2.1 Pengkajian Ulang Struktur Anjungan Lepas Pantai

Bab

2 2 Dasar Teori

2.1

Pengkajian Ulang Struktur Anjungan Lepas Pantai

Pengkajian ulang adalah sebuah proses untuk menganalisis kembali dan memberikan penilaian (assessment) terhadap suatu desain struktur berdasarkan suatu peraturan (code) tertentu. Dengan analisis tersebut akan diketahui kesesuaian desain struktur dengan peraturan sehingga dapat dinyatakan aman dan layak untuk dilanjutkan ke tahap konstruksi. Pengkajian ulang biasanya dilakukan oleh pihak independen untuk memberikan kesimpulan yang objektif. Peraturan perencanaan dan spesifikasi standar yang dipergunakan dalam pengkajian ulang ini dilakukan berdasarkan: 1. API RP 2A, 21st Edition (WSD) “Recommended Practice for Planning, Designing, and Construction Fixed Offshore

Platform”. American Petroleum Institute, Washington DC, July 1, 2000. 2. AISC 9th Edition

“Manual of Steel Construction, Allowable Stress Design”. American Institute of Steel Construction, AISC, New York 1989. 3. AWS D1, 1 – 88, “Structural Welding Code – Steel”. American Welding Society, Inc., New York 1988. Laporan Tugas Akhir - Analisa Struktur Anjungan Lepas Pantai Tipe Tetap Jenis Tripod di Selat Makassar

2-1

Gambar 2.1 Peraturan anjungan lepas pantai di Indonesia. 2.1.1

Tahapan Analisa Struktur

Suatu analisis struktur dilakukan untuk menguji hasil dari suatu desain struktur agar dapat memenuhi kriteria desain berdasarkan peraturan yang digunakan. Adapun tahapan dalam suatu kajian ulang analisa struktur terdiri dari: Laporan Tugas Akhir - Analisa Struktur Anjungan Lepas Pantai Tipe Tetap Jenis Tripod di Selat Makassar

2-2

1.

Pengumpulan data (dimensi struktur, beban akibat kerja dan beban lingkungan).

2.

Analisa inplace (kondisi operasi, kondisi badai/storm).

3.

Analisa kelelahan struktur (fatigue).

4.

Analisa dinamik akibat gempa (strength dan ductility).

2.1.2

Kriteria Desain

Kriteria desain untuk setiap anjungan berbeda-beda. Kriteria dominan yang ada di suatu kawasan akan menentukan jenis anjungan yang akan dipilih. Kriteria desain yang terpenting antara lain (dari segi teknik) : 1.

Kedalaman Laut.

2.

Gelombang (tinggi, periode, distribusinya).

3.

Seismik.

4.

Kondisi Tanah.

5.

Angin

6.

Arus

7.

Marine Growth

8.

Kapasitas desain dari deck

2.1.3

Kriteria Lingkungan

Tahap ini merupakan penentuan berdasarkan lingkungan dimana anjungan lepas pantai akan ditempatkan. Meliputi gaya-gaya gelombang dan angin yang bekerja pada platform. Faktorfaktor lingkungan yang harus ditaksir sebelum gaya-gaya dapat diperkirakan adalah kedalaman air, kondisi air pasang, tinggi gelombang badai, kecepatan angin badai, dan dapat juga gempa bumi dan kondisi es. 2.1.4

Kriteria Operasional

Salah satu kriteria dalam menganalisis suatu anjungan adalah mengetahui fungsi anjungan, misalnya untuk produksi, penyimpanan, material handling, jumlah sumur bor, tipe pemboran, dan lain-lain. Konfigurasi anjungan yang dikehendaki juga harus dapat difabrikasi dengan perlengkapan pemasangan yang tersedia. 2.1.5

Faktor Pondasi

Karakteristik tanah dan dasar laut merupakan faktor penting yang harus diperhatikan. Data lain yang perlu diketahui misalnya sejarah geologi, data pengeboran tanah, hasil eksperimen

Laporan Tugas Akhir - Analisa Struktur Anjungan Lepas Pantai Tipe Tetap Jenis Tripod di Selat Makassar

2-3

pemancangan pile, dll. Diperlukan interpretasi data yang tepat dari hasil eksperimen untuk mengetahui pengaruhnya terhadap struktur atas. 2.1.6

Faktor Struktural

Tahapan selanjutnya adalah analisis dari struktur anjungan. Banyaknya deck dan konfigurasi struktur perlu ditentukan agar dapat memikul beban operasional dan ekstrem yang bekerja. Pada tahap ini, harus dipastikan bahwa anjungan memang aman dan layak untuk digunakan. Semua interpretasi data akan diolah pada tahap ini. 2.1.7

Fabrikasi dan Instalasi

Pola dan urutan penempatan komponen struktur dalam proses pembangunan, pola instalasi,dan transportasi jacket, deck, dan peralatan harus menjadi kriteria dalam perencanaan dan desain struktur. Pertimbangan ekonomi dan kemudahan pelaksanaan juga menjadi dasar pemikiran struktur pada tahap ini.

2.2

Struktur Anjungan Tipe Tetap (Jacket)

Ada 3 komponen pada template platform baja yaitu jacket, piles dan deck. Ketiga komponen ini dapat dilihat lebih jelas pada Gambar 2.2.

Gambar 2.2 Komponen template platform baja. Ada 3 (tiga) komponen utama struktur yaitu:


2-4

1. Deck Fungsinya adalah menyokong peralatan, pengeboran dan kegiatan yang dikerjakan diatas air. Deck bisa dibagi-bagi menjadi beberapa tingkat sesuai dengan kebutuhan dan fungsi yang dibutuhkan. Beberapa tingkatan deck yang sudah umum: a. Main deck (deck utama) b. Cellar deck c. Mezzanine deck 2. Jacket

Jacket ini menyokong deck dan melindungi conductor dan juga menyokong sub-struktur lainnya seperti boat landing, barge bumper dan lain-lain. Element utama struktur jacket adalah sebagai berikut: a. Kaki jacket b. Braces (penguat) vertikal, horisontal dan diagonal c. Joint pertemuan antara kaki jacket dan braces d. Skirt pile e. Boat landing, barge bumper, riser, conductor bracing, mud-muts dan lain sebagainya. 3. Pondasi Tiang pancang yang diletakkan didalam kaki jacket akan dipancangkan pada dasar laut.

Deck didukung pada girder, truss dan kolom. Dibawahya, piles yang ujungnya bersambung dengan kolom deck dipancang ke bawah melalui kaki-kaki jacket ke dasar laut. Kaki jacket berpenampang bulat berdiameter besar dan dirangkai bersama sejumlah pipa tubular yang lebih kecil yang disebut braces. Kaki jacket tidaklah vertikal, kaki ini akan semakin melebar yang disebut batter. Kaki jacket melebar untuk menyediakan landasan yang lebih luas untuk

jacket pada mudline dan membantu menahan gaya lingkungan yang menyebabkan momen guling. 2.2.1

Desain Jacket

Jacket adalah tiang-tiang disekitar sumur eksplorasi yang melindungi pompa-pompa, sumur pengeboran dan lainnya. Jacket dipasang mulai dari garis mudline sampai deck substruktur. Kaki jacket mengarahkan pile sewaktu pemancangan pile. Jacket termasuk elemen struktur yang mendasar pada platform yang memberi dukungan terhadap tumbukan kapal yang berlabuh, sistem proteksi terhadap korosi, sistem navigasi dan lain-lain. Laporan Tugas Akhir - Analisa Struktur Anjungan Lepas Pantai Tipe Tetap Jenis Tripod di Selat Makassar

2-5

2.2.2

Penentuan Ukuran Kaki Jacket

Tidak ada ketentuan pasti mengenai ukuran dan kemiringan jacket. Penentuan dimensi

jacket dilakukan berdasarkan pengalaman sebelumnya. Aturan yang yang baik adalah memperkecil luas proyeksi batang didaerah dekat permukaan air sehingga memperkecil beban lingkungan yang diterima struktur. Ketebalan dinding jaket didisain untuk dapat menahan gaya aksial, tegangan bending (bending stress) dan deformasi. Untuk ketebalan dinding jaket biasanya dipakai ½ inchi sampai 2 ½ inchi. Kurang dari ½ inchi penyebabkan masalah korosi cepat terjadi. Ketebalan lebih dari 2 ½ inchi menyebabkan kesulitan dalam fabrikasi dan sering terjadi patahan di daerah titik pengelasan antar braces. 2.2.3

Susunan Rangka

Kaki-kaki jacket saling dihubungkan dan diikat oleh 3 jenis pengaku (bracing) yaitu: 1.

Bracing diagonal pada bidang vertikal

2.

Bracing horisontal pada bidang horisontal

3.

Bracing diagonal pada bidang horisontal

Sistem bracing memiliki 3 fungsi: 1.

Membantu memindahkan beban-beban horisontal ke pondasi

2.

Memberikan kesatuan struktural selama fabrikasi dan instalasi

3.

Menyokong anoda korosi dan kepala konduktor dan meneruskan gaya-gaya gelombang yang dihasilkan ke pondasi

2.2.4

Bracing

A. Tipe-tipe Braces

Braces yang berbentuk vertikal, horisontal, dan diagonal bersama kaki jacket membentuk suatu sistem kekakuatan tersendiri. Sistem kekakuan ini menjalarkan beban dan gaya dari platform ke pondasinya. Ada banyak macam tipe-tipe bentuk braces seperti berikut: a. Tipe 1 : Bentuk pola K brace b. Tipe 2 : Bentuk pola V brace c. Tipe 3 : Bentuk pola N brace d. Tipe 4 : Bentuk pola V dan X brace e. Tipe 5 : Bentuk pola V brace f.

Tipe 6 : Bentuk pola semua X brace


2-6

Gambar 2.3 Bentuk umum pola brace. B. Ukuran Brace Gaya yang bekerja dominan pada braces berpenampang lingkaran adalah gaya aksial. Diameter braces ditentukan sebagai berikut:

60 <

kL < 90 r

( 2.1 )

dimana: k

= koefisien panjang efektif

L

= panjang

r

= radius girasi penampang melintang

Koefisien panjang efektif (k) tergantung dari kondisi ujung-ujung kolom.


2-7

Tabel 2.1 Koefisien panjang efektif (k) Ujung kolom

k

sendi-sendi

1

jepit-jepit

0,5

jepit-sendi

0,7

jepit-bebas

2

Perbandingan antara diameter dan ketebalan:

19 <

D < 60 t

( 2.2 )

dengan: D = diameter t

= ketebalan dinding

Untuk kedalaman laut (h dalam feet) mulai adakan pemeriksaan hidrostatik bila:

250 D > t ( h)1 / 3

( 2.3 )

Bila kemiringan kaki jacket bertambah akan berpengaruh pada: 1.

Beban aksial pada tiang menurun

2.

Beban horizontal pada kepala tiang lebih besar

3.

Luas proyeksi tiang pada horizontal bertambah

4.

Gaya gelombang pada jacket bertambah

5.

Kedalaman pemancangan lebih dangkal

6.

Beban jacket bertambah

7.

Efisiensi menurun

2.3

Perencanaan Pembebanan

Suatu sistem struktur, dimana pun berada tidak akan lepas dari pengaruh beban yang akan bekerja. Hal tersebut berlaku juga bagi anjungan lepas pantai yang berada pada berdiri di daerah perairan laut. Berdasarkan filosofi dasar desain, suatu sistem struktur dalam hal ini anjungan lepas pantai harus mampu menahan beban-beban yang bekerja selama umur


2-8

bangunan tersebut. Dalam proses independent analysis, beban-beban yang dianalisis adalah beban-beban akibat anjungan itu sendiri dan beban akibat pengoperasian anjungan dan beban lingkungan. Gambar dibawah ini akan mendeskripsikan beban-beban yang bekerja pada anjungan lepas pantai, lengkap dengan arah dan daerah dimana beban bekerja.

Gambar 2.4 Pembebanan pada anjungan. 2.3.1

Definisi Pembebanan

Beberapa macam pembebanan yang bekerja pada anjungan yaitu : 1. Beban Mati Beban mati adalah berat sendiri dari struktur anjungan dan semua peralatan permanen dan struktur pelengkap yang tetap keberadaannya. Beban mati harus memasukkan: a. Berat dari struktur anjungan di udara, termasuk tiang pancang, semen pengisi, dan ballast jika ada. b. Berat dari peralatan dan struktur pelengkap yang dipasang permanen pada anjungan. c. Gaya hidrostatik yang bekerja pada struktur dibawah permukaan laut termasuk tekanan dan gaya apung. 2. Beban Hidup Beban hidup adalah beban yang bekerja pada anjungan selama pemakaian yang dapat berubah selama masa operasi anjungan. Beban hidup harus memasukkan:


2-9

a. Berat dari peralatan pengeboran dan produksi yang dapat ditambahkan atau dipindahkan dari anjungan. b. Berat dari persediaan dan cairan dalam tangki penyimpanan. c. Gaya yang dikenakan pada struktur akibat operasi seperti pengeboran, penanganan bahan-bahan, boat landing (tempat penambatan kapal), dan beban helikopter. 3. Beban Lingkungan Sebelum melakukan analisis terhadap respon dari anjungan lepas pantai, perlu dilakukan estimasi kuantitatif terhadap semua beban yang mempengaruhi struktur tersebut, terutama yang penting diperhitungkan adalah kondisi lingkungan. Kondisi lingkungan yang menjadi pertimbangan antara lain : a. Kondisi diatas permukaan laut, yaitu angin. b. Kondisi dipermukaan laut, yaitu gelombang. c. Kondisi dibawah permukaan laut, yaitu arus. Dimana ketiga kondisi diatas, dianalisis untuk kondisi operasi dan kondisi ekstrem (storm). Beban lingkungan juga turut memasukkan perubahan tekanan hidrostatik dan gaya apung pada elemen yang diakibatkan oleh adanya perubahan permukaan laut karena gelombang dan pasang surut. Selain itu diperhitungkan juga beban akibat gempa bumi. Beban lingkungan harus diantisipasi dari segala arah kecuali diketahui hal tertentu yang membuat asumsi lain. masuk akal. 2.3.2

Angin

Gaya angin pada struktur terjadi karena gesekan (friction) udara pada permukaan struktur dan karena adanya perbedaan tekanan di depan dan di belakang struktur. Pengaruh angin dalam kondisi ekstrem sangat signifikan terhadap desain anjungan lepas pantai karena besarnya beban yang diakibatkan akan mempengaruhi kekuatan anjungan diatas permukaan laut. Pengaruh besarnya beban akibat angin tergantung kepada : a. Ukuran dan bentuk dari elemen strukturnya b. Besarnya kecepatan angin A. Gaya angin Beban angin dikenakan pada bagian struktur yang berada diatas permukaan air. Beban angin diperhitungkan dengan menggunakan persamaan dibawah ini:


2-10

( 2.4 ) *

ρ

dimana

Cs

= berat jenis udara **

= luas obyek (ft2)

A V

*

= koefisien bentuk

***

= kecepatan angin (mph)

: ρ biasanya dianggap konstan terhadap perubahan tekanan dan suhu. Untuk suhu 60° F dan tekanan 14,7 lb/in2 persamaannya menjadi:

F = 0,00256 C s A.V 2

( 2.5 )

** : Koefisien bentuk sebagaimana direkomendasikan oleh API RP2A adalah: a.

Area proyeksi anjungan secara keseluruhan

1,0

b.

Bagian silinder

0,5

c.

Balok

1,5

d.

Sisi bangunan

1,5

***: Koreksi kecepatan angin apabila tidak sama dengan ketinggian referensi dalam meter disajikan dengan persamaan :

( 2.6 ) Dimana:

V10 = kecepatan angin pada ketinggian 10 meter y

= ketinggian yang diinginkan (m)

10 = ketinggian referensi (m) X

= eksponensial biasanya 1/8 atau 1/13 tergantung durasi hembusan angin Rekomendasi dari API RP 2A - x

= 1/13 untuk angin yang berhembus keras

- x

= 1/8 untuk angin yang berhembus terus-menerus

B. Gaya Angin Pada Bidang Miring Untuk angin dari segala arah, gaya pada permukaan datar harus dianggap bekerja tegak lurus dari permukaan. Namun, untuk permukaan yang tidak tegak lurus terhadap arah angin, gaya angin harus diperhitungkan dengan menggunakan persamaan berikut ini.


2-11

1 F = ρ .C. A.V 2 cos 2 α 2

( 2.7 )

Dimana : α = sudut arah angin dan arah normal dari permukaan elemen A = luas area pada arah normal elemen Kecepatan angin pada arah normal elemen menjadi V cosα. Untuk circular silinder dengan

panjang L dan diameter D atau untuk pelat datar dengan panjang L dan lebar D, maka A = L x D. Setelah F didapat, besar beban diproyeksikan kepada arah x dan y, sehingga Fx= F cos

α

dan Fy= F sin α.

Gambar 2.5 Proyeksi bidang angin. 2.3.3

Gelombang

Gelombang pada dasarnya adalah manifestasi dari gaya-gaya yang bekerja pada fluida. Tiupan angin pada permukaan air dapat menimbulkan gelombang. Ketika gelombang terbentuk, gaya gravitasi dan tegangan permukaan akan bereaksi untuk menimbulkan rambatan gelombang. Pengaruh gelombang dipermukaan laut ditinjau dalam kondisi ekstrem menjadi pertimbangan penting dalam desain anjungan lepas pantai karena besarnya beban yang dihasilkan akan berpengaruh terhadap anjungan, terutama yang terendam air. Terdapat 3 jenis gelombang : (1) gelombang sinusoidal, (2) gelombang cnoidal, (3) gelombang solitary. Pada umumnya, teori gelombang sinusoidal biasa digunakan untuk laut dalam dan teori gelombang cnoidal untuk laut dangkal. Untuk laut yang sangat dangkal, teori gelombang solitary lebih direkomendasikan. Karakteristik gelombang 2 dimensi yang merambat dalam arah x dapat dilihat pada Gambar 2.6.


2-12

Gambar 2.6 Keterangan: L

Kinematika gelombang 2 Dimensi.

= Panjang gelombang

H

= Tinggi gelombang

A

= Amplitudo gelombang (=1/2 H)

C

= Cepat rambat gelombang

U

= Kecepatan horizontal partikel air

W

= Kecepatan vertikal partikel air

MWL

= Mean water level

η(x,t)

= Elevasi muka air dilokasi x pada saat t

H

= Kedalaman perairan

Dalam kebutuhan desain, analisis terhadap efek dari gelombang kepada struktur bisa dilakukan dengan cara mengambil salah satu yang mewakili kondisi ekstrem pada daerah yang berpotensi maksimum atau bisa juga dengan cara statistik dari gelombang selama kondisi ekstrem. A. Pemilihan Teori Gelombang Dalam perencanaan desain gelombang suatu struktur anjungan lepas pantai perlu ditentukan teori gelombang yang sesuai, Baltrop et al (1990) menawarkan suatu diagram yang diperoleh dari hasil membandingkan kecepatan partikel air, percepatan, tinggi gelombang, dan panjang gelombang yang dihitung dari teori gelombang yang sering digunakan. Gambar 2.8 adalah diagram daerah aplikasi dari stream function, Stokes 5, dan teori


2-13

gelombang linier yang telah dimodifikasi API RP 2A untuk keperluan desain. Tahapan pemilihan teori gelombang : 1.

Input data yang diperlukan : d = kedalaman air (ft) g = gaya gravitasi (ft/s2) T = periode maksimum gelombang (s) V = kecepatan arus pada permukaan laut (ft/s) H = tinggi gelombang maksimum (ft)

2.

Untuk menghasilkan kombinasi beban yang maksimal, maka gelombang dan arus akan dihitung dengan arah yang sejajar.

3.

Berdasarkan pertimbangan diatas, maka ada syarat yang harus dipenuhi agar grafik penentuan apparent wave period bisa digunakan. Syaratnya adalah kedalaman relatif ( d

4.

Hitung V

gT

gT 2

) harus lebih besar dari 0,01.

, kemudian plot grafik apparent wave period, sehingga didapat nilai

Tapp / T. Sehingga besar Tapp bisa diketahui.

Gambar 2.7

Grafik penentuan Tapp dari API.

5.

Hitung nilai d/gTapp2 dan H/ gTapp2.

6.

Plot nilai d/gTapp2 dan H/gTapp2 pada grafik validasi teori gelombang, sehingga akan diketahui teori gelombang yang akan dipakai.


2-14

Gambar 2.8

Grafik pemilihan teori gelombang dari API.

B. Teori Gelombang Stokes Stokes (1847) mengembangkan teori gelombang Airy dengan melanjutkan analisis sampai orde ketiga untuk mendapatkan ketelitian yang lebih baik dalam kecuraman muka gelombang (wave stepness) H/L. Pengembangan lebih jauh dilakukan oleh Skjelbreia dan Hendrickson (1961) sampai orde kelima. Hasil pengembangan tersebut dikenal sebagai teori gelombang Stokes orde kelima yang sampai saat ini banyak digunakan dalam perhitungan desain untuk gelombang dengan amplitudo kecil. Teori gelombang Stokes orde kelima dianggap valid untuk kondisi perairan dimana rasio kedalaman h/L lebih besar dari 1/10. Kondisi ini umumnya sesuai dengan gelombang badai (storm wave) yang biasanya diperhitungkan dalam perencanaan bangunan lepas pantai.


2-15

C. Gaya Gelombang Pada Tiang Silinder Tegak

Gambar 2.9

Gaya gelombang pada silinder tegak.

Gaya pada tiang silinder tegak akibat gelombang pertama kali diperkenalkan oleh Morison dengan batasan diameter tiang relatif kecil dibandingkan panjang gelombang yang menerpa tiang.

F = FD + FI = C D

w δU w AU U + C M V 2g g δt

( 2.8 )

Dimana : − F adalah gaya hidrodinamik per satuan panjang yang bekerja tegak lurus terhadap sumbu elemen, lb/ft (N/m) − FD adalah gaya seret per satuan panjang yang bekerja tegak lurus terhadap sumbu elemen dan U, lb/ft (N/m) − FI adalah gaya inersia per satuan panjang yang bekerja tegak lurus terhadap sumbu elemen dan αU/αt, lb/ft (N/m) − CD adalah koefisien seret − w adalah berat jenis air, lb/ft3 (N/m3) − g adalah percepatan gravitasi, ft/sec2 (m/sec2) − A adalah area proyeksi tegak lurus terhadap sumbu silinder per satuan panjang (D untuk silinder), ft (m) − V adalah volume terpindahkan dari silinder per satuan panjang (πD2/4 untuk silinder), ft2 (m2) − D adalah diameter efektif dari elemen silinder termasuk marine growth, ft (m)


2-16

− U adalah komponen kecepatan (karena gelombang dan/atau arus) dari air yang tegak lurus sumbu elemen, ft/sec (m/sec) − |U| adalah nilai mutlak dari U, ft/sec (m/sec) − CM adalah koefisien inersia

δU − δt adalah komponen percepatan lokal dari air yang tegak lurus sumbu elemen, ft/sec2 (m/sec2) Suku pertama dari ruas kanan pada persamaan Morison merupakan komponen gaya seret (drag force) yang besarnya sebanding dengan kuadrat kecepatan partikel. Tanda harga absolut digunakan untuk memastikan arah (dan tanda) komponen gaya seret sesuai dengan arah kecepatan partikel. Suku ke-dua dari ruas kanan merupakan komponen gaya inersia yang besarnya sebanding dengan perepatan partikel air. Besarnya gaya seret (FD) bergantung kepada : bentuk, kekasaran dari objek, bilangan reynold, dan intensitas turbulensi dari aliran air. Sedangkan gaya inersia diakibatkan oleh adanya percepatan partikel air. Koefisien drag merupakan fungsi dari bilangan Reynolds Rn. Untuk aliran yang memiliki kecepatan u, melewati silinder dengan diameter D, Rn diberikan :

Rn = uD /ν dimana

( 2.9 )

ν = Kinematik viskositas dari aliran

Untuk keperluan praktis perencanaan struktur anjungan lepas pantai dapat digunakan nilai koefisien drag dan inersia yang direkomendasikan dalam API RP2A sebagai berikut: -

Smooth

CD = 0.65, CM =1.6

-

Rough CD = 1.05, CM =1.2 Tabel 2.2

Koefisien Hidrodinamika API untuk Berbagai Diameter


2-17

Modifikasi nilai koefisien Drag dan Inersia diperlukan apabila pada batang tubular tersebut terdapat tambahan struktur/komponen lain, misalnya anode. Modifikasi koefisien drag dan inersia tersebut ditentukan dengan rumusan sebagai berikut:

C d' =

A1C d 1 + nA2 C d 2 A1

( 2.10 )

C m' =

V1C m1 + nV2 C m 2 V1

( 2.11 )

dengan : A1

= luas drag batang tubular

Cd1

= koefisien drag batang tubular

A2

= luas drag komponen/anode

Cd2

= koefisien drag komponen/anode

V1

= volume batang tubular

Cm1

= koefisien massa batang tubular

V2

= volume komponen/anode

Cm2

= koefisien massa komponen/anode

n

= jumlah komponen/anode

Gaya total F diperoleh dengan cara mengintegrasikan persamaan morison sepanjang elemen struktur. Pada gambar silinder tegak diatas, gaya total dihitung dengan mengintegrasikan persamaan morison dari z = 0 sampai z = z. z

F = ∫ f ( z )dz

( 2.12 )

0

Dengan cara yang sama, momen total M pada z = 0 (sea floor) akibat gaya gelombang yang bekerja sepanjang z = 0 sampai dengan z = z adalah, z

M = ∫ zf ( z )dz

( 2.13 )

0

Titik tangkap resultan gaya gelombang yang bekerja pada tiang silinder tegak dihitung dengan persamaan

z=

M ; dimana z dihitung dari dasar tiang (sea floor) F


( 2.14 )

2-18

D. Gaya Akibat Gelombang Stokes Dalam

melakukan

perhitungan

gaya

dan

momen

maksimum,

dilakukan

dengan

menggunakan metoda numerik dimana tiang silinder dibagi menjadi N segmen dan menghitung gaya pada setiap segmen dengan menggunakan persamaan F(z) = FD (z) + FI (z) pada saat (t) gaya maksimum terjadi dan menganggap gaya yang terjadi merata sepanjang tiap segmen. Momen pada dasar tiang bisa didapat dengan menjumlahkan momen dari setiap segmen. Perhatikan gambar dibawah dimana tiang dibagi dalam 2 (dua) segmen, dimana segmen terbawah panjangnya z1 dan segmen atas panjangnya z2-z1.

Gambar 2.10

Pembagian segmen gaya gelombang.

Gaya yang terjadi pada segmen bawah adalah F(z1) dan gaya yang terjadi pada segmen atas adalah F(z2) - F(zl). Dengan menganggap gaya tersebut terditribusi secara merata, titik tangkap gaya resultan akan terletak ditengah setiap segmen sehingga momen pada tiang di dasar perairan dapat dituliskan sebagai berikut : M =

1 1 F1 z 1 + ( F 2 − F1 )( z 2 + z 1 ) 2 2

( 2.15 )

Harga t harus dicari dimana gaya yang terjadi maksimum. Secara umum, momen yang terjadi pada dasar tiang bila kita membagi tiang menjadi N segmen dimana F0 = 0 dan z0=0 adalah :

M =

1 N ∑ ( Fn − Fn−1 )( z n + z n−1 ) 2 n =1

( 2.16 )

E. Apparent wave period Arus yang searah dengan gelombang cenderung memperbesar panjang , sedangkan arus yang berlawanan memperkecil panjang gelombang. Apparent wave period, Tapp, adalah periode gelombang relatif terhadap arus sejajar efektif. Untuk gelombang yang merambat


2-19

pada suatu profil arus, penentuan apparent wave period dilakukan dengan menyelesaikan persamaan di bawah ini secara bersamaan:

λ T

=

VI =

λ Tapp

+ VI

2 Tapp =

2πλ g tanh (2πd / λ )

0 4π / λ ⎡ 4π ( z + d ) ⎤ U c ( z ) cosh ⎢ ∫ ⎥ dz sinh (4πd / λ ) d λ ⎣ ⎦

(2.17)

(2.18)

Dimana : λ

= panjang gelombang

d

= kedalaman laut badai

Uc(z)

= komponen profil arus untuk kondisi tetap pada arah gelombang z

g

= percepatan gravitasi

VI

= kecepatan arus sejajar efektif

T

= periode gelombang relatif terhadap obyek tetap

F. Faktor Kinematika Gelombang Kinematika gelombang umum dua dimensi dari teori gelombang Stream Function atau Stokes 5 tidak memperhitungkan penyebaran arah gelombang atau ketidakseragaman dalam bentuk profil gelombang. Karakteristik nyata ini dapat dimodelkan dalam analisis gelombang deterministik dengan mengalikan kecepatan dan percepatan mendatar dari penyelesaian gelombang dua dimensi umum dengan faktor kinematika gelombang. Pengukuran kinematika gelombang memiliki faktor berkisar antara 0,85 sampai 0,95 untuk badai tropis dan 0,95 sampai 1,00 untuk badai bukan tropis. G. Marine Growth Semua bagian dari struktur (elemen, conductor, riser, struktur tambahan, dan

lain-lain)

yang terbenam, luas penampangnya diperbesar dikarenakan adanya marine growth. Diameter efektif dari elemen adalah D = Dc + 2t, dimana Dc adalah diameter luar dan t adalah ketebalan marine growth rata-rata yang dapat diperoleh dari pengukuran keliling dengan pita pengukur 1 sampai 4 inci. Pertambahan luas melintang ini mengakibatkan gaya gelombang yang diterima oleh struktur menjadi lebih besar.


2-20

2.3.4

Arus

Arus, relatif memiliki pergerakan yang konstan. Arus di laut biasanya terjadi akibat adanya pasang surut dan gesekan angin pada permukaan air (wind-drift current). Kecepatan arus bekerja pada arah horisontal dan bervariasi menurut kedalaman. Besar dan arah arus pasang surut dipermukaan biasanya ditentukan berdasarkan pengukuran di lokasi. Wind-drift current di permukaan biasanya diasumsikan sekitar 1 % dari kecepatan angin pada ketinggian 30 ft diatas permukaan air. Untuk kebutuhan rekayasa, variasi arus pasang surut terhadap kedalaman biasanya diasumsikan mengikuti profil pangkat 1/7 ("one-seventh

power law") dan variasi arus akibat gesekan angin diasumsikan linier terhadap kedalaman. Variasi arus ditunjukkan pada Gambar 2.11.

Gambar 2.11

Variasi arus.

Dalam kondisi badai, arus terjadi bersamaan dengan gerakan air akibat gelombang. Arah arus pasang surut bisa tidak sama dengan arah rambat gelombang, tetapi wind-drift current biasanya diasumsikan searah dengan gerakan gelombang. Arus yang terjadi bersamaan dengan gelombang akan mempengaruhi karakteristik gelombang. Besar pengaruh arus terhadap gelombang tergantung pada rasio kecepatan maksimum arus terhadap kecepatan gelombang. Tetapi, pengaruh arus bisa diabaikan untuk kondisi gelombang saat badai (storm). Sehingga untuk kebutuhan desain, dalam perhitungan gaya akibat arus dan gelombang yang bekerja pada struktur dilakukan dengan menambahkan kecepatan arus dengan kecepatan horisontal akibat gelombang. Metoda ini sesuai dengan rekomendasi API yang ditunjukkan pada Gambar 2.12.


2-21

Gambar 2.12

Diagram perhitungan arus dan gelombang.

A. Current Blockage Factor Kecepatan arus disekitar anjungan bekurang dari kondisi mengalir bebas oleh faktor hambatan. Dengan kata lain, kehadiran struktur mengakibatkan arus menyebar; sebagian arus mengelilingi struktur dan tidak melaluinya, dan kecepatan arus disekitar struktur berkurang. Current blockage factor dihitung dengan menggunakan persamaan berikut :

(C d D) i ⎤ ⎡ ⎢1 + ∑ ⎥ 4W ⎦ ⎣ Dimana Σ(CdD)i

−1

(2.19) adalah penjumlahan dari “drag diameter” dari seluruh elemen yang

terpotong oleh suatu bidang mendatar tertentu dan W adalah lebar keseluruhan dari anjungan tegak lurus terhadap arus pada elevasi tersebut. B. Kinematika Gelombang dan Arus Gabungan Kinematika

gelombang

yang

telah

disesuaikan

dengan

penyebaran

arah

dan

ketidakseragaman, harus digabungkan dengan profil arus yang telah disesuaikan dengan faktor hambatan. Karena profil arus hanya ditentukan untuk kedalaman air rata-rata pada kriteria desain, harus digunakan beberapa cara untuk memperpanjang atau memperpendek profil arus tersebut terhadap ketinggian gelombang lokal.


2-22

Untuk profil arus dimana perpanjangan linear merupakan pendekatan yang dapat diterima, Vz arus pada jarak z diatas kedalaman laut rata-rata, dapat diperhitungkan dari profil arus yang telah ditentukan pada elevasi z’ dengan menggunakan persamaan di bawah ini:

V x = V z′

(z + d ) d ( z ′ + d ) (d + η )

dimana: V’z

(2.20)

= arus tertentu pada elevasi z’

d

= kedalaman air pada saat badai

η

= jarak antara permukaan gelombang dengan kedalaman laut rata-rata

(η

dan z positif diatas kedalaman laut rata-rata dan sebaliknya) Penelitian telah menunjukkan bahwa sebuah profil arus yang diperpanjang secara non linier cocok digabungkan dengan kinematika gelombang yang telah terpengaruh Doppler. Perpanjangan non linier memperhitungkan arus yang telah dipanjangkan, Vz, untuk sebuah partikel yang berada pada elevasi z, berdasarkan kecepatan Vz’ yang telah ditentukan di profil arus pada elevasi z’ sebagai berikut:

Vz =Vz

′ z ′ + η ⎡ sinh (2π ( z ′ + d ) / λ n ⎤ ⎢ ⎥ z ⎣ sinh (2πd / λ n ) ⎦

(2.21)

dimana λn adalah panjang gelombang untuk ketinggian H dan periode Tapp tertentu 2.3.5

Gaya Apung

Tekanan air pada struktur yang tenggelam timbul karena berat air diatasnya dan pergerakan fluida di sekitar struktur yang diakibatkan oleh gelombang. Tekanan air pada struktur yang tenggelam dapat memperbesar tegangannya. Gaya yang diakibatkan oleh gelombang telah dihitung di dalam persamaan Morison. Besar gaya apung yang bekerja pada struktur terendam dalam fluida baik itu sebagian atau seluruhnya adalah : (2.22) dimana

γf

= berat jenis air

V

= volume benda atau struktur yang tenggelam.


2-23

2.3.6

Ketinggian Aman Deck

Gelombang yang menerpa deck terbawah dari suatu anjungan dan peralatannya dapat menimbulkan gaya yang besar dan momen guling. Kecuali jika anjungan memang didesain untuk dapat menahan gaya-gaya ini, ketinggian dari deck harus cukup untuk menyediakan ruang bebas diatas puncak dari gelombang desain. Sebagai tambahan, suatu “air gap” harus disediakan untuk mengantisipasi gelombang yang lebih besar dari gelombang desain. Hal ini terdapat dalam API RP2A Bagian 1.2.7. API RP2A Bagian 2.3.4g menyatakan bahwa untuk menghindari gaya yang besar tersebut, ketinggian dari deck terbawah harus berada pada elevasi diatas puncak gelombang desain ditambah dengan daerah aman. Suatu kisaran aman, atau air gap sebesar 5 ft ditambahkan ke ketinggian puncak gelombang untuk mengantisipasi penurunan anjungan, ketidakpastian kedalaman laut, dan untuk kemungkinan terjadinya gelombang yang sangat besar untuk menentukan elevasi minimum dari deck terbawah anjungan yang diperlukan untuk menghindari terpaan gelombang pada deck. 2.3.7

Kombinasi Pembebanan

Anjungan harus didesain dengan kombinasi pembebanan yang akan menghasilkan efek yang paling membahayakan bagi struktur. Kombinasi pembebanan ini terdiri dari beban lingkungan, beban mati dan beban hidup yang sesuai. Beban lingkungan harus dikombinasikan dengan cara yang sesuai dengan kemungkinan kejadian tersebut terjadi bersamaan selama kondisi pembebanan yang sedang dipertimbangkan. Pembagian beban yang akan dikombinasikan : 1. Beban gravitasi Beban gravitasi ini terdiri dari : a. Berat sendiri platform b. Beban peralatan c. Beban lain-lain (ketepatan item, perubahan desain, perubahan fabrikasi, dll). Kombinasi dari ketiganya terbagi menjadi : a. Beban mati nominal b. Beban mati maksimum c. Beban mati minimum Ketiga kombinasi tersebut dibedakan berdasarkan berat jenisnya.


2-24

2. Beban angin a. Dianalisis untuk kondisi operasi dan kondisi ekstrem. b. Beban angin ini bekerja pada 12 mata angin. Setiap arahnya diproyeksikan pada arah x dan arah y. c. Koefisien untuk beban angin ini dibedakan berdasarkan arah angin yang sedang ditinjau. Hal ini dilakukan agar desain yang dihasilkan lebih akurat dan menyerupai kondisi sebenarnya. d. Penting untuk diperhatikan formula yang akan dipakai dalam analisis beban angin. 3. Beban gelombang dan arus a. Dianalisis untuk kondisi operasi dan kondisi ekstrem b. Dianalisis pada 12 mata angin. c. Koefisien untuk beban gelombang dan arus diperoleh dari besarnya dynamic

amplification factor (DAF), yang nilainya sudah diasumsikan sebelumnya. Besar DAF untuk kondisi operasi dan ekstrem memiliki nilai yang berbeda. Tiap elemen anjungan harus didesain dengan kombinasi pembebanan yang mengakibatkan tegangan terbesar pada elemen, dengan turut mempertimbangkan tegangan izin untuk kondisi pembebanan yang mengakibatkan tegangan tersebut. Kombinasi pembebanan pada umumnya terbagi menjadi : 1. Kombinasi pembebanan pada kondisi operasi dan kedalaman laut maksimum 2. Kombinasi pembebanan pada kondisi operasi dan kedalaman laut minimum 3. Kombinasi pembebanan pada kondisi ekstrim, maksimum gravitasi, dan kedalaman laut maksimum 4. Kombinasi pembebanan pada kondisi ekstrim, maksimum gravitasi, dan kedalaman laut minimum 5. Kombinasi pembebanan pada kondisi ekstrim, minimum gravitasi, dan kedalaman laut maksimum 6. Kombinasi pembebanan pada kondisi ekstrim, minimum gravitasi, dan kedalaman laut minimum Adapun komponen penyusun dari kombinasi pembebanan :


2-25

1. Komponen akibat beban mati. Untuk kondisi operasi, beban mati yang digunakan adalah beban mati maksimum, sedangkan untuk kondisi ekstrim, beban mati yang digunakan adalah beban mati minimum. 2. Komponen akibat beban angin yang sudah diproyeksikan pada arah x dan arah y. 3. Komponen akibat beban gelombang dan arus pada arah mata angin yang sedang ditinjau.

2.4 2.4.1

Sambungan Baja Tubular Sambungan Sederhana

Sambungan sederhana adalah sambungan yang terdiri dari tidak terlalu banyak cabang dan tidak terjadi overlap. Ada beberapa klasifikasi sambungan seperti K, T, Y, dan X yang ditentukan berdasarkan pola sambungan dan pola pembebanan. Untuk dapat dianggap sebagai sambungan tipe K, punching load pada brace harus diseimbangkan oleh punching

load pada brace di seberang sambungan pada bidang yang sama. Untuk sambungan T & Y, punching load didekati sebagai gaya geser balok di chord. Untuk sambungan X, punching load diteruskan melalui chord ke brace di seberang. Untuk brace yang meneruskan sebagian bebannya sebagai sambungan K dan sebagian sebagai sambungan T & Y atau sambungan X, interpolasikan berdasarkan masing-masing bagian secara keseluruhan.

Gambar 2.13

Tipe-tipe sambungan tubular.


2-26

Kemampulayanan sambungan dapat dihitung dengan perhitungan punching shear atau beban nominal pada brace. Kedua pendekatan tersebut diharapkan menghasilkan kesimpulan yang sama. Beberapa terminologi dan parameter geometri dari sambungan sederhana baja tubular adalah sebagai berikut :

Gambar 2.14 Keterangan:

Detail sambungan sederhana.

θ = Sudut brace (dari chord) g = Jarak renggang, in. (mm) t = Ketebalan brace, in. (mm) T = Ketebalan chord, in. (mm) d = Diameter brace, in. (mm) D = Diameter chord, in. (mm)

Selain itu ada juga parameter lain yang didapatkan dari parameter-parameter diatas, yaitu: a.

α=

2L D

b.

β=

d D

c.

γ=

D 2T

d.

τ=

t T

e.

ζ=

g D

A. Punching Shear

Punching shear yang bekerja dapat dihitung dengan rumus :

ν p = τ × f sin θ dengan :

(2.23)

f = gaya aksial nominal, lentur in-plane, atau lentur out of plane pada brace (punching shear untuk masing-masing dipisah ).


2-27

Gambar 2.15

Gaya aksial nominal, lentur in-plane, lentur out of plane.

Tegangan punching shear yang diizinkan pada dinding chord adalah yang terkecil dari geser AISC izin ( 0,4 fy ) atau :

ν pa = Qq Q f

Fyc 0, 6 γ

( ditambah 1/3 peningkatan jika memungkinkan )

(2.24)

Kapasitas νpa harus dievaluasi secara terpisah untuk setiap komponen pembebanan brace dan menggunakan faktor Qq dan Qf yang bersesuaian. Qq adalah faktor untuk memperhitungkan efek pembebanan dan geometri. Qf adalah faktor untuk memperhitungkan keberadaan tegangan nominal longitudinal pada chord.

Q f = 1, 0 − λγ A2 dengan :

(2.25)

λ = 0,030 untuk tegangan aksial brace (fax) = 0,045 untuk tegangan lentur in-plane (fbz) = 0,021 untuk tegangan lentur out-of-plane (fby)

A=

2 2 2 f AX + f IPB + f OPB

dengan :

0, 6 Fyc

(ditambah 1/3 peningkatan jika memungkinkan)

(2.26)

fAX, fIPB, fOPB = tegangan nominal aksial, lentur in-plane, dan lentur out-of-plane pada chord. Qf

= 1,0 (apabila tegangan serat paling ekstrem dari chord adalah tegangan tarik.)


2-28

Tabel 2.3 Nilai Qq

Tipe Pembebanan Brace Tipe & Tarik Tekan Lentur IP Lentur OP Geometri K overlap 1,8 1,8 (1,1 + 0,2/β) Qg (1,1 + 0,2/β) Qg K gap 3,72 + 0,67/β (3,72 + 0,67/β) Qβ T&Y 1,1 + 0,2/β 1,1 + 0,2/β (0,75 + 0,2/β) Qβ X 1,1 + 0,2/β X dgn. diaph 1,1 + 0,2/β 1,1 + 0,2/β - Qβ =

0,3 β (1 − 0,833β )

untuk β > 0,6

- Qβ = 1,0

untuk β ≤ 0,6

- Qg = 1,8 – 0,1 g/T

untuk γ ≤ 20

- Qg = 1,8 – 4 g/T

untuk γ > 20

Untuk kombinasi tegangan aksial dan lentur pada brace, persamaan interaksi berikut dapat digunakan : 2

2

⎡ Vp ⎤ ⎡ Vp ⎤ ⎢ ⎥ +⎢ ⎥ ≤ 1, 0 ⎢⎣ V pa ⎥⎦ IPB ⎢⎣ V pa ⎥⎦ OPB

(2.27) 2

2

⎡ VP ⎤ ⎡ Vp ⎤ ⎡ Vp ⎤ 2 ⎢ ⎥ + arcsin ⎢ ⎥ +⎢ ⎥ ≤ 1, 0 ⎣⎢ V pa ⎦⎥ AX π ⎣⎢ V pa ⎥⎦ IPB ⎣⎢ V pa ⎦⎥ OPB

(2.28)

B. Beban Nominal Kapasitas sambungan izin dalam hal ini beban nominal brace adalah :

Pa = Qu Q f

FycT 2 1,7 sin θ

M a = Qu Q f

FycT 2 1,7 sin θ

dengan : Pa

(2.29)

(0,8d ) (2.30)

= kapasitas izin untuk beban aksial brace

Ma = kapasitas izin untuk momen lentur brace. Qu = faktor kekuatan ultimit yang bergantung pada tipe sambungan dan beban. Laporan Tugas Akhir - Analisa Struktur Anjungan Lepas Pantai Tipe Tetap Jenis Tripod di Selat Makassar

2-29

Tabel 2.4 Nilai Qu Tipe Pembebanan Pada Brace

Tipe Sambungan dan Braces

Tarik Aksial

K T&Y w/o diafragma w/ diafragma

Tekan Aksial

( 3,4 + 19 β ) Qg ( 3,4 + 19 β ) ( 3,4 + 19 β ) ( 3,4 + 13 β ) Qg ( 3,4 + 19 β )

Lentur In-plane

Lentur Out-plane

( 3,4 + 19 β )

( 3,4 + 7 β ) Qg

Untuk kombinasi aksial dan lentur pada brace, persamaan interaksi berikut dapat digunakan:

⎛M ⎞ ⎟⎟ ⎜⎜ ⎝ Ma ⎠

2

⎛M ⎞ IPB + ⎜ ⎜ M ⎟⎟ ⎝ a⎠

P 2 + arcsin Pa π 2.4.2

2

OPB

⎛M ⎞ ⎜⎜ ⎟⎟ ⎝ Ma ⎠

≤ 1,0

2

⎛M ⎞ IPB + ⎜ ⎜ M ⎟⎟ ⎝ a⎠

(2.31)

2

OPB

≤ 1,0

(2.32)

Sambungan Overlap

Pada sambungan overlap momen brace berpengaruh signifikan dan beban aksial disalurkan langsung dari satu brace ke brace yang lain melalui las.

Gambar 2.16

Detail sambungan overlap.

Komponen beban aksial izin yang tegak lurus dengan chord (Pp) dapat dihitung sebagai berikut :

Pp = (V pa T l1 ) + (2 Vwa t w l 2 ) , untuk cara punching shear

(2.33a)

l ⎞ ⎛ Pp = ⎜ Pa sin θ 1 ⎟ + (2ν wat wl2 ) , untuk cara beban nominal. l⎠ ⎝

(2.34b)


2-30

dengan : Vpa = tegangan izin punching shear Pa

= beban aksial izin

T

= ketebalan chord

Vwa = tegangan izin las l

= keliling daerah kontak brace dengan chord mengabaikan overlapp

l1

= keliling brace yang menyambung ke chord

l2

= panjang chord terproyeksi dari las overlap, diukur tegak lurus dari chord

Sambungan harus kuat setidaknya 50% dari gaya Pp yang bekerja.

Penyaluran Beban Melintasi Chord

2.4.3

Sambungan dimana bebannya disalurkan melewati chord dapat diperiksa untuk keruntuhan umum sesuai rekomendasi API. Untuk sambungan yang diperkuat dengan meningkatkan ketebalan dan memiliki rasio diameter chord brace kurang dari 0,9, beban cabang aksial izin (allowable axial branch load) dihitung dari persamaan:

P = P(1) +

L [ P(2) − P(1)] untuk L < 2,5 D 2,5 D

P = P(2) untuk L > 2,5 D

(2.35a) (2.35b)

dengan : P(1) = kapasitas brace izin dengan menggunakan ketebalan elemen chord nominal P(2) = kapasitas brace izin dengan menggunakan ketebalan sambungan

2.5

Sambungan Grouting Pile dan Leg

Beban platform dapat disalurkan ke pile melalui grouting antara jacket leg dengan pile. Mekanisme transfer beban tersebut merupakan kombinasi antara lekatan / friksi antara semen grouting dengan permukaan baja dan tumpuan antara grouting terhadap shear key. Pada saat konstruksi, sebaiknya digunakan centralizer untuk menjaga keseragaman jarak antara pile dengan leg. Jarak minimum antara kedua baja tubular yang konsentrik adalah 38 mm apabila grouting merupakan satu-satunya cara transfer beban. Perlu diperhatikan agar saat konstruksi tidak terjadi void pada grouting dan intrusi lumpur dari dasar laut yang lunak.


2-31

Banyak faktor yang mempengaruhi kekuatan sambungan grouting. Beberapa diantaranya adalah kuat tekan unconfined grouting, ukuran dan jarak shear key, tipe admixture, metoda penempatan grouting, kondisi permukaan baja, keberadaan material lain yang dapat mengganggu lekatan, dan banyaknya gangguan dari pergerakan platform selama grouting

setting. Dalam perhitungan gaya aksial yang bekerja pada grouting, perlu diperhatikan distribusi dari keseluruhan beban ke masing-masing pile. Dalam kondisi tidak tersedianya data komprehensif, beban aksial transfer izin diambil sebagai nilai terkecil dari gaya yang dihitung dengan mengalikan antara bidang kontak antara grouting dan permukaan baja dan tegangan aksial transfer izin fba. Nilai tegangan tersebut harus lebih besar atau sama dengan gaya aksial aktual yang bekerja. Sambungan grouting dengan menggunakan shear key ditunjukkan seperti pada Gambar 2.17 berikut :

Gambar 2.17

Sambungan grouting dengan shear key.

Besarnya tegangan aksial transfer izin fba untuk sambungan dengan shear key menurut API RP2A 21st edition adalah sebagai berikut : a. Untuk kondisi pembebanan lingkungan pada kondisi operasi yang dikombinasikan dengan beban hidup

f ba = 20 psi (0,138MPa) + 0,5 f cu ×

h s

(2.36)

b. Untuk kondisi pembebanan lingkungan pada kondisi ekstrem yang dikombinasikan dengan beban hidup.

f ba = 26,7 psi (0,184 MPa) + 0,67 f cu ×

h s

(2.37)

dengan : fcu = tegangan tekan unconfined grouting (MPa) Laporan Tugas Akhir - Analisa Struktur Anjungan Lepas Pantai Tipe Tetap Jenis Tripod di Selat Makassar

2-32

h

= dimensi shear key terluar (mm)

s

= spasi shear key (mm)

API RP2A 21st edition mengatur ketentuan detail untuk shear key sebagai berikut : 1. Shear key dapat dipasang dengan susunan lingkaran yang berjajar dengan jarak S atau dipasang berbentuk spiral. 2. Shear key sebaiknya mengambil salah satu tipe dari ketiga tipe pada Gambar 2.18. 3. Untuk pile pancang perlu diperhatikan agar setelah pengeboran, panjang pile yang kontak dengan grout memiliki jumlah shear key yang cukup. 4. Shear key dan las harus didesain dengan baja dasar dan las yang diizinkan untuk meneruskan gaya yang sama dengan area tumpuan shear key dikali 1,7 fcu, kecuali untuk jarak antara dua diameter pile dari atas dan bawah ujung sambungan. Pada kondisi tersebut digunakan 2,5 fcu.

Gambar 2.18

Tipe shear key.

Batasan-batasan berikut perlu diperhatikan saat mendesain sambungan grouting dengan

shear key berdasarkan API RP2A 21st edition. a. Nilai fcu dibatasi sebesar 17,25 MPa ≤ fcu ≤ 110 Mpa b. Geometri pile dibatasi sebesar

Dp tp

≤ 40

c. Geometri annulus grouting dibatasi sebesar 7 ≤

Dg tg

≤ 45

d. Rasio spasi untuk shear key spiral dibatasi sebesar 2,5 ≤ e. Rasio shear key dibatasi sebesar

Dp s

≤8

h ≤ 0,10 s


2-33

f. Faktor bentuk shear key dibatasi sebesar 1,5 ≤ g. Produk fcu dan

w ≤3 h

h ≤ 5,5 MPa. s

Sambungan grouting yang menerima beban signifikan lain selain beban aksial perlu diperhitungkan dengan metoda analisis yang sesuai.

2.6

Pondasi Pile

2.6.1

Umum

Pondasi harus didesain untuk dapat menahan beban statik, siklik, dan transien tanpa mengalami deformasi yang berlebihan atau getaran pada platform. Desain pondasi dan perhitungan kekuatan pondasi memerlukan tersedianya data tanah yang memadai hasil dari observasi lapangan.

Penentuan ukuran pondasi pile perlu memperhatihan hal-hal seperti diameter, penetrasi, ketebalan pile, kekuatan material, metoda instalasi, tahanan mudline, dan lain-lain. Defleksi dan rotasi perlu dikontrol pada beberapa lokasi kritis seperti pile tops, titik perubahan kelengkungan, mudline, dan lain-lain. Faktor keamanan yang dianjurkan oleh API RP2A (recommnended Practice 2A) adalah sebesar 2.0 untuk kondisi operasional dan 1.5 untuk kondisi beban ekstrem. 2.6.2

Tipe Pondasi Strukur Lepas Pantai

Beberapa tipe pondasi yang biasanya digunakan untuk struktur lepas pantai adalah sebagai berikut : 1. Tiang Pancang ( Driven Piles )

Pile dengan ujung terbuka umumnya digunakan sebagai pondasi struktur lepas pantai. Pile dipancang ke dasar laut dengan impak dari hammer. Ketebalan dinding pile harus memadai untuk menahan beban aksial dan lateral selama proses pemancangan. Ada kalanya, saat proses pemancangan pondasi tidak bisa mencapai kedalaman penetrasi yang diinginkan. Apabila kondisi ini terjadi maka perlu dilakukan evaluasi pada kemampuan hammer, kedalaman penetrasi desain, atau metoda pelaksanaan pancang.


2-34

2. Pondasi Bor dan Grouting ( Drilled and Grouted Piles ) Pondasi tipe ini dapat digunakan pada tanah yang tidak akan mengalami longsor pada lubang bor dengan atau tanpa drilling mud. Pada jenis single-stage, pondasi dilaksanakan dengan cara memasukkan pile pada lubang yang telah dibor, kemudian memberi grouting pada annulus pile dan tanah. Pada jenis two-stage, pile yang digunakan adalah konsentrik tubular dan di-grouting pada annulus antara pile dan tanah serta pada annulus antara kedua tubular. Hal itu akan menjadikan pile berperilaku sebagai komposit. 3. Pondasi Lonceng ( Belled Piles ) Pada tipe ini, pelebaran pondasi dibagian bawah pile untuk meningkatkan daya dukung pondasi. Pelebaran daerah ujung pondasi akan berpengaruh signifikan pada daya dukung aksial pondasi. 2.6.3

Daya Dukung Aksial Pile

Daya dukung aksial ultimit pile, dapat dihitung dengan rumus berikut : Qd = Qf + Qp = ∑ fAs + qAp

(2.38)

dengan : Qd = kapasitas ultimate pile Qf

= kapasitas friksi pile

Qp = total daya dukung ujung ujung pile f

= unit friksi permukaan pile

As

= luas sisi perrnukaan tiang pancang

q

= kapasitas daya dukung di ujung pile (end bearing)

Ap = luas kotor ujung pile A. Skin Friction dan End Bearing untuk Tanah Kohesif Untuk tiang pancang (pile) yang terletak pada tanah yang kohesif, kapasitas gaya gesek (skin friction ) tiang pancang adalah : f = αc

(2.39)

dengan : c α

= kekuatan geser undrained pada kondisi kering = faktor tidak berdimensi, yang diperoleh dari persamaan berikut: - α - α

= 0,5 ψ-0.5 = 0,5 ψ

-0.25

jika ψ ≤ 1,0 jika ψ > 1,0


2-35

- α ≤ 1,0 ; dengan : ψ =

c (P0' = tekanan efektif overburden ) P'o

Gaya gesek bekerja pada bagian permukaan luar pile, permukaan dalam pile, dan ujung permukaan pile seluas penampang pile. Untuk kondisi pile terisi, end bearing dapat dianggap bekerja seluas seluruh penampang pile. Kapasitas daya dukung ujung pile (end bearing) pada tanah kohesif adalah sebesar q = 9c, dengan q dan c seperti yang telah dijelaskan sebelumnya. B. Skin Friction dan End Bearing untuk Tanah Kurang Kohesif Untuk tiang pancang yang terletak pada tanah dengan gaya kohesi yang kurang, besarnya

skin friction adalah : f = Kpo tan(δ) dengan : K

(2.40) = koefesien tekanan lateral (rasio tekanan efektif horizontal dan vertikal) Untuk pile ujung terbuka, biasanya digunakan K = 0,8

po

= tekanan efektif overburden

δ

= sudut gesek tanah pada dinding tiang pancang

Kapasitas daya dukung ujung pile (end bearing) pada tanah kurang kohesif adalah: q = poNq

(2.41)

dengan : po

= tekanan efektif overburden.

Nq = faktor tak berdimensi daya dukung API RP2A 21st edition memberikan perkiraan desain parameter untuk tanah silikat yang kurang kohesif sebagai berikut :


2-36

Gambar 2.19 2.6.4

Parameter desain untuk tanah non-kohesif.

Reaksi Tanah Untuk Pile dengan Beban Aksial

Pondasi pile harus didesain untuk dapat memikul beban aksial statik dan siklik. Tahanan aksial tanah diberikan oleh kombinasi dari adhesi aksial pile-tanah atau transfer beban sepanjang sisi pile dan tahanan end bearing. Hubungan antara tegangan geser pada pile dengan defleksi lokal pile digmbarkan dengan kurva T-Z. Hubungan antara mobilisasi tahanan ujung pile dengan defleksi ujung tiang digambarkan dengan kurva Q-Z. API RP2A 21st edition memberikan rekomendasi kurva T-Z dan Q-Z untuk digunakan dalam kondisi tidak tersedianya data tanah yang memadai. 2.6.5

Reaksi Tanah Untuk Pile dengan Beban Lateral

Pondasi pile harus didesain untuk menahan beban lateral baik static maupun siklik. Desain ketahanan lateral pile dapat dinaikkan dengan menggunakan faktor keamanan tertentu. Tahanan lateral dekat permukaan tanah berpengaruh signifikan terhadap desain pile. Pada pembebanan lateral, umumnya tanah lempung berperilaku seperti material plastis sehingga perlu diperiksa hubungan antara deformasi pile-tanah dan tahanan tanah. Karena itu perlu dibuat kurva defleksi – tahahan tanah lateral (P-Y) dengan menggunakan data teganganregangan hasil pemeriksaan laboratorium. Ordinat dari kurva ini adalah tahanan tanah P dan absisnya adalah defleksi tanah Y.


2-37

2.6.6

Daya Dukung Lateral pada Tanah Lempung Halus

Untuk tanah lempung halus, apabila tidak tersedia kriteria yang lebih definitif besarnya tekanan arah lateral dirumuskan sebagai berikut : a. untuk 0 < X < XR

pu = 3c + γX +

JcX D

(2.42)

b. untuk X > XR

pu = 9c

(2.43)

dengan : pu

= tahanan ultimit

c

= kekuatan geser undrained untuk sampel lempung tak terganggu

D

= diameter tiang pancang

γ

= berat jenis tanah efektif

J

= konstanta ( 0.25 - 0.5 )

X

= kedalaman tanah

XR = kedalaman hingga daya dukung berkurang. Pada kondisi kekuatan konstan, kedua rumus pu diatas dapat diselesaikan simultan dengan memberikan :

XR =

6D γD +J c

(2.44)

Pada kondisi kekuatan tidak konstan, kedua persamaan diplot dalam grafik pu vs kedalaman. Titik perpotongan pertama dari kedua persamaan diambil sebagai nilai XR. Hubungan P-Y pile pada tanah lempung halus tidak linier. Untuk pembebanan statik jangka pendek atau ketika keseimbangan tercapai dibawah pembebanan siklik kurva P-Y dapat dibuat dengan menggunakan penyesuian sesuai API RP2A 21st edition. 2.6.7

Daya Dukung Lateral pada Tanah Pasir

Untuk tanah pasir, hubungan P-Y juga tidak linier. Apabila tidak tersedia kriteria yang lebih definitif besarnya tekanan arah lateral dirumuskan sebagai berikut :

⎡k × H × y⎤ P = Apu tanh ⎢ ⎥ ⎣ A × pu ⎦ dengan : P

(2.45)

= tahanan lateral


2-38

pu

= tahanan ultimit

k

= modulus inisial reaksi subgrade. Ditentukan dengan grafik, sesuai sesuai API RP2A 21st edition.(Gambar 2.20)

y

= defleksi lateral

H

= kedalaman

A

= 0.9 untuk pembebanan berulang atau (3 - 0.8 H/D) ≥ 0.9 untuk pembebanan statik.

Grafik modulus inisial reaksi subgrade.

Gambar 2.20

Besarnya tahanan ultimit dapat dihitung dengan rumus berikut : -

pus = (C1 × H + C2 × D ) × γ × H

, untuk pile dangkal

(2.46)

-

pud = C3 × D × γ × H

, untuk pile dalam.

(2.47)

dengan : pu

= tahanan ultimit

γ H

= berat jenis tanah efektif = kedalaman

φ

= sudut friksi internal

C1, C2, C3 = koefisien, ditentukan dengan grafik sesuai API RP2A 21st edition (Gambar 2.21) D

= diameter pile rata-rata dari permukaan tanah ke dasar.

y

= defleksi lateral

H

= kedalaman


2-39

Gambar 2.21

Grafik koefisien tahanan ultimit berdasar φ.


2-40

2.1 Pengkajian Ulang Struktur Anjungan Lepas Pantai

Recommend Documents