## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
Studi Numerik Pengaruh Sudut Bukaan Damper dan Flue Gas Temperatur Terhadap Distribusi Temperatur Pada Heat Recovery Steam Generator (HRSG)
Muhammad Rohman Majid 1 , Prabowo 2 Institut Teknologi Sepuluh November 1.2 muhammadrohmanmajid@gmail.com 1 , prabowo@me.its.ac.id 2

## ABSTRACT
The Combined Cycle Gas Turbine Power Plant (PLTGU) utilizes the waste heat from the gas turbine to produce steam in a Heat Recovery Steam Generator (HRSG). The steam from the HRSG is then used to generate electricity in a steam turbine. In HRSG operation, several variables significantly impact its performance, including the damper angle and inlet temperature. At the Tanjung Uncang Power Plant in Batam, the manufacturer's standard operating procedure (SOP) requires  that  the  exhaust  gas  temperature  when  the  damper  is  open  must  be  below  400°C. However, the gas turbine with an initial load of 5 MW has an exhaust gas temperature of 560°C - 580°C. Therefore, it is necessary to perform a gas turbine load release or FSNL (Full Speed No Load) to reduce the inlet temperature of the gas turbine. During FSNL, there are SOPs for diverter damper angles of 51°, 68°, and 90°. This leads to the need for analyzing the impact of diverter damper  angles and  inlet  temperature  on  the  flow  pattern  and  temperature  distribution.  The analysis  was  conducted  using  CFD  (Computational  Fluid  Dynamics)  with  ANSYS  Fluent  2020 software. The variations used are diverter damper angles of 51°, 68°, and 90°, combined with inlet  temperatures  of  400°C  and  580°C.  The  simulation  outputs  include  velocity  contours, temperature  contours,  and  equivalent  stress  on  the  superheater  tubes.  The  HRSG  simulation results show that the flue gas is not distributed uniformly. The turbine exhaust gas only spreads along  4 – 11  meters,  leading  to  slower  steam  production  from  the  superheater.  Additionally, when  the  superheater  tubes  are  empty,  the  steady-state  thermal  and  structural  simulation results indicate that an inlet temperature of 580°C, whether at damper angles of 51°, 68°, or 90°, can  cause  a  larger  temperature  difference  between  the  inner  and  outer  walls,  ranging  from 117.04°C to 125.5°C. This temperature difference can lead to thermal stress on the superheater tubes. This is shown in the S-N Curve for SA 213 T22 material, with a convection coefficient of 5 W/m² K (no steam), where the equivalent stress exceeds the endurance limit (infinite zone). Keywords: Heat Recovery Steam Generator, Diverter Damper, Inlet Temperature, Full Speed No Load

## ABSTRAK
PLTGU  (Pembangkit  Listrik Tenaga  Gas  dan  Uap) memanfaatkan  Gas  buang panas dari  turbin  gas  kemudian  digunakan  untuk  menghasilkan  uap  dalam HRSG  ( Heat  Recovery Steam Generator ). Uap dari HRSG kemudian digunakan untuk menghasilkan listrik pada turbin uap . Dalam Pengoperasian HRSG terdapat salah beberapa variabel yang memiliki pengaruh signifikan terhadap kinerja HRSG antara lain sudut damper dan inlet temperature . Pada PLTGU Tanjung  Uncang  Batam  memilik  standar  operasional  prosedur  (SOP)  pabrikan,  suhu  gas buang pada saat damper terbuka harus di bawah 400°C. Namun, gas turbin dengan beban awal 5 MW memiliki suhu gas buang 560°C  - 580°C. Oleh karena itu, perlu dilakukan pelepasan

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
beban gas turbin atau FSNL ( Full Speed No Load) untuk menurunkan inlet temperature dari gas turbin. Selama FSNL terdapat SOP bukaan sudut diverter damper yaitu 51°, 68°, dan 90° . Hal tersebut melatarbelakangi diperlukannya anaisis pengaruh sudut bukaan diverter damper dan inlet  temperature terhadap  pola  aliran  dan  distribusi  temperature.  Analisis  dilakukan dengan CFD ( Computational fluid dynamics ) dengan software ANSYS Fluent 2020. Variasi yang digunakan yaitu nilai sudut diveter damper 51°, 68°, dan 90° yang dikombinasikan dengan Inlet Temperature 400°C dan 580°C. Output dari simulasi adalah kontur kecepatan, kontur temperatur,  dan equivalent  stress pada  suerheater  tube.  Hasil  simulasi  HRSG,  kontur kecepatan dan temperatur menunjukan bahwa flue gas tidak terdistribusi secara merata.  Gas buang turbin hanya tersebar sepanjang 4 – 11 m. Hal ini mengakibatkan produksi steam dari superheater menjadi lebih lambat. Selain itu, ketika kondisi superheater tube kosong, hasil simulasi steady state thermal dan structural menunjukan bahwa temperatur inlet 580°C, baik pada bukaan damper 51°,68°, dan 90°, dapat mengkibatkan perbedaan temperatur antara wall inner  dan  wall  outer  relatif  lebih  besar  yaitu  sebesar  117,04°C – 125,5°C.  Perbedaan temperatur ini dapat mengakibatkan Thermal stress yang terjadi pada superhater tube. Hal ini ditunjukan pada S-N Curve material SA 213 T22, dengan koefesien konveksi 5 W/m^2 K (tidak ada steam), nilai equivalent stress melebihi endurance limit ( infinite zone ). Kata Kunci: Heat Recovery Steam Generator, Diverter Damper, Inlet Temperature, Full Speed no Load

## PENDAHULUAN
Pembangkit  listrik  siklus  kombinasi  adalah  jenis  pembangkit  listrik  yang menggunakan dua atau lebih siklus termodinamika untuk mengubah panas menjadi listrik.  Jenis  pembangkit  listrik  siklus  gabungan  yang  paling  umum  adalah pembangkit  listrik  CCGT  ( Combined  Cycle  Gas  Turbine ).  Pembangkit  CCGT menggunakan  turbin  gas  untuk  menghasilkan  listrik  dari  bahan  bakar  HSD  ( High Speed Diesel), MFO ( Marine Fuel Oil ) , CNG ( Compressed Natural Gas ). Gas buang panas dari  turbin  gas  kemudian  digunakan  untuk  menghasilkan  uap  dalam  HRSG  ( Heat Recovery Steam Generator ). Uap dari HRSG kemudian digunakan untuk menghasilkan listrik pada turbin uap (Tambunan, et al., 2020).
Potensi  penggunaan  HRSG  di  Indonesia  cukup  besar.  Berdasarkan  PT (Persero)  PLN  (Perusahaan  Listrik  Negara)  Jumlah  PLTGU  (Pembangkit  Listrik Tenaga Gas Uap) di Indonesia mencapai kapasitas sebesar 11.764,85 MW pada tahun 2022. Hal ini sejalan dengan meningkatnya permintaan akan listrik di Indonesia baik yang dikelola oleh PLN secara langsung mapun IPP ( Independent Power Producer ) dan di luar wilayah usaha (Wilus). Pemerintah Indonesia telah menetapkan target untuk meningkatkan  kapasitas  terpasang  pembangkit  listrik  sebesar  7.688  MW  hingga tahun 2030. Target ini mendorong pembangunan PLTGU baru yang mana sebagian besar  akan  menggunakan  HRSG.  Gambar  1.1    merupakan  jumlah  kapasitas pembangkit yang terpasang berdasarkan jenisnya.

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
Gambar 1. Kapasitas Terpasang Pembangkit Listrik di Indonesia
(Sumber: PT (Persero) PLN)
Pada  HRSG  terdapat  beberapa  pola  operasi  dalam  melakukan start-up. Pemilihan cold, warm , atau hot startup akan mempengaruhi pola aliran dan biaya bahan  bakar.  Pada  proses  start  up  cold,  HRSG  membutuhkan  lebih  banyak  bahan bakar untuk pemanasan awal. Hal ini karena komponen superheater, evaporator , dan economizer pada  HRSG  harus  dinaikkan  suhunya  dari  suhu  lingkungan  ke  suhu operasi.  Oleh  karena  itu,  biaya  bahan  bakar  yang  dibutuhkan  untuk cold startup umumnya lebih tinggi dibandingkan warm startup . (Din ç er & Zamfirescu, 2017) Dalam  Pengoperasian  HRSG  terdapat  salah  satu  variabel  yang  memiliki pengaruh signifikan terhadap kinerja HRSG yaitu inlet temperature . Inlet temperature dari HRSG akan mempengaruhi kualitas dari steam yang dihasilkan yang mana HRSG akan menerima panas dari turbin gas sebesar 800 F (426,67 C) – 1000 F ( 537,78 C). Temperatur gas buang yang tinggi akan menyebabkan lebih banyak panas yang dapat diserap  oleh  HRSG.  Panas  yang  diserap  oleh  HRSG  akan  digunakan  untuk menghasilkan  uap.  Semakin  banyak  panas  yang  diserap,  semakin  tinggi  efisiensi HRSG. Meskipun demikian, terdapat variabel lain yang dapat mempengaruhi efisiensi HRSG seperti pinch dan approach point.
Pembangkit  Listrik  Tenaga  Gas  Uap  (PLTGU)  Tanjung  Uncang  merupakan pembangkit  listrik  dengan  kapasitas  120  MW  yang  terletak  di  Batam.  PLTGU  ini menggunakan  Heat  Recovery  Steam  Generator  (HRSG)  untuk  memanaskan  air sehingga  dapat digunakan untuk memutar turbin uap. Namun, HRSG yang dimiliki oleh  PLTGU  Tanjunguncang  memiliki  perbedaan  pengoperasian  HRSG.  Menurut standar operasional prosedur (SOP) pabrikan HRSG PLTGU Tanjung Uncang, suhu gas buang pada saat damper terbuka harus di bawah 400°C. Namun, gas turbin dengan beban awal 5 MW memiliki suhu gas buang 560°C - 580°C. Oleh karena itu, pada saat start up HRSG harus dilakukan pelepasan beban gas turbin atau full Speed No Load (FSNL). Pelepasan ini membutuhkan waktu 45 menit untuk menghubungkan HRSG
20418,5 11764,85 3564,633516,51 0 5000 10000 15000 20000 25000 Kapasitas Terpasang Pembangkit Listrik PLN (MW) (MW) PLTGU (26,18%)

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
dengan  turbin  uap.  Adapun  tahapan  yang  digunakan  untuk  menyelaraskan  suhu HRSG dan suhu uap gas yaitu damper dibuka 51° selama 25 menit awal. Apabila tahap pertama terpenuhi, damper akan terbuka 68° selama 5 menit. Lalu, tahap terakhir damper dibuka penuh (90°) selama 15 menit hingga tekanan uap mencapai 32 barg. HRSG dapat beroperasi dengan suhu gas buang yang lebih tinggi setelah pelepasan beban gas turbin (FSNL). Namun, pelepasan beban ini tentu saja akan mengurangi produksi listrik dan kerugian dialami oleh PLTGU Tanjung Uncang. Oleh karena itu, penelitian ini dilakukan untuk mengetahui pengaruh bukaan sudut damper terhadap pola aliran  dan penyebaran temperature pada HRSG.

## METODE PENELITIAN Flowchat Penelitian
Gambar 2. Flowchart Penelitian

## Flowchart Perhitungan
Gambar 3. Flowchart Perhitungan Koefesien Konveksi dari Steam

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
Gambar 4. Flowchart Perhitungan Thermal Resustan dari Steam
Gambar 5. Flowchart Perhitungan Thermal Resistan Konduksi
Gambar 6. Flowchart Perhitungan Koefesien Koneveksi dari Flue Gas

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
Gambar 7. Flowchart Perhitungan Resistansi  Thermal dari Flue Gas
Gambar 8. Kalkulasi Heat Transfer Pada Superheater Tube
𝑅𝑒 𝐷𝑚𝑎𝑥 = 𝜌 𝐷 𝑉𝑚𝑎𝑥
𝜇

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
Gambar 9. Kalkulasi Tempeatur Wall Inner dan Outer
Gambar 10. Kalkulasi Equivalent Stress Pada Superheater Tube
Dalam  melakukan  studi  numertik,  diperlukan  data  geometri  yang  meliputi dimensi  HRSG  (Hear  Recovery  Steam  Generator),  dimensi heating  part, dan komposisi  bahan  bakar  .  Data  geometri  ini  digunakan  untuk  membuat  model geometri HRSG menggunakan software Solidworks 2020. Kemudian, model geometri tersebut dibagi menjadi elemen-elemen kecil yang disebut mesh. Dalam pembuatan mesh digunakan perangkat lunak Ansys Workbench 2020.

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## HASIL DAN PEMBAHASAN Perhitungan Koefesien Konveksi Steam
Input Data - Mass Flow : 11,67 Kg/s - Jumlah Tubes1 : 94 tube
- Inner Diameter Tube  : 0,0266 m
- Area Tube : 𝝅× 𝑰𝑫 𝟐 𝟒× 𝑵 𝒕𝒖𝒃𝒆𝒔 = 𝝅× 𝟎,𝟎𝟐𝟔𝟔 𝟐
𝟒× 𝟗𝟒 =   𝟎. 𝟎𝟓𝟐𝟐𝟒 𝐦 𝟐 - Velocity : 𝒎 𝝆 .  𝑨 = 𝟏𝟏.𝟔𝟕 𝐤𝐠/𝐬 𝟐.𝟏𝟔𝟑 𝐤𝐠/𝐦 𝟑 .  𝟎.𝟎𝟓𝟐𝟐𝟒 𝐦 𝟐 =  𝟏𝟖. 𝟒𝟎𝟖 𝒎/𝒔

## Data Steam Properties
- T average : 513.5 o C - Pressure : 4.27 MPa - Dynamic Viscosity : 2.92 x 10 -5 Ns/m 2 - Conductivity : 0.071674  W/m K - Prandl Number : 0.93710 - Density :12.163 kg/m^3

## 1. Kalkulasi Reynold Number
𝑅𝑒 = 𝜌𝑉 𝐼𝐷 𝜇 𝑅𝑒 = 12.163 kg m 3 ×  18.408 𝑚 𝑠 × 0,0266 m
2.92 x 10 −5 Ns/m2
𝑅𝑒 =  166.747,05

## 2. Kalkulasi Nusselt Number
𝑁𝑢 = 0.023 𝑥 𝑅𝑒 0.8 𝑥 𝑃𝑟 0.4
𝑁𝑢 = 0.023 𝑥 166.747,05 0.8 𝑥 0.93710 0.4
𝑁𝑢 =  395.240

## 3. Kalkulasi Heat Transfer Koefisien
ℎ𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚 = 𝑁𝑢𝑘
𝐷 ℎ𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚 = 395.240 × 0.071674 0,0266 m ℎ𝑠𝑡𝑒𝑎𝑚 =  1064.98 𝑊/𝑚²𝐾

## Kalkulasi Thermal Resistance Konveksi dari Steam
Input data:
- Inner Radius Tube : 0.0266 m

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
- Panjang Tube : 12.5m - Steam Koefesien Konveksi : 1064.98 W/m2K

## 1. Kalkulasi Koefesien Konveksi Thermal Resistan
𝑅 𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 = 1 (2𝜋𝑟𝐿)ℎ 𝑅 𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 = 1 (𝜋 . 0.0266 m  . 12,5 𝑚) ×  1064.98 W/m2K 𝑅 𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 =  0.000899 𝐾/𝑊 Kalkulasi Resistansi Termal Konduksi dari Steam Input data : - Inner Diameter Tube
: 0.0266 m
- Outer Diameter Tube : 0.0318 m - Panjang Tube : 12.5 m - Metal Conductivity : 29.99 W/m
2 Ks

## Kalkulasi Konduksi Thermal Resistan
𝑅 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 = ln ( 𝑂𝐷 𝐼𝐷 ) 2𝜋𝐿𝑘 𝑅 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 = ln ( 0.0318 0.0266) 2𝜋. 12.5𝑚 . 29.99 W/m2Ks 𝑅 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 =  7.58. 10 −5 𝐾/𝑊

## Kalkulasi Koefesien Konveksi dari Flue Gas
Input data
- Mass Flow Flue Gas   : 12.66 Kg/s
- Area Flue Gas : 42.5 m^2
- Outer Diameter Tube   : 0.0318 m
- Transverse Pitch : 0.0726  m - Longitudinal Pitch : 0.111 m - Diagonal Pitch : 0.13263 m - Velocity : 𝒎 𝝆 .  𝑨 = 𝟏𝟐.𝟔𝟔 𝐊𝐠/𝐬 𝟎.𝟒𝟎𝟖 𝐤𝐠/𝐦 𝟑 .  𝟒𝟐.𝟓 𝒎 𝟐 =  𝟎. 𝟕𝟑 𝒎/𝒔

## Data Flue Properties
- Dynamic Viscosity : 3.91090 10^-6 Ns/m 2 - Conductivity : 0.058 W/ m K - Prandl Number : 0.73684 - Density : 0.408 kg/m^3

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326

## 1. Kalkulasi Velocity Max Pada Tubes Arrangement
Check  nilai  velocity  maximum  terjadi  pada  jarak  melintang  (Sd)  atau Transverse (St)
a. Melintang
𝑽 𝒎𝒂𝒙 = 𝑺𝒕 𝟐(𝑺𝒅 − 𝑶𝑫) 𝑽 𝑉 𝑚𝑎𝑥 = 0.0724 𝟐(𝟎. 𝟏𝟑𝟐𝟔𝟑 − 𝟎. 𝟎𝟑𝟏𝟖) 𝟎. 𝟕𝟑 𝒎/𝒔 𝑉 𝑚𝑎𝑥 =  0.2628 m/s
b. Transverse 𝑉 𝑚𝑎𝑥 = 𝑆𝑡 𝑆𝑡 − 𝑂𝐷 𝑉 𝑉 𝑚𝑎𝑥 = 0.0724 0.0724 −  0.0318 . 𝟎. 𝟕𝟑 𝒎/𝒔
𝑉 𝑚𝑎𝑥 =   1.302 𝑚 𝑠
Oleh karena itu Vmax terjadi pada jarak transverse yaitu sebesar 1,302 m/s
Kalkulasi Reynold Number
𝑅𝑒 𝑚𝑎𝑥 = 𝜌𝑉 𝑚𝑎𝑥 𝑂𝐷 𝜇 𝑹𝒆 𝒎𝒂𝒙 = 𝟎. 𝟒𝟎𝟖 𝐤𝐠/𝐦 𝟑 .  𝟏. 𝟑𝟎𝟐 𝒎 𝒔  𝟎. 𝟎𝟑𝟏𝟖 𝐦 𝟑. 𝟗𝟏𝟎𝟗𝟎 𝟏𝟎 −𝟔 𝐍𝐬/𝐦𝟐
𝑅𝑒 𝑚𝑎𝑥 =  430.994

## Kalkulasi Nusselt Number
Gambar 11. Kalkulasi Nusselt Number

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
𝑵𝒖 = 𝟎. 𝟑𝟓. ( 𝑺𝒕 𝑺𝒍 ) 𝟏 𝟓 . 𝑹𝒆 𝒎𝒂𝒙 𝟎.𝟔 . 𝐏𝐫 𝟎.𝟑𝟔 . ( 𝑷𝒓 𝐏𝐫 𝒔 ) 𝟏 𝟒
𝑵𝒖 = 𝟎. 𝟑𝟓. ( 𝟎. 𝟎𝟕𝟐𝟔 𝟎. 𝟏𝟏𝟏 ) 𝟏 𝟓 . 𝟒𝟑𝟎. 𝟗𝟗𝟒 ⬚ 𝟎.𝟔 . 𝟎. 𝟕𝟑𝟔𝟖𝟒 𝟎.𝟑𝟔 . ( 𝟎. 𝟕𝟑𝟔𝟖𝟒 𝟎. 𝟕𝟑𝟖 ) 𝟏 𝟒
𝑵𝒖 =  𝟏𝟎. 𝟗𝟔𝟒
Kalkulasi Koefesien Konveksi
ℎ 𝑓𝑙𝑢𝑒 = 𝑁𝑢𝑘 𝐷
ℎ 𝑓𝑙𝑢𝑒 = 10.964 ×   0.058 W/ m K 0.0318 m 𝒉 𝒇𝒍𝒖𝒆 =  𝟏𝟗. 𝟗𝟗𝟔 𝑾/𝒎²𝑲 Kalkulasi Termal Resistan  dari Flue Gas Input data: - Outer Diameter Tube : 0.0318 m - Panjang Tube : 12.5m
- Flue Gas Koefesien Konveksi  :  19.996 W/m2K
1. Kalkulasi Koefesien Konveksi Thermal Resistan
𝑅 𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 = 1 (2𝜋𝑟𝐿)ℎ 𝑅 𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 = 1 (𝜋 . 0.0318 m  . 12,5 𝑚) ×  19.996 W/m2K 𝑅 𝑐𝑜𝑛𝑣𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 =  0.040046 𝐾/𝑊

## Kalkulasi Heat Transfer pada 1 High Pressure Superheater
Input data : - Mass Flow Steam : 11.67 kg/s
- Mass Flow Steam tiap tubes  : 11.67/94 kg/s = 0.124 kg/s - Temperature Steam Masuk
: 499⁰C
- Temperature Steam Keluar : 528⁰C

## Data steam propertis
- Specific Heat capacity : 2.2972 KJ/kg K

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## 1. Kalkulasi Heat Transfer
𝑸 =  𝒎 𝑪𝒑 (𝑻 𝒐𝒖𝒕 −    𝑻 𝒊𝒏 )
𝑸 =  𝟎. 𝟏𝟐𝟒 𝐤𝐠 𝐬 × 𝟐. 𝟐𝟗𝟕𝟐 𝐊𝐉/𝐤𝐠 𝐊 ×   (𝟓𝟐𝟖 − 𝟒𝟗𝟗) 𝑸 =  𝟖𝟐𝟖𝟎. 𝟕𝟑 𝑾 Kalkulasi Temperatur Wall Inner dan Outer Input data : - Q recieved : 8280.73 W - Thermal Resistan Konveksi Steam :  0.000899 K/W - Thermal Konduksi : 7.58.10^(-5)  K/W - T steam : 513.5 ⁰ C = 787.65 K 1. Kalkulasi Temperature Wall Inner
𝑸 𝑹𝒆𝒄𝒊𝒆𝒗𝒆𝒅 = (𝑻 𝒘𝒂𝒍𝒍 𝒊𝒏𝒏𝒆𝒓 − 𝑻 𝒔𝒕𝒆𝒂𝒎 )
𝑹 𝑲𝒐𝒏𝒗𝒆𝒌𝒔𝒊 (𝑻 𝒘𝒂𝒍𝒍 𝒊𝒏𝒏𝒆𝒓 − 𝟓𝟏𝟑. 𝟓) = 𝟖𝟐𝟖𝟎. 𝟕𝟑 𝐖 ×  𝟎. 𝟎𝟎𝟎𝟖𝟗𝟗 𝐊/𝐖
𝑻 𝒘𝒂𝒍𝒍 𝒊𝒏𝒏𝒆𝒓 =  𝟓𝟐𝟎. 𝟗𝟒 𝑪

## 2. Kalkulasi Temperature Wall Outer
𝑸 𝑹𝒆𝒄𝒊𝒆𝒗𝒆𝒅 = (𝑻 𝒘𝒂𝒍𝒍 𝑶𝒖𝒕𝒆𝒓 − 𝑻 𝒘𝒂𝒍𝒍 𝒊𝒏𝒏𝒆𝒓 )
𝑹 𝑲𝒐𝒏𝒗𝒆𝒌𝒔𝒊
(𝑻 𝒘𝒂𝒍𝒍 𝑶𝒖𝒕𝒆𝒓 − 𝟓𝟐𝟎. 𝟗𝟒) = 𝟖𝟐𝟖𝟎. 𝟕𝟑 𝐖 ×  𝟎. 𝟎𝟎𝟎𝟎𝟕𝟓𝟖 𝐊/𝐖
𝑻 𝒘𝒂𝒍𝒍 𝒊𝒏𝒏𝒆𝒓 =  𝟓𝟐𝟏. 𝟓𝟕 𝑪
Kalkulasi Thermal Stress dan Equivalent Stress pada Tube
Input data:
- Inner Radius Tube
: 0.0133 m
- Outer Radius Tube : 0.0159 m - Mean radius : 0.029 m - Thickness : 0.00266 m
- Pressure Steam : 4.9 Mpa
- Modulus young : 215 GPa
- Thermal expansion coefficient : 0.0000125 o C -1 - Tw,i : 520.94 o C - Tw,o : 521.57 o C - Stress concentration factor : 1

## 1. Kalkulasi Thermal Stress
𝜎 𝑡ℎ𝑒𝑟𝑚𝑎𝑙 = 𝐸𝛼(𝑇𝑤, 𝑜 − 𝑇𝑤, 𝑖)
2 ln ( 𝑟𝑜 𝑟𝑖 ) [ 2 𝑟𝑜 2 𝑟𝑜 2 − 𝑟𝑖 2 ln ( 𝑟𝑜 𝑟𝑖 ) − 1]

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
𝜎 𝑡ℎ𝑒𝑟𝑚𝑎𝑙 = 215 GPa x 0.0000125 1 ℃ x (521.57 °C −  520.94 °C) 2 ln ( 0.0159 m 0.0133 m) 𝑥 [ 2 𝑥 (0.0159 m) 2 (0.0159 m) 2 − (0.0133 m) 2 ln ( 0.0159 m 0.0133 m ) − 1]
𝜎 𝑡ℎ𝑒𝑟𝑚𝑎𝑙 = 0.080 𝑀𝑝𝑎

## 2. Kalkulasi Equivalent Stress
𝜎 =  𝛼𝑚 𝑥 𝑑 𝑚𝑠 2𝑒 𝑚𝑠 𝑥 𝑝 +  𝜎 𝑡ℎ𝑒𝑟𝑚𝑎𝑙
𝜎 = 1 𝑥 0.029 m 0.00266 m 𝑥  4.9 Mpa +  0.080 𝑀𝑝𝑎
𝜎 = 28,96 𝑀𝑝𝑎

## Validasi
Validasi  dilakukan  dengan  membandingkan  nilai  perhitungan  dan  simulasi pada dua parameter yaitu yaitu Koefesien Koveksi dan Equivalent Stress, yang mana pada  kondisi  HRSG  bukaan damper  90⁰  dan  Temperature  inlet  580⁰  C  yang ditunjukan pada tabel X.X.
Tabel 1. Validasi Hasil Simulasi Parameter Value Units Koefisien Konveksi Kalkulasi 19,996 W/m2K Simulasi 20,85 C Error 4,09% Equivalent Stress Kalkulasi 27,60 MPa Simulasi 28,7 MPa

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326

## Analisa Kontur Velocity pada Varias Bukaan Damper
Gambar 12. Kontur Kecepatan Pada Variasi Tempratur Inlet 580⁰C
Pada Gambar 12 menunjukkan kontur kecepatan dengan variasi temperature inlet 580⁰C pada bukaan damper 51⁰, 68⁰, dan 90⁰. Gambar diatas dapat dilihat, pada bukaan damper 51⁰ dan 68⁰ aliran gas buang turbin terbagi menjadi 2. Gas buang turbin mengalir menuju bypass stack dan sebagian lagi menuju kedalam HRSG. Aliran yang  masuk  kedalam  HRSG  cenderung  terarah  pada  bagian  bawah  HRSG  karena pengaruh  luasan  damper  yang  menyempit.  Selain  itu  akibat  tekanan  yang  lebih rendah pada bagian belakang damper, aliran sisa yang menabrak tube superheater akan  menimbulkan vortex ,  lalu  mengalir pada  bagian  belakang  damper.  Akibatnya aliran yang melewati superheater tube  lebih rendah yaitu sekitar 1,26 m/s – 2,52 m/s.
Karateristik  aliran  sedikit  berbeda  pada  variasi  bukaan  damper  90⁰  yang mana damper pada kondisi fully open tidak ada aliran sisa yang menuju damper . Oleh karena  itu,  aliran  yang  melewati  jajaran  superheater  tube  lebih  banyak  dari  pada variasi  bukaan  damper  yang  lainya.  Namun  dari  ketiga  variasi  bukaan  damper tersebut tidak ada aliran yang mengarah pada bagian atas jajaran superheater tube.

## Gambar 13. Grafik Kecepatan Terhadap Elevasi Pada Inlet 580⁰C
Pada  Gambar  13  menunjukkan  grafik  kecepatan  terhadap  elevasi  dengan temperatur inlet 580⁰C. Pada grafik terlihat aliran terjadi pada elevasi 4 – 10 m. Hal

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
ini dibuktikan pada variasi bukaan damper 51⁰ (garis biru) kecepatan rata – rata yang terjadi sepanjang elevasi 4,77 – 8,42 m yaitu sebesar  2,92 m/s . Pada variasi bukaan damper 68⁰ (garis jingga) kecepatan rata – rata yang terjadi sepanjang elevasi 4,77 – 9,44 m yaitu sebesar 2,91 m/s. Sedangkan pada variasi bukaan damper  90⁰   (garis hijau) kecepatan rata – rata yang terjadi sepanjang elevasi 4 – 9,95 m yaitu sebesar
3,59 m/s. Baik pada bukaan damper 51⁰, 68⁰, dan 90⁰  tersebut dapat dilihat pada grafik, elevasi 10 – 16 m memiliki kecepatan sangat rendah yaitu sebesar ±0 m/s. Oleh karena itu, aliran fluegas tidak terjadi pada elevasi tinggi.
Gambar 14. Kontur Kecepatan Pada Variasi Tempratur Inlet 400⁰C
.
Pada  Gambar  14  menunjukkan  kontur  velocity  variasi  temperature  inlet 400⁰C  pada  bukaan damper 51⁰,  68⁰,  dan  90⁰.  Karaterisitik  aliran  pada  variasi  ini hampir mirip dengan variasi temperatur inlet 580⁰C. Pada bukaan damper 51⁰ dan 68⁰  terjadi  aliran  balik  yang  menuju  bagian  belaka ng  damper yang  diakibatkan tekanan yang lebih rendah . Hal ini tidak terjadi pada  90⁰ yang mana pada bukaan damper 90⁰ menimbulkan vortex yang lebih kecil. Apabila dilihat perbedaan terhadap variasi temperature inlet 580⁰C kecepatan yang dihasilkan cender ung lebih kecil hal ini ditunjukan dengan kontur  lebih biru dari pada variasi temperature inlet 580⁰C. Hal ini disebabkan pada variasi temperatur inlet 400⁰C, kebutuhan bahan bakar pada kondisi  operasi  400⁰C  lebih  sedikit  sehingga  mass  flow  inlet  (exhaust gas  turbin) lebih  kecil  dari  pada  variasi  580⁰C.  Namun  dari  ketiga  variasi  bukaan  damper tersebut tidak ada aliran yang mengarah pada bagian atas jajaran superheater tube.
Gambar 15. Grafik Kecepatan Terhadap Elevasi Pada Inlet 400⁰C

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
Pada  Gambar  15  menunjukkan  grafik  kecepatan  terhadap  elevasi  dengan temperatur inlet 400⁰C. Pada grafik terlihat aliran terjadi pada elevasi 4 – 10 m. Hal ini dibuktikan pada variasi bukaan damper 51⁰ (garis biru) kecepatan rata – rata yang terjadi sepanjang elevasi 4,77 – 8,52m yaitu sebesar  1,53 m/s . Pada variasi bukaan damper 68⁰ (garis jingga) kecepatan rata – rata yang terjadi sepanjang elevasi 4,77 – 9,23  m  yaitu  sebesar  1,67  m/s.  Pada  variasi  bukaan  damper    90⁰      (garis  hijau) kecepatan rata – rata yang terjadi sepanjang elevasi 4,77 – 9,95 m yaitu sebesar 2,18
m/s.  Dari  ketiga  bukaan  damper  tersebut  dapat  dilihat  pada  elevasi  10 – 16  m memiliki  kecepatan  sangat  rendah  yaitu  sebesar  ±0  m/s.  Oleh  karena  itu,  aliran fluegas tidak terjadi pada elevasi tinggi.  Dengan demikian baik pada kondisi operasi temperatur  gas  buang  turbin( flue  gas) 580⁰  C  dan  400⁰C  arah  aliran  terjadi  di sepanjang 4 - 10 m. Sedangkan pada elevasi  10 – 16 m kecepatan jauh lebih rendah yang mana artinya tidak ada aliran flue gas yang mlewati elevasi atas.

## Analisa Kontur Temperature Pada Variasi Bukaan Damper
Gambar 16. Kontur Temperature Pada Variasi Temperatur Inlet 580⁰C
Pada Gambar 16 menunjukkan kontur temperatur variasi temperature inlet 580⁰C pada bukaan damper 51⁰, 68⁰, dan 90⁰. Dari hasil terebut terlihat panas dari flue gas tidak terdistribusi dengan baik pada semua variasi damper, area superheater tube bagian atas memiliki temperature lebih  rendah dari pada bagian bawah. Hal ini berkaitan dengan aliran dari gas buang turbin yang hanya  mengarah di sepanjang elevasi 4 – 10 m.
Pada  variasi  damper  51⁰  dan  68⁰  terl ihat  belakang  damper  cenderung berwarna  merah  hal  ini  diakibatkan  karena  aliran  sisa  balik  yang  menabrak superheter tube menuju ke bagian belakang damper. Meskipun pada variasi bukaan damper  90⁰  aliran  tetap  mengarah  pada  bagian  bawah  superheater  tube.  Hal  ini disebabkan bentuk geometri ducting dari HRSG yang cukup tajam dengan kemiringan 71⁰ .

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
Gambar 17. Grafik Temperatur Terhadap Elevasi Pada Inlet 580⁰C
Hasil tersebut secara grafik  dapat dilihat pada gambar 15 yang mana diambil pada sumbu Z - 9,2 m. Dari grafik tersebut dapat dilihat panas sebesar 500⁰C - 580⁰C hanya terdistribusi hingga 4 - 12 m. Pada variasi bukaan damper 51⁰  temperatur dari gas buang turbin terdistribusi sepanjang 4,5 – 8,52 m dengan rata – rata temperatur gas buang turbin  523,17⁰ C. Pada variasi bukaan damper 68⁰ temperature dari gas buang turbin terdistribusi sepanjang 4,5 – 9,64 m dengan rata – rata temperatur gas buang turbin  542,6⁰ C . Hal ini terjadi pada variasi bukaan damper 90⁰ yan g mana panas dari gas buang turbin terdistribusi sepanjang 4,5 – 10,18 m dengan rata – rata temperatur gas buang turbin  506⁰ C. Dengan demikian pengaruh bentuk geometri cukup  signifikan  yang  mana  distribusi  temperatur  yang  mengenai  jajaran High Pressure superheater menjadi tidak merata. Hal ini dapat menyebabkan produksi dari steam superheatar menjadi lebih lama sehingga untuk memulai rolling steam turbin juga semakin lama.
Gambar 18. Grafik Temperatur Terhadap Elevasi Pada Inlet 400⁰C
Pada Gambar 18 menunjukkan kontur temperatur variasi temperature inlet 400⁰C  pada  bukaan  damper  51⁰,  68⁰,  dan  90⁰.  Dari  hasil  terebut  terlihat  serupa dengan variasi temperatur inlet 580⁰C, panas tidak terdistribusi dengan baik pada semua  variasi  damper,  area  superheater  tube  bagian  atas  memiliki  tempperature lebih  rendah dari pada bagian bawah. Hal ini berkaitan dengan aliran dari gas buang turbin yang mengarah pada area bagian bawah superheater juga. Fenomena serupa terjadi  pada  variasi  damper  51⁰  dan  68⁰  yang  mana  belakang  damp er  cenderung berwarna  kuning  hal  ini  diakibatkan  karena  aliran  sisa  balik  membawa  panas  gas buang turbin.

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
Gambar 19. Grafik Temperatur Terhadap Elevasi Pada Inlet 400⁰C
Gambar  19  menunjukkan  grafik  temperatur  terhadap  elevasi  pada  variasi inlet (exhaust gas turbin) 400 ⁰C. Dari grafik tersebut dapat dilihat flue gas turbine sebesar 300⁰C - 400⁰C hanya terdistribusi hingga 4,5 – 10,9 m. Pada variasi bukaan damper 51⁰ panas dari gas buang turbin terdistribusi sepanjang 4,5 – 8,35 m dengan rata – rata temperatur gas buang turbin  350,36⁰C. Pada variasi bukaan damper 68⁰ temperature  dari gas buang turbin terdistribusi sepanjang 4,5 – 9,74 m dengan rata – rata temperatur gas buang turbin  369,0 2 ⁰C. Hal ini terjadi pada variasi bukaan damper 90⁰ yang mana temperatur dari gas buang turbin terdistribusi sepanjang 4,5 – 10,25 m dengan rata – rata temperatur gas buang turbin  373,85. Hasil Simulasi semua variasi bukaan damper dan temperatur inlet (gas buang turbin) mennujukan distribusi temperatur tidak tersebar merata. Meskipun damper dibuka  pada sudut 90⁰  ( fully  open) area  bagian  atas  jajaran  superheater  tidak  terpanaskan  dengan merata. Hal ini yang menyebabkan produksi steam yang digunakan untuk memutar steam turbin menjadi lebih lambat. Hal ini disebabkan oleh bentuk geometri dari inlet ducting yang cukup tajam ( suddenly enlargemnet), dengan kemiringan hingga 71⁰ . Oleh karena itu perlu dilakukan modifikasi atau penambahan equipment pada bagian inlet ducting HRSG.
Analisa Perbedaan Temperatur Pada  Permukaan High Pressure Superheater Tube
Gambar 20 . Kontur Temperatur Pada Tube Variasi Inlet 580°C
Gambar  20  merupakan  kontur  temperatur  pada  superheater  tube  dengan variasi inlet (exhaust gas) 580°C. Pada variasi ini terdapat 2 kondisi yaitu koefesien

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
konveksi 1064 W/m^2 K  (ada steam di tube) dan 5 W/m^2 K (tidak ada steam di tube). Dari gambar di atas dapat dilihat tidak perbedaan temperatur antara inner wall dan outer wall pada koefesien konveksi 1064 W/m^2 K. Hal ini ditunjukan dengan kontur yang sama pada selurruh superheater tube. Pada variasi koefesien konveksi 5 W/m^2  K,  perbedaan  kontur  antara  inner  wall  dan  outer  wall  tube  superheater signifikan. Hal ini ditunjukan dengan kontur tube pada bagain dalam (inner) relatif bewarna biru daripada tube pada bagian luar (outer). Dengan demikian pada  kondisi operasi normal yang mana terdapat steam pada superheater tube (1064 W/m^2K ) beda wall temperatur cenderung lebih kecil. Sedangkan, temperatur gas bunga turbin 580  °C  berkontak  dengan  tube  dengan  kondisi  kosong  (5  W/m^2K)  dapat menimbulkan perbedaan wall temperature yang besar.

## Gambar 21. Kontur Temperatur Tube Variasi Inlet 400°C
Gambar 21 menunjukkan kontur pada superheater tube dengan variasi inlet (exhaust gas) 400°C. Dari gambar ini dapat dilihat kontur tidak jauh berbeda dengan variasi temperatur inlet 580°C, di mana pada kondisi operasi normal (869 W/m^2K) dengan  temperatur  inlet  400  °C  dan  tube  terisi  dengan  steam,  beda  temperature antara  inner  dan  outer  wall  cukup  kecil.  Hal  ini  berbanding  terbaik  pada  kondisi operasi start up HRSG (5 W/m^2K), di mana temperatur inlet HRSG 400 dan tube tidak ada steam pada superhetaer tube. Pada gambar 4. 10 dapat dilihat superhetaer tube  mengalami beda  temperatur cukup besar.  Apabila  dilihat pada setiap variasi sudut  bukaan  damper  hampir  tidak  ada  perbedaan  pada  kontur  temperatur  pada koefesien konveksi 869 W/m^2K dan 5 W/m^2K.

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
Gambar 22. Grafik Sudut Damper Terhadap Perbedaan Temperatur
Gambar  22  merupakan  grafik  sudut  bukaan  damper  terhadap  perbedaan temperatur wall inner tube dan outer tube High Pressure superheater. Dari gambar tersebut dapat dilihat pada kondisi operasi normal dengan heat transfer koefesien 1064 W/m^2 K dan 869 W/m^2K perbedaan temperatur antara inner wall dan outer tube   wall superheater tube relatif lebih kecil yaitu  1,34⁰C  – 4,69⁰C. Pada  kondisi operasi  supperheater terisi oleh steam.
Pada  gambar  22  dapat  dilihat  pada  saat    koefesien  konevksi  5  W/m^2  K dengan temperaur inlet 400⁰C dan 580⁰C,perbedaan temperatur yang terjadi cukup besar. Pada temperatur inlet 400 ⁰C perbedaan temperatur terjadi 74,06⁰C – 79,83⁰C. Sedangkan pada temperatur inlet 580⁰C perbedaan temperatur terjadi relatif lebih besar yaitu 117,04⁰C – 125,5⁰C. Hal ini disebabkan karena kondisi tube superheater yang kosong pada saat start up dapat menimbulkan perbedaan temperatur  antara inner wall  dan outer wall superheater yang cukup besar. Sedangkan pada saat kondisi normal operasi, tube superheater terisi dengan steam sehingga.
Analisa Equivalent stress Pada High Pressure Superheater Tube
Gambar 23. Kontur Equivalent Stress Pada Tube Variasi Inlet 580°C
Gambar  23  menunjukkan  equivalent  stress  yang  terjadi  pada  superheater tube  dengan  temperatur  inlet  580⁰C.  Dari  gambar  di atas  dapat  dilihat  equivalent stress relatif besar terjadi pada variasi nilai koefesien konveksi 5 W/m^2 K. Kontur yang terlihat pada gambar 4.12 , pada  inner wall bewarna lebih merah. Pada variasi koefesien  konveksi    1064  W/m^2  K  equivalent  stress  relatif  lebih  rendah.  Hal  ini

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
ditunjukkan kontur warna berwarna biru, baik bukaan sudut damper 51 ⁰, 68⁰, dan 90⁰. Kondisi ini disebabkan karena perbedaan temperatur reliatif rebih rendah antara inner tube dan outer tube superheater tube.
Gambar 24. Kontur Equivalent Stress Pada Tube Variasi Inlet 400°C
Gambar  24  menunjukkan  equivalent  stress  yang  terjadi  pada  superheater tube  dengan  temperatur  inlet  400⁰C.  Dari  gambar  diatas  dapat  dilihat  equivalent stress relatif besar terjadi pada variasi nilai koefesien konveksi 5 W/m^2 K. Kontur yang  terlihat  pada  gambar  4.13  ,  pada    inner  wall  bewarna  lebih  hijau.  Hal  ini menunjukkan maksimum stress yang terjadi pada bagian inner wall tube. Pada variasi koefesien  konveksi    869  W/m^2  K  equivalent  stress  relatif  lebih  rendah.  Hal  ini ditunjukkan kontur warna  bewarna  biru, baik bukaan sudut damper 51 ⁰, 68⁰, dan 90⁰. Kondisi ini disebabkan karena perbedaan temperatur relatif rebih rendah antara inner tube dan outer tube superheater tube.

## Gambar 25. Grafik Sudut Damper Terhadap Equivalent Stress
Gambar 25 merupakan grafik pengaruh sudut damper terhadap equivalent stress  yang  terjadi  pada  superhetaer  tube.  Dari  gambar  di  atas  dapat  dilihat  pada

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
kondisi operasi normal dengan koefesien konveksi 1064 W/m^2 K dan 869 W/m^2K equivalent  stress  yang  terjadi  pada    wall  superheater  tube  relatif  lebih  kecil  yaitu 23,37 MPa – 31,54⁰C. Dengan demikian pada saat kondisi operasi normal yang mana superheater  tube  terisi  dengan  steam,  superheater  tube  tidak  mengalami  thermal stress.
Pada  gambar  25  dapat  dilihat  pada  saat  koefesien  konveksi  5  W/m^2  K dengan temperatur inlet 400⁰C dan 580⁰C, equivalent stress yang terjadi cukup besar. Pada  temperatur  inlet  400  ⁰C  equivalent  stress  terjadi  128,3  MPa  – 142,18  MPa. Sedangkan pada temperatur inlet 580⁰C perbedaan temperatur terjadi relatif lebih besar yaitu 209,46 MPa – 227,54 MPa. Dengan demikian kondisi tube superheater yang kosong pada saat start up dapat menimbulkan stress yang cukup besar pada bagian superheater tube. Hal ini juga membuktukan teori bahwa thermal stress dapat terjadi karena perbedaan temperatur pada inner dan outer wall tube.
Analisa  Pengaruh  Temperature  Inlet  Dan  Heat  Transfer  Koefesien  Terhadap Material Lifetime Pada High Pressure Superheater
Gambar 26. Equivalent Stress Pada Material S-N Curve
Equivalent Stress diplot ke dalam kurva S-N material SA 213 T22, seperti yang ditunjukkan pada Gambar 26 Equivalent Stress yang berada di bawah batas endurance limit berada pada infinite zone , dimana superheater tube aman dari potensi kegagalan overheating . Equivalent Stress yang berada di atas batas ketahanan berada pada finite zone ,  dimana  superheater  tube  mengalami  kegagalan overheating ,  menyebabkan kegagalan setelah siklus tertentu. Pada Gamabr 4.11 Tabel  4.1 dapat dilihat kegagalan dari material terjadi pada kondisi temepatur inlet HRSG 580 ⁰C namun superheater tube pada kondisi kosong ( heat transfer koefeisen 5 W/m^2 K). Hal ini terjadi pada semua kondisi sudut bukaan damper.

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies
DOI: 47467/eduinovasi.v4i2.4326
Tabel 2. Lifecycle dari Superheater Tube Pada Variasi Kondisi

## KESIMPULAN
Berdasarkan simulasi dan analisis yang telah dilakukan, maka Pada seluruh variasi bukaan damper (51°,  68°,  dan 90°) distribusi kecepatan flue gas terjadi di sepanjang  4 – 10 m baik pada saat kondisi operasi normal (580°C) dan saat FSNL (400°C).Hal ini menyebabkan pada elevasi 10 – 16 m kecepatan rata rata yang terjadi yaitu  ±0 m/s sehingga tidak ada aliran flue gas . Pada seluruh variasi bukaan damper (51°,  68°,  dan  90°)  distribusi  temperatur flue  gas tidak  tersebar  dengan  baik. Temperatur hanya terdistribusi  di sepanjang  4 – 12 m baik pada saat kondisi operasi normal (580°C) dan saat FSNL (400°C). Hal ini mengakibatkan produksi steam pada daerah Superheater menjadi lebiih lama. Kegagalan dari material terjadi pada kondisi temepatur  inlet  HRSG  580  ⁰C  namun  superheater  tube  pada  kondisi  kosong (koefeisen konveksi 5 W/m^2 K). Hal ini terjadi pada semua kondisi sudut bukaan damper. Sedangkan pada kondisi operasi normal  (koefeisen konveksi 1064 W/m^2 K) tidak terjadi thermal stress . Lalu pada saat temperatu r inlet 400 ⁰C baik pada saat koefesien konveksi 869 W/m^2 K (normal) dan 5 W/m^2 K (tidak ada steam) juga tidak terjadi thermal stress yang mana pada grafik S-N Curve terletak pada daerah infinite zone yang terjadi akibat kondisi kevakuman pada daerah tertentu.

## EduInovasi:  Journal of Basic Educational Studies

## DAFTAR PUSTAKA
Ahmed, A., Esmaeil, K. K., Irfan, M. A., & Al-Mufadi, F. A. (2018). Design methodology of heat recovery steam generator in electric utility for waste heat recovery. Interational Journal of Low-Carbon Technologies , 369-379. Corp, F. (2020). HRSG Damper Diverter Damper.
Din ç er,  I.,  &  Zamfirescu,  C.  (2017). Heat  Recovery  Steam  Generator  Technology. Elsevier.
Eriksen, V. L., & Eriksen, V. L. (2017). Fundamentak. In Heat Recovery Steam Generator Technology (pp. 45-63). Elsevier.
Guide, A. F. (2017). ANSYS Fluent User's Guide.
Hennessey, S. P. (2017). Heat Recovery Steam Generator Technology.
Incropera, F. P., Dewitt, D. P., Bergman, T. L., & Lavine, S. (2007). Fundamentals of Heat and Mass Transfer. New Jersey: John Wiley & Sons. Milton  Bell  Joseph  A  Nitzken,  B.  B.,  &  Vogt,  P.  (2003).  CONTROLLING  STEAM PRODUCTION  IN  HEAT  RECOVERY  STEAM  GENERATORS  FOR  COMBINED CYCLE AND ENHANCED OIL RECOVERY OPERATIONS CONTROLLING STEAM PRODUCTION  IN  HEAT  RECOVERY  STEAM  GENERATORS  FOR  COMBINED CYCLE AND ENHANCED OIL RECOVERY OPERATIONS ABSTRACT.
Nusantara,  G.  T.,  &  Widodo,  W.  A.  (2013).  Studi  Numerik  Karakteristik  Aliran  dan Perpindahan Panas pada Heat Recovery Steam Generator PLTGU Block 3 di PT  PJB  Unit  Pembangkitan  Gresik  dengan  Variasi  Sudut  Bukaan  Diverter Damper.
Panicker, N. S., Delchini, M. O., Delchini, M. O., & Delchini, M. O. (2023). Computational fluid  dynamics  investigations  of  flow,  heat  transfer,  and  oxidation  in  heat recovery steam generator. Applied Thermal Engineering . Rezaie, A., & Hellwig, U. (2019). Thermal design and optimization of a heat recovery steam  generator  in  a  combined-cycle  power  plant  by  applying  a  genetic algorithm. Energy , 346-357.
Sarkar, D. K. (2015). Gas Turbine and Heat Recovery Steam. In Thermal Power Plant (pp. 239 - 283). Elsevier.