaya proyek Rp.21,412,509,573 setara dengan biaya proyek Rp. 31,378,500 atau setara dengan US$ 3,304. hasil ini akan dievaluasi untuk masa proyek 32 tahun atau 30 tahun dengan cara menghitung present value, (PV); internal rate return (IRR) dan benefit cost ratio (BCR) dari proyek.

6.5.1

Analisis Ekonomi Analisis ekonomi dilakukan dengan membandingkan PLTM dan Diesel. Selisih antara biaya investasi dan O&M dari PLTM dengan biaya investasi dan O&M Diesel dianggap sebagai benefit, begitu juga hasil penjualan energinya. Asumsi dasar yang dipakai dalam analisis ekonomi adalah 1. biaya modal diesel : $630/kW untuk >220 kW 2. biaya O&M • PLTM 0,5% x biaya investasi • Diesel : biaya overhaul ($120/kW per 18000 jam operasional) • biaya bahan bakar($0.17/liter dan pelumas$1,6/liter) 3. penerimaan Rp. 715/kWh


VI - 45


Perhitungan-perhitungan yang dilakukan dalam analisa ekonomi seperti ditunjukan dalam tabel pada lampiran diperoleh hasil EIRR sebesar 12.08% dan BCR sama dengan 1.01. hasil ini menunjukan bahwa proyek layak untuk dilaksanakan jika dibandingkan dengan suku bunga investasi 12%. 6.5.2

Analisis Finansial Mirip dengan analisa ekonomi, analisa financial dilakukan dengan hanya memperhatikan biaya nyata dan penerimaan nyata dari system PLTM.

Perhitungan yang ditampilkan pada Tabel diperoleh hasil FIRR sebesar 11,76% dan BCR 0,98. Hasil ini menunjukkan bahwa secara financial proyek tidak layak dilaksanakan untuk suku bungan investasi 12 %. 6.5.3

Analisis Sensitivitas Dari analisis ekonomi diperoleh bahwa proyek layak untuk dilaksanakan, maupun perbedaan EIRR dengan suku bunga investasi kecil 0,8%. Oleh karena itu analisis sensitivitas diarahkan pada kondisi lebih baik yang mungkin dialami proyek, kemudian diperiksa pada kondisi tersebut proyek menjadi layak atau tidak. Kondisi yang dipilih yaitu biaya proyek turun 10%, harga jual/kWh Rp.790 dan kombinasi dari keduanya. Sedangkan dari hasil analisis finansial hasilnya tidak layak. Analisis sensitivitas untuk analisis sensitivitas juga dilakukan seperti untuk analisis ekonomi.

Kondisi Investasi turun 10% Harga Kombinasi 1 dan 2

Analisis Ekonomi IRR(%) BCR 13.67 1.23 12.85 1.12 14.51 1.36

Analisis Finansial IRR(%) BCR 13.17 1.09 13.17 1.09 14.68 1.21

Dari ketiga kondisi tersebut, terlihat bahwa analisa sensitifitas menyimpulkan proyek layak untuk dilaksanakan. Lazimnya proyek-proyek sarana umum/masyarakat lebih menitik beratkan penilaian atas dasar ekonomi. Hasil yang diperoleh dari analisa ekonomi, EIRR yaitu 12,08% dan BCR sebesar 1,01 menyimpulkan bahwa proyek layak untuk dilaksanakan. Ditambah lagi dengan pertimbangan, bahwa system PLN yang saling terhubung (interconnected) memungkinkan proyek untuk diaksanakan.


VI - 46


DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI ...........................................................1 6.1 UMUM .....................................................................................................................1 6.1.1 Data Hidrologi ..................................................................................................1 6.1.2 Data Geoteknik .................................................................................................1 6.1.3 Data Teknis.......................................................................................................2 6.2 DESAIN BANGUNAN UTAMA ............................................................................2 6.2.1 Lokasi bendung.................................................................................................2 6.2.2 Mercu bendung .................................................................................................3 6.2.3 Lebar bendung ..................................................................................................4 6.2.4 Kolam Olak.......................................................................................................5 6.2.5 Perencanaan Intake di Bendung........................................................................7 6.2.6 Perencanaan Pembilas pada Bendung ..............................................................8 6.2.7 Perencanaan Dimensi Kantong Lumpur ...........................................................9 6.2.8 Perencanaan Saluran Pembawa ......................................................................11 6.2.9 Pipa Pesat........................................................................................................12 6.2.10 Bak penenang..................................................................................................13 6.2.11 Saluran Pembuang ..........................................................................................14 6.2.12 Kehilangan Tinggi Tekan ...............................................................................15 6.3 PERENCANAAN ELEKTRO MEKANIS ............................................................17 6.3.1 Susunan perlatan Elektro Mekanis .................................................................17 6.3.2 Pemilihan Turbin ............................................................................................18 6.3.3 Generator ........................................................................................................22 6.3.4 Switchgear ......................................................................................................23 6.3.5 Transformator .................................................................................................23 6.3.6 Kebutuhan Daya Sendiri.................................................................................23 6.3.7 Perhitungan Dimensi ......................................................................................24 6.4 ANALISIS STABILITAS BANGUNAN ..............................................................25 6.4.1 Rembesan dan Tekanan Air Tanah.................................................................25 6.4.2 Stabilitas Bendung ..........................................................................................27 6.4.3 Analisis Dinding Penahan Tanah....................................................................36 6.4.4 Perhitungan Dinding Penahan Tanah .............................................................39 6.5 ANALISIS KELAYAKAN EKONOMI ................................................................45 6.5.1 Analisis Ekonomi............................................................................................45 6.5.2 Analisis Finansial............................................................................................46 6.5.3 Analisis Sensitivitas........................................................................................46


VI - 47



VI - 48

DESAIN RINCI PLTM DAN ANALISIS EKONOMI

Recommend Documents