4.1 DESKRIPSI PERMASALAHAN

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

BAB

4

4.1

STUDI KASUS

DESKRIPSI PERMASALAHAN Inti permasalahan yang dibahas dalam Tugas Akhir ini adalah free span pada pipa bawah laut

dan free span remeditation. Studi kasus diambil dari proyek instalasi jaringan pipa transmisi gas South Sumatra West Java phase II (SSWJ‐II) milik PT Perusahaan Gas Negara, Tbk. Seluruh data desain pipa dan data detail lainnya menggunakan data‐data yang diberikan oleh perusahaan. Data‐ data lainnya yang tidak tersedia akan diambil asumsi yang memadai. Free span yang terjadi pada SSWJ‐II ini disebabkan oleh proses instalasi pipa yang kurang kontrol. Terjadinya free span diakibatkan oleh over‐tensioned yang diberikan oleh tensioner pada pipelay barge. Dengan adanya tension yang berlebihan ini menyebabkan pipa tidak mengikuti kontur seabed, sehingga terjadi free span yang cukup panjang. Tipe free span yang terjadi adalah low depression, yaitu pipa melewati suatu lembah atau cekungan. Free span ini terjadi pada KP 111.52 s/d KP 111.73, dengan panjang span + 201 m dan kedalaman perairan 60 m. Gambar 4.1 sampai 4.3 menunjukkan lokasi terjadinya free span.

ANALISIS FREE SPAN PIPA BAWAH LAUT PIPA TRANSMISI SSWJ-II PT PGN,Tbk

4-1

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Gambar 4.1 Lokasi pipa SSWJ-II dan letak free span (dilingkari). 10.0 SEABED PROFILE ALONG PIPE ROUTE CENTERLINE LABUHAN MARINGGAI ‐ MUARA BEKASI SSWJ‐II

5.0 0.0 -5.0 -10.0 -15.0 -20.0 -25.0 -30.0 -35.0 -40.0 -45.0 -50.0 -55.0 -60.0 -65.0 -70.0 -75.0 -80.0 -85.0 -90.0 -

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

110.00

120.00

130.00

140.00

150.00

Gambar 4.2 Profil seabed sepanjang rute pipa SSWJ-II (Lokasi free span dilingkari).


4-2

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

‐30

Depth (m)

‐40

Profil seabed pada lokasi free span

‐50 ‐60 ‐70 ‐80

KP (km)

‐90 1 09

1 09.5

110

1 1 0.5

111

1 1 1 .5

112

1 1 2.5

113

1 1 3.5

114

1 1 4.5

Gambar 4.3 Profil seabed di lokasi free span tinjauan pada KP 111.52 s/d KP 111.73.

Selanjutnya, free span ini disebut sebagai Major Pipeline Suspension (MPS). Analisis free span yang dilakukan pada MPS ini hanya pada fase instalasi dan hydrotest saja. Pihak PT Perusahaan Gas Negara, Tbk selaku pemilik pipa memutuskan untuk melakukan tindakan span remeditation dengan memasang struktur penopang untuk menunjang fase operasi pipa. Analisis tentang struktur penopang juga akan dilakukan dalam tugas akhir ini.


4-3

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Maka, beberapa asumsi yang diambil dalam perhitungan ini adalah: 9

Analisis free span dilakukan untuk fase instalasi dan hydrotest saja.

9

Free span diasumsikan tidak memiliki sudut inklinasi terhadap horizontal.

9

Kekakuan lapisan selimut beton dimasukkan dalam perhitungan.

9

Analisis fatigue yang dilakukan untuk menghitung umur sisa fatigue selama masa instalasi hingga instalasi struktur penopang.

9

Sistem perletakan pipa adalah pinned to pinned, karena belum dilakukan post‐ trenching.

4.2

DATA DESAIN PIPA Data desain pipa bawah laut yang terdiri dari data pipa dan data parameter lingkungan

didapat dari data aktual proyek instalasi jaringan pipa transmisi gas SSWJ‐II milik PT Perusahaan Gas Negara, Tbk. 4.2.1

DATA PIPA BAJA Secara umum, tipe pipa yang digunakan adalah pipa seamless dengan perlindungan korosi

HDPE dan concrete coating. Detail pada tabel 4.1. Tabel 4.1 Data Pipa Baja SSWJ-II

Parameter Outside Diameter Wall Thickness Inside Diameter Spesifikasi baja Klasifikasi baja Tegangan leleh minimum Tegangan tarik minimum Steel Density Corrosion Allowance Modulus Young Poisson Ratio Linear Thermal Expansion Coeff. Desain temperatur max. Desain temperatur min.


Simbol OD WT ID

SMYS SMTS ρs CA E υ

Dimensi 32 inch (0.81 28 m) 0.625 inch (1 5.9 mm) 30.75 inch (0.781 1 m) API 5L X‐65 (fy=65000 psi) 450 MPa 535 MPa 3

7850 kg/m 1 .5 mm 207000 MPa 0.3 ‐6

Tmax Tmin

o

1 1 .07 x 1 0 1 / C 0 66 C 0 10 C

4-4

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.2.2

DATA CONTENT PIPA Secara umum, fluida yang diangkut atau didistribusikan melalui pipa SSWJ‐II ini adalah dry

gas, dengan komposisi dominan adalah CH4 (metana). Sumber gas didapat dari ladang gas Pagar Dewa milik PT Pertamina (Persero) dan ladang gas Grissik milik ConocoPhilips Indonesia. Detail pada tabel 4.2. Tabel 4.2 Data Komposisi Gas Content SSWJ-II

4.2.3

DATA OPERASI PIPA Data operasi ini sementara hanya untuk keadaan pipa mengalirkan gas dari ladang gas

Grissik saja. Dalam keadaan beroperasi penuh, SSWJ‐II dapat mengalirkan gas hingga 660 MMSCFD. Detail pada tabel 4.3. kg/m3 Tabel 4.3 Data Operasional Pipa SSWJ-II

Parameter

Simbol

Dimensi

Design Pressure Hydrotest Pressure (1.5 Pd) Max. Allowable Operating Pressure Max. Design Temperature Min. Design Temperature Max. Operating Temperature Max. Content Density Min. Content Density Operating Flow Rate

Pd

7.92 MPa 1 1 .88 MPa 7.24 MPa 0 51 .6 C 0 5 C 36.1 0 C 3 61 .01 kg/m 3 56.23 kg/m 400 ‐ 440 MMSCFD (from Grissik only)


MAOP Tmax Tmin Toper

4-5

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.2.4

DATA COATING PIPA Secara umum, coating pada pipa terbagi dua, yaitu anti‐corrosion coating dan concrete

coating. Anti‐corrosion coating terbuat dari bahan plastic enamel High Density Polyethylene (HDPE). Detail pada tabel 4.4. Tabel 4.4 Data Coating Pipa SSWJ-II

Parameter

Dimensi

HDPE Coating Thickness

Simbol tcorr

HDPE Coating Density

ρcorr

1 280 kg/m3 1 00 mm 60 mm 1 00 mm

Concrete Coating Thickness

Zone 1 ‐ 3 Zone 4 ‐ 1 2 Zone 1 3 ‐ 1 8

Concrete Coating Density Modulus Elastisitas Beton Maximum Compressive Strength Shear Interface (Conc. vs anti‐corr.)

tcc ρcc Econc fc'

5 mm

3043 kg/m3 41 000 MPa 1 1 0 MPa 1 84 kPa

4.2.5

DATA HIDROOSEANOGRAFI Data arus dan gelombang serta elevasi muka air (pasang surut) didapat dari data proyek

SSWJ‐II PT Perusahaan Gas Negara, Tbk. Data‐data ini dibagi menjadi 18 zona data sepanjang rute pipa. Data yang ditampilkan merupakan data dengan perioda ulang 1 tahun dan 100 tahun. Data‐ data ditampilkan dalam tabel 4.5 s/d 4.9. Tabel 4.5 Data Gelombang dan Arus Perioda Ulang 1 Tahun


4-6

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.6 Data Gelombang dan Arus Perioda Ulang 100 Tahun

Tabel 4.7 Tinggi Referensi Pengukuran Kecepatan Arus Pada Tiap Zona

Tabel 4.8 Data Elevasi Muka Air Perioda Ulang 1 Tahun


4-7

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.9 Data Elevasi Muka Air Perioda Ulang 100 Tahun


4-8

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.2.6

DATA GEOTEKNIK Data geoteknik didapat dari hasil survey perecanaan SSWJ‐II. Data didapat dari PT

Perusahaan Gas Negara, Tbk. Data‐data detail untuk analisis akan diambil asumsi dalam range yang disarankan dalam DNV RP F105. Analisis dilakukan untuk menentukan karakteristik tanah seabed yang berinteraksi dengan pipa (soil‐pipe interaction). Besaran yang dihitung adalah redaman (soil damping) dan kekakuan tanah (soil stiffness). Pada zona 12, pada lokasi free span pipa, data geoteknik yang digunakan untuk analisis adalah sebagai berikut; Jenis tanah

Submerged unit weight (γsoil)

: loose sand : 10 kN/m3

Poisson ratio (υ)

: 0.35

Void ratio (es)

: 0.5

Dari parameter‐parameter diatas, maka akan dilakukan perhitungan soil damping dan soil stiffness dengan perhitungan yang telah dijelaskan pada Bab 3, subbab 3.2.1.

4.3

PERHITUNGAN ANALISIS FREE SPAN – FATIGUE LIMIT STATES (FLS) Perhitungan keseluruhan analisis free span untuk kriteria Fatigue Limit States (FLS) yang

telah dibahas dalam Bab 3 dilakukan dalam subbab ini. Langkah‐langkah dan prosedur serta persamaan yang digunakan dalam perhitungan mengacu pada DNV RP F105. 4.3.1

PERHITUNGAN BERAT PIPA Perhitungan berat pipa digunakan sebagai input dalam perhitungan analisis gaya morrison,

frekuensi natural, dan lainnya. Berat pipa yang dimaksud adalah berat pipa per satuan panjang. Perhitungan akan dijabarkan dalam tabel 4.10. Rumus‐rumus perhitungan berat pipa telah dijelaskan dalam subbab 2.5.


4-9

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.10 Perhitungan Berat Pipa Untuk Fase Instalasi, Hydrotest dan Operasi

Instalasi

Kondisi Hydrotest

Operasi

ρs ⎡OD2 − ID2 ⎤⎦ 4 ⎣ π = ρ corr ⎡⎣ (OD + 2.tcorr ) 2 − OD 2 ⎤⎦

3065.42

3065.42

3065.42

N/m

1 61 .30

1 61 .30

1 61 .30

N/m

ρ cc ⎡⎣(OD + 2.tcorr + 2.tcc ) 2 − (OD + 2.tcorr ) 2 ⎤⎦ 4 π = ρ cont .ID 2 4 π 2 = ρ sw .[OD + 2.tcorr + 2.tcc ] 4

8654.23

8654.23

8654.23

N/m

0.00

481 7.09

286.72

N/m

8261 .60

8261 .60

8261 .60

N/m

361 9.35

8436.44

3906.07

N/m

Parameter

Rumus

1

Wst

Ws =

2

Wcorr

Wcorr

3

Wcc

Wcc =

4

Wcont

Wcont

5

Wbuoy Wbuoy

6

Wsub

π

π

4

W sub = W s + W corr + W cc + W cont − W buoy

Satuan

Maka, perhitungan berat lainnya; 9

Specific mass (ρst / ρsw) = 1.44

9

Effective mass (Me)

= 20142.55 N/m (ins) dan 20429.27 N/m (oper)

4.3.2

PERHITUNGAN PARAMETER SOIL-PIPE INTERACTION Seluruh perhitungan mengacu pada DNV RP F105, dan telah dijabarkan pada subbab 3.2.1.

Berikut ini dijabarkan perhitungan step by step. Tabel 4.11 Data Geoteknik Untuk Perhitungan Soil-Pipe Interaction

Parameter Free Span Pipa

Jenis Tanah loose sand

Panjang Free Span L (m) Diameter Total D (m) Rasio Free Span L / D Koef. Friksi (μ) Undrained Shear Strength Su (kN/m2) Submerged Unit Weight γsoil (kN/m3) Poisson Ratio υ Void Ratio e s

201 1 .0228 1 96.51 9 0.5 ‐‐‐ 9.45 0.45 0.5

Besar soil damping ratio ζ untuk dua kondisi osilasi didapat dari tabel 3.2 sebagai berikut; 9

Osilasi arah horizontal (in‐line) ζ IL = 0.01

9

Osilasi arah vertikal (cross flow) ζ CF = 0.8

Untuk perhitungan besar reaksi tanah statik vertikal dan aksial dijabarkan dalam tabel 4.12 dan 4.12 dibawah ini.


4-10

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.12 Perhitungan Besar Gaya Reaksi Tanah Statik Vertikal

Parameter

Simbol

Rumus

1

Kedalaman Penetrasi Pipa

V

‐‐‐

2

Lebar Distribusi Beban

b

3

Diameter Terluar Pipa

4

Sudut Geser Dalam

Nq

ϕ ⎞ ⎛ N q = exp(π tan ϕ s ).tan 2 ⎜ 45 + s ⎟ 2 ⎠ ⎝

Nγ RV

5

7

Reaksi Tanah Statik Vertikal

Satuan

0.2

m

⎛ 2 ( D − V )V ⎞ V ≤ 0.5 D ⎜ ⎟ untuk V > 0.5 D D ⎝ ⎠

0.81 1 3

m

D

‐‐‐

1 .0228

φs

‐‐‐

29

deg

1 6.4

‐‐‐

N γ = 1.5( N q − 1).tan ϕ s

1 2.841

‐‐‐

RV = γ soil .b.( N q .V + 0.5 N γ .b )

65.1 51

kN/m

Bearing Capacity Factor 6

Dimensi

m

Tabel 4.13 Perhitungan Gaya Reaksi Tanah Aksial Maksimum

Parameter

Simbol

1

Reaksi Tanah Statik Vertikal

RV

2

Koefisien Friksi

μs

3

Reaksi Tanah Aksial Maksimum

RA

Rumus

Dimensi

Satuan

RV = γ soil .b.( N q .V + 0.5 N γ .b ) 65.1 51

μ s = tan ϕ s Ra = Rv μ s

m

0.55

36.1 1 4

‐‐‐

kN/m

Untuk perhitungan kekakuan dinamik tanah vertikal dan lateral, digunakan metoda perhitungan dengan koefisien kekakuan dinamik vertikal CV dan lateral CL. Tabel 4.14 Perhitungan Kekakuan Dinamik Tanah Dengan Koefisien Kekakuan Dinamik

Parameter

Simbol

Rumus

Dimensi

Satuan

1 6000

kN/m5/2

1 2000

kN/m5/2

1 .0228

m

1 .4381

‐‐‐

⎛ 2 ρs 1 ⎞ + ⎟ D KV = CV ⎜ ⎝ 3 ρ 3⎠

20907.337

kN/m

2

⎛ 2 ρs 1 ⎞ + ⎟ D K:L = CL ⎜ ⎝ 3 ρ 3⎠

1 5680.502

kN/m

2

1

Koef Kekakuan Dinamik Vertikal

CV

2

Koef Kekakuan Dinamik Lateral

CL

3

Diameter Terluar Pipa

D

4

Specific Mass

ρs / ρ

ρ s Wtot = ρ Wbuoy

5

Kekakuan Dinamik Vertikal Tanah

KV

6

Kekakuan Dinamik Lateral Tanah

KL

Ref Tabel 3.5 ‐‐‐


4-11

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.3.3

PERHITUNGAN KECEPATAN ARUS DAN GELOMBANG Data arus dan gelombang didapat dari survey dan pengolahan data untuk pekerjaan proyek

pipa SSWJ‐II. Data arus dan gelombang telah diberikan pada subbab 4.2.5. Zona data hidrooseanografi yang digunakan adalah zona 12. Zona 12 ini merupakan zona dimana terdapat lokasi free span yang ditinjau. Data arus dan gelombang zona 12 diberikan oleh tabel 4.15. Tabel 4.15 Data Arus dan Gelombang Pada Lokasi Free Span Tinjauan

Parameter 1 2

Gelombang

Pada 0% dari kedalaman 1 0% dari kedalaman

5

20% dari kedalaman

6

30% dari kedalaman

8 9 10

2.04 5.81 0.84 0.80 0.79 0.77 0.75 0.71 0.66 0.60 0.51 0.39 0.23

4.98 9.00 1 .55 0.80 0.79 0.77 0.75 0.71 0.66 0.60 0.51 0.39 0.23

Tinggi Gelombang Signifikan Hs (m)

4

Kecepatan Arus (m/s)

Perioda Ulang 1 00 Tahun

Perioda Spektral Puncak Tp (s)

3

7

Perioda Ulang 1 Tahun

40% dari kedalaman 50% dari kedalaman 60% dari kedalaman 70% dari kedalaman

11

80% dari kedalaman

12

90% dari kedalaman

13

1 00% dari kedalaman

14

Tinggi Referensi Kecepatan Arus Zr (m)

15

Kecepatan Arus Pada Tinggi Referensi (m/s)

6.00 0.39

Maka, dari data arus dan gelombang diatas, dapat dihitung besar kecepatan dan percepatan partikel gelombang dan kecepatan arus total yang diakibatkan superposisi tidal induced current dan wave induced current. Perhitungan kecepatan dan percepatan partikel gelombang dijabarkan dalam tabel 4.16. Besaran θ diperkenalkan sebagai pengganti notasi (kx‐ωt) untuk menandakan fasa gelombang. Besaran (h+z) dalam perhitungan kecepatan partikel gelombang disederhanakan menjadi diameter terluar pipa (Dtcc), karena z = − h + Dtcc .


4-12

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.16 Perhitungan Kecepatan dan Percepatan Partikel Gelombang Perioda Ulang 1 Tahun dan 100 Tahun Parameter

Simbol

1 Perkiraan Panjang Gelombang

Lo

2 Panjang Gelombang

L

3 Tipe Perairan

‐‐‐

4 Bilangan Gelombang

k

Perioda Ulang Perioda Ulang 1 00 thn Satuan 1 thn

Rumus Lo =

gTp 2

52.704

2π

1 26.466

m

1 25.81 6

m

Perairan Intermediate

‐‐‐

0.1 1 9

0.050

‐‐‐

1 .081

0.698

1 /s

1 h < ; perairan dangkal 52.704 L 25 gTp 2 h 1 L= jika > ; perairan dalam 2π L 2 gTp 2 ⎛ 2π h ⎞ lainnya; perairan intermediate Perairan Dalam tanh ⎜ ⎟ 2π ⎝ L ⎠ Tp g .h

k = 2π

jika

L

2π Tp

5 Perioda Puncak Gelombang

ωp

ωp =

6

Kecepatan Partikel Gelombang Signifikan Max.

Uw

U ws = −

0.001 74

0.1 7438

m/s

7

Percepatan Partikel Gelombang Signifikan Max.

Aw

Aws

0.001 88

0.1 21 74

m/s2

∂φ gH s k cosh k (h + z ) = . .cos(kx − ωt ) ∂x 2ω cosh kh ∂U ws gH s k cosh k ( h + z ) = = . .sin(kx − ωt ) ∂t 2 cosh kh

Maka, dari perhitungan diatas didapat besar kecepatan aliran arus total; 9

Kecepatan aliran arus total 1 tahunan

9

Kecepatan aliran arus total 100 tahunan

: Uw‐1th + Uc‐1th = 0.39174 m/s : Uw‐100th + Uc‐100th = 0.56483 m/s

4.3.4

PERHITUNGAN GELOMBANG INDIVIDUAL Perhitungan gelombang individual dilakukan untuk analisis perhitungan kerusakan fatigue

dan umur sisa fatigue pada pipa bawah laut. Data awal yang menjadi dasar perhitungan gelombang individual adalah data gelombang hasil hindcasting. Data angin yang digunakan adalah data jam‐ jaman dari stasiun BMG Tanjung Priok selama 10 tahun dari tahun 1991 – 2000. Gambar 4.4 dibawah ini menjelaskan tahapan‐tahapan perhitungan gelombang individual.


4-13

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Gambar 4.4 Flowchart perhitungan gelombang individual.

Perhitungan dimulai dari proses hindcasting dari data angin Tanjung Priok. Data angin Tanjung Priok selama 10 tahun tersebut dituliskan dalam bentuk windrose pada gambar 4.5.

Gambar 4.5 Windrose dari data Stasiun Tanjung Priok tahun 1991-2000.

Selanjutnya untuk proses hindcasting, maka dipilih titik pusat fetch (daerah pembentukan gelombang) pada titik lokasi 1060 38’ 10” BT dan 50 48’ 15” LS. Fetch ditunjukkan pada gambar 4.6 dibawah ini.


4-14

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Gambar 4.6 Diagram fetch untuk hindcasting gelombang di lepas pantai Pulau Seribu.

Proses hindcasting mengacu pada tahapan‐tahapan perhitungan dalam SPM 1981, dan dilakukan dengan bantuan program Hindcast dari PT Dinamaritama KR. Hasil dari proses hindcasting ini adalah data tinggi gelombang signifikan (Hs) dan perioda gelombang signifikan (Ts) dengan interval 1 jam. Data gelombang secara umum dijelaskan oleh waverose pada gambar 4.7 dibawah ini.

Gambar 4.7 Waverose data gelombang lepas pantai Pulau Seribu.


4-15

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Untuk data‐data hindcasting secara umum lainnya, dijelaskan dalam tabel 4.16 s/d 4.17. Tabel 4.17 Total Kejadian Angin di Stasiun Angin Tanjung Priok (Kecepatan Angin dalam Knot) Arah Utara Timur Laut Timur Tenggara Selatan Barat Daya Barat Barat Laut Berangin Tidak Berangin Tidak Tercatat Total

< 5 5536 5525 601 2 4771 7276 4653 451 3 2922

Jumlah Jam 5‐1 0 1 0‐1 5 1 5‐20 4763 201 1 7 3957 1 23 6 241 7 111 5 705 1 5 4 1 432 1 02 30 3881 863 1 94 51 1 1 703 1 97 3900 61 8 82


> 20 7 3 1 0 2 45 1 8 1 2 = = = =

Total 1 0524 961 4 8546 5495 8842 9636 1 0542 7534 70733 1 6386 553 87672

< 5 6.31 6.30 6.86 5.44 8.30 5.31 5.1 5 3.33

Persentase 5‐1 0 1 0‐1 5 1 5‐20 5.43 0.23 0.02 4.51 0.1 4 0.01 2.76 0.1 3 0.01 0.80 0.02 0.00 1 .63 0.1 2 0.03 4.43 0.98 0.22 5.83 0.80 0.22 4.45 0.70 0.09

> 20 0.01 0.00 0.00 0.00 0.00 0.05 0.02 0.01 = = = =

Total 1 2.00 1 0.97 9.75 6.27 1 0.09 1 0.99 1 2.02 8.59 80.68 1 8.69 0.63 1 00.00

4-16

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.18 Total Persentase Kejadian Gelombang di Lepas Pantai Pulau Seribu

Arah

< 0.5 6.773 7.41 5 7.457 5.91 8 9.245 6.552 6.387 4.888

Utara Timur Laut Timur Tenggara Selatan Barat Daya Barat Barat Laut Bergelombang Tidak Bergelombang (calm ) Tidak Tercatat T o t a l

0.5‐1 .0 4.201 3.043 1 .793 0.365 0.847 2.996 3.21 8 2.297

Tinggi Gelombang (m) 1 .0‐1 .5 1 .5‐2.0 2.0‐2.5 0.841 0.098 0.065 0.427 0.075 0.01 5 0.286 0.1 68 0.064 0.000 0.000 0.000 0.023 0.000 0.000 0.000 1 .200 0.258 1 .773 0.546 0.1 1 5 0.907 0.354 0.1 63

> 2.5 0.034 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 0.000 = = = =

Total 1 2.01 1 0.97 9.77 6.28 1 0.1 1 1 1 .01 1 2.04 8.61 80.81 1 8.65 0.54 1 00.00

Tabel 4.19 Persentase Kejadian Gelombang di Lepas Pantai Pulau Seribu

Gambar 4.8 Contoh output time series hasil proses hindcasting.

Tahapan selanjutnya adalah perhitungan gelombang individual dengan tahapan yang telah dijelaskan dalam gambar 4.4. Perhitungan dilakukan dengan bantuan program simulasi gelombang INDIWAVE yang disusun oleh Eddy Rahman Gandanegara,S.T. Input dari program ini adalah data output hindcasting seperti pada gambar 4.8 diatas. Dalam proses pengolahan dengan program, data gelombang signifikan yang bersifat acak dihitung spektrumnya, yaitu Spektrum tinggi gelombang dan Spektrum perioda gelombang. Lalu, spektrum tersebut dilakukan proses FFT (Fast Fourier Transform) untuk mendapatkan data gelombang dengan interval yang diinginkan. Kemudian output dari proses sebelumnya dilakukan proses zero up crossing untuk mendapatkan data gelombang individual dengan parameter Hi dan Ti.


4-17

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Setelah data gelombang didapat, terdapat jumlah data puluhan juta. Untuk penyederhaan dan keperluan analisis fatigue, maka seluruh data gelombang individual dikelompokkan menjadi beberapa interval berdasarkan tinggi gelombangnya dan perioda gelombang terhadap jumlah kejadian gelombang. Data angin yang didapat merupakan data angin tahun 1991‐2000. Data ini dianggap valid untuk memodelkan gelombang selama 10 tahun untuk keperluan perkiraan umur sisa fatigue. Sedangkan untuk kondisi free span belum tersupport selama 7 bulan, data gelombang individual yang digunakan adalah data tahun 2000. Data selama 10 tahun digunakan untuk perhitungan fatigue terhadap kondisi operasi pipa hanya selama 10 tahun saja. Tabel 4.20 s/d 4.22 menjelaskan distribusi gelombang individual 7 bulan dan tabel 4.23 s/d 4.25 menjelaskan distribusi gelombang individual selama 10 tahun. Tabel 4.20 Distribusi Tinggi Gelombang Individual Selama 7 Bulan (Thn 2000) vs Perioda Gelombang 0 s/d 12 s.

Tinggi Gelombang (Hi) 0 0.5 1 1 .5 2 2.5

‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

0.5 1 1 .5 2 2.5 3

Perioda Gelombang (Ti) 0 ‐ 2 466231 1 061 68 4953 68 0 0

2 ‐ 4 1 057287 921 263 1 75686 1 7306 874 17

4 ‐ 6 392288 605763 1 71 686 21 735 1 330 42

6 ‐ 8 1 1 5768 242473 891 25 1 2740 844 19

8 ‐ 1 0 1 0 ‐ 1 2 32307 8697 81 023 24709 361 27 1 291 2 5989 231 0 386 1 74 4 13 Σ Occurrence Gel

TOTAL 2072578 1 981 399 490489 601 48 3608 95 460831 7

Tabel 4.21 Distribusi Tinggi Gelombang Individual Selama 7 Bulan (Thn 2000) vs Perioda Gelombang 12 s/d 24 s.

Tinggi Gelombang (Hi) 0 0.5 1 1 .5 2 2.5

‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

0.5 1 1 .5 2 2.5 3

Perioda Gelombang (Ti) 1 2 ‐ 1 4 241 6 7303 4224 860 57 2

1 4 ‐ 1 6 622 2003 1 299 303 29 0

1 6 ‐ 1 8 1 78 527 405 83 11 0

1 8 ‐ 20 31 1 56 116 28 0 0

20 ‐ 22 22 ‐ 24 5 5 37 12 30 5 4 13 1 0 0 0 Σ Occurrence Gel

TOTAL 3257 1 0038 6079 1 291 98 2 20765


4-18

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.22 Distribusi Tinggi Gelombang Individual Selama 7 Bulan (Thn 2000) vs Perioda Gelombang 24 s/d 36 s.

Tinggi Gelombang (Hi) ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

0 0.5 1 1 .5 2 2.5

0.5 1 1 .5 2 2.5 3

Perioda Gelombang (Ti) 24 ‐ 26 31 1 56 116 28 0 0

26 ‐ 28 5 37 30 13 1 0

28 ‐ 30 5 12 5 4 0 0

30 ‐ 32 0 2 1 1 0 0

32 ‐ 34 34 ‐ 36 0 1 3 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Σ Occurrence Gel

TOTAL 42 21 0 1 52 46 1 0 451

Tabel 4.23 Distribusi Tinggi Gelombang Individual Selama 10 Thn (1991-2000) vs Perioda Gelombang 0 s/d 12 s.

Tinggi Gelombang (Hi) 0 0.5 1 1 .5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

0.5 1 1 .5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5

Perioda Gelombang (Ti) 0 ‐ 2 4590742 1 060235 40666 91 2 1 82 25 5 1 0 0 0

2 ‐ 4 1 0028345 95351 66 1 656508 1 341 43 8097 1 459 540 1 87 50 10 1

4 ‐ 6 354421 2 6337496 1 68371 8 1 71 398 1 0002 1 395 648 21 6 55 10 1

6 ‐ 8 998764 2540975 888601 1 02989 5848 740 347 1 32 40 11 1

8 ‐ 1 0 1 0 ‐ 1 2 267805 70575 848632 258736 365258 1 32951 48280 1 9430 2760 1 1 30 31 9 1 04 1 62 53 65 28 17 6 3 1 0 0 Σ Occurrence Gel

TOTAL 1 9500443 20581 240 4767702 4771 52 2801 9 4042 1 755 629 1 68 35 3 45361 1 88


Tinggi Gelombang (Hi) 0 0.5 1 1 .5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

0.5 1 1 .5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5

Perioda Gelombang (Ti) 1 2 ‐ 1 4 1 861 6 75481 44647 731 5 449 39 20 11 2 2 0


1 4 ‐ 1 6 4942 21 01 4 1 3973 2471 1 49 11 7 6 0 0 0

1 6 ‐ 1 8 1 309 5669 4344 828 65 6 3 5 0 0 0

1 8 ‐ 20 360 1 583 1 31 6 266 15 2 0 1 0 0 0

20 ‐ 22 22 ‐ 24 82 14 41 5 99 357 1 06 79 16 4 1 1 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 Σ Occurrence Gel

TOTAL 25323 1 04261 64743 1 0975 683 59 30 24 2 2 0 2061 02

4-19

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR


Tinggi Gelombang (Hi) ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

0 0.5 1 1 .5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

0.5 1 1 .5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5

Perioda Gelombang (Ti) 24 ‐ 26 5 36 33 10 0 0 0 0 0 0 0

26 ‐ 28 3 12 10 4 0 0 0 0 0 0 0

28 ‐ 30 1 1 1 0 0 0 0 0 0 0 0

30 ‐ 32 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0

32 ‐ 34 34 ‐ 36 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Σ Occurrence Gel

TOTAL 10 49 45 14 0 0 0 0 0 0 0 118

Selanjutnya untuk perhitungan fatigue untuk masing‐masing perioda, baik selama 7 bulan (jangka pendek) maupun selama 10 tahun (jangka panjang) akan dilakukan distribusi secara statistika. Parameter statistik yang akan dihitung adalah PDF (Probability Density Function). Perhitungan selengkapnya diberikan pada perhitungan analisis fatigue. 4.3.5

PERHITUNGAN GAYA HIDRODINAMIKA Perhitungan gaya hidrodinamika dilakukan berdasarkan persamaan gaya hidrodinamika

Morrison. Persamaan‐persamaan gaya Morrison telah dijelaskan dalam subbab 2.2. Perhitungan gaya‐gaya hidrodinamika dijabarkan dalam tabel 4.26. Pengambilan nilai koefisien‐koefisien hidrodinamika, sesuai yang telah dijelaskan pada subbab 2.2.5, yang mengacu pada kode DNV 1981 Submarine Pipeline Systems;

= 3.216 x 105 s/d 4.636 x 105

9

Bilangan Reynolds

9

Koefisien added mass CM

= 1.0

9

Koefisien inersia CI

= 2.0

9

Koefisien drag (seret) CD

= 1.3

9

Koefisien lift (angkat) CL

= 0.7 (Ref. Mouselli, A.H)


4-20

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.26 Perhitungan Gaya Hidrodinamika Morrison Maksimum Untuk Tiap Perioda Ulang

Parameter 1

Simbol fD =

FD

Gaya Drag

Rumus 1 .ρ .CD .D.U . U 2

Perioda Ulang 1 Perioda Ulang Tahun 1 00 Tahun 1 025.867

21 29.585

N/m

31 .077

201 1 .948

N/m

1 .ρ .CL .D.U . U 2

552.390

1 1 46.700

N/m

FTot = FD + FI

1 056.943

41 41 .533

N/m

•

f I = ρ .CI . A.U

2

Gaya Inersia

FI

3

Gaya Angkat

FL

4

Gaya Horizontal Total

Ftot

fL =

Satuan

Besar gaya hidrodinamika bergantung kepada kecepatan arus total, yang merupakan superposisi dari kecepatan arus dan kecepatan partikel gelombang. Kecepatan partikel gelombang memiliki fasa dengan orde 0 s/d 2π, sehingga gaya akan berbeda tiap waktu. Fasa gelombang disimbolkan sebagai θ, dimana θ adalah variabel yang mewakili (kx‐ωt). Tabel 4.27 dibawah ini akan menunjukkan besar gaya hidrodinamika untuk tiap fasa gelombang. Tabel 4.27 Gaya Hidrodinamika Per Fasa Gelombang 1 Tahunan (Kiri) dan 100 Tahunan (Kanan)

4.3.6

FD

FI

FL

FTot

945.6 944.5 943.2 941 .4 937.2 933.1 930.0 928.9 931 .4 937.2 943.2 945.6

0.0 1 3.2 1 8.7 22.8 26.4 22.8 1 3.2 0.0 ‐1 8.7 ‐26.4 ‐1 8.7 0.0

509.2 508.6 507.9 506.9 504.7 502.4 500.8 500.2 501 .5 504.7 507.9 509.2

945.6 957.7 961 .8 964.3 963.6 955.9 943.2 928.9 91 2.7 91 0.9 924.5 945.6

θ = (kx‐ωt) 0 30 45 60 90 1 20 1 50 1 80 225 270 31 5 360

FD

FI

FL

FTot

1 962.8 1 803.6 1 623.6 1 403.2 937.2 565.0 351 .9 286.5 438.3 937.2 1 623.6 1 962.8

0.0 854.6 1 208.6 1 480.2 1 709.2 1 480.2 854.6 0.0 ‐1 208.6 ‐1 709.2 ‐1 208.6 0.0

1 056.9 971 .2 874.2 755.6 504.7 304.2 1 89.5 1 54.3 236.0 504.7 874.2 1 056.9

1 962.8 2658.2 2832.2 2883.4 2646.4 2045.2 1 206.5 286.5 ‐770.3 ‐771 .9 41 5.0 1 962.8

θ = (kx‐ωt) 0 30 45 60 90 1 20 1 50 1 80 225 270 31 5 360

PERHITUNGAN FREKUENSI NATURAL FREE SPAN Perhitungan besar frekuensi natural free span pipa mengacu pada DNV RP F105, telah

dijelaskan pada subbab 3.6. Frekuensi natural free span dipengaruhi faktor perletakan ujung free span, beban dan gaya lingkungan, faktor instalasi, jenis material dan lapisan beton pada pipa. Persamaan frekuensi natural free span pipa diberikan oleh persamaan berikut ini;

fO = C1. 1 + CSF .

Seff ⎡ δ2 ⎤ EI . 1 . . + + C C ⎢ ⎥ 2 3 meff .Leff 4 ⎣ PE D2 ⎦


4-21

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

a)

Perhitungan Gaya Aksial Efektif Gaya aksial efektif dipengaruhi secara dominan oleh faktor kondisi instalasi dan faktor perbedaan tekanan internal. Faktor perbedaan temperatur tidak diperhitungkan dalam analisis ini. Perhitungan dijabarkan dalam tabel 4.28.

Seff = H eff − [ (Δpi ). Ai .(1 − 2υ )] − [ As .E.(ΔT ).αe ] Tabel 4.28 Perhitungan Gaya Aksial Efektif Untuk Tiga Fase Pipa

Parameter

Simbol

Dimensi

1 Gaya Tensioner Pipelay Barge

Heff

1 000

kN

2 Tekanan Internal (Instalasi)

Pi‐ins

0

kPa

3 Tekanan Internal (Hydrotest)

Pi‐ins

1 1 880

kPa

4 Tekanan Internal (Operasi)

Pi‐oper

7920

kPa

5 Penampang Dalam Pipa

Ai

0.479

m2

6 Poisson Ratio

υ

0.3

Hydrotest

Seff

‐1 276.504

kN

‐51 7.669

Operasi

b)

‐‐‐

1 000

Instalasi 7 Gaya Aksial Efektif

Satuan

Perhitungan Concrete Stiffening Factor (CSF) Besaran CSF merupakan faktor penguatan atau penambah sifat kekakuan pipa bawah laut akibat adanya lapisan beton. Nilai κ c diambil sebesar 0.25. Perhitungan dijabarkan dalam tabel 4.29.

⎡ ( EI )conc ⎤ CSF = κ c ⎢ ⎥ ⎣⎢ ( EI ) steel ⎦⎥

0.75

Tabel 4.29 Perhitungan Concrete Stiffening Factor Pipa

Parameter 1 Konstanta Deformasi/Slippage 2 Modulus Elastisitas Baja 3 Kuat Tekan Beton 4 Modulus Elastisitas Beton 5 Momen Inersia Baja 6 Momen Inersia Beton

8 Concrete Stiffening Factor


Simbol

κc

Est fconc Econc Ist Iconc CSF

Dimensi

Satuan

0.25

‐‐‐

207000

MPa

1 1 0.31

MPa

41 000

MPa

0.0032

m

0.032

m

0.42

‐‐‐

4 4

4-22

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

c)

Perhitungan Panjang Efektif Panjang efektif free span adalah idealisasi suatu free span menjadi dalam kondisi perletakan fixed to fixed. Perhitungan pada tabel 4.30 dan 4.31.

4.73 ⎧ untuk β ≥ 2.7 2 ⎪ Leff ⎪ −0.066β + 1.02β + 0.63 ⎡ ⎤ K .L4 ; dimana β = log10 ⎢ =⎨ ⎥ 4.73 L ⎪ ⎣ (1 + CSF ) EI ⎦ β untuk 2.7 < ⎪⎩ 0.036β 2 + 0.61β + 1.0 Dalam Tugas Akhir ini, dihitung panjang span efektif untuk kondisi analisis fatigue instalasi selama 7 bulan dengan panjang span 201 m, dan kondisi analisis fatigue operasi selama 10 tahun dengan panjang span 100 m. Tabel 4.30 Perhitungan Panjang Free Span Efektif Untuk Perhitungan Fatigue Selama 7 Bulan

Parameter 1

Kekakuan Dinamik Tanah

2 3 4

Panjang Free Span Kekakuan Pipa Baja Concrete Stiffening Factor

5

Koefisien Panjang Efektif

Vertikal (Cross‐flow)

6

Panjang Free Span Efektif


Vertikal (Cross‐flow) Horizontal (In‐line)

Horizontal (In‐line) Horizontal (In‐line)

Simbol

Dimensi

KV KL L EI CSF

20907.3 1 5680.5 201 654352.4 0.42 7.56 7.44

β Leff‐CF Leff‐IL

208.08 208.25

Satuan kN/m2 m 2

kNm ‐‐‐ ‐‐‐

m

Tabel 4.31 Perhitungan Panjang Free Span Efektif Untuk Perhitungan Fatigue Selama 10 Tahun.

Parameter 1 2 3 4 5

6

Kekakuan Dinamik Tanah


Panjang Free Span Kekakuan Pipa Baja Concrete Stiffening Factor Vertikal (Cross‐flow) Koefisien Panjang Efektif Horizontal (In‐line)




Simbol

Dimensi

KV KL L EI CSF

20907.3 1 5680.5 1 00 654352.4 0.42 6.35 6.23

β Leff‐CF Leff‐IL

1 06.39 1 06.96

Satuan kN/m

2

m kNm ‐‐‐

2

‐‐‐

m

4-23

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

d)

Perhitungan Defleksi Statik Defleksi statik adalah lendutan atau defleksi yang terjadi pada suatu free span pipa akibat berat pipa itu sendiri. Perhitungan dijabarkan pada tabel 4.32 dan 4.33. Tabel 4.32 merupakan perhitungan defleksi statik untuk analisis fatigue 7 bulan dengan panjang span 201 m, dan tabel 4.33 merupakan perhitungan analisis fatigue 10 tahun dengan panjang span 100 m. Tabel 4.32 Perhitungan Defleksi Statik Free Span Untuk Analisis Fatigue 7 Bulan

Parameter 1 Konstanta Boundary Condition 2 Kekakuan Pipa Baja Panjang Free Span 3 Efektif 4 Beban Euler Buckling 5

Beban Penyebab Defleksi (q)

Vertikal (Cross‐flow) Horizontal (In‐line) Vertikal (Cross‐flow) Horizontal (In‐line) Vertikal (Cross‐flow) Horizontal (In‐line)

6 Gaya Aksial Efektif (Instalasi) 7

Momen Lentur Statik

8 Defleksi Statik

Vertikal (Cross‐flow) Horizontal (In‐line) Vertikal (Cross‐flow) Horizontal (In‐line)

Simbol

C2 C5 C6 EI Leff‐CF Leff‐IL PE‐CF PE‐IL Wsub‐inst Ftot Seff‐inst Mstat‐CF Mstat‐IL δCF δIL

Dimensi 1 .000 0.1 25 0.01 3 6.544E+08 208.076 208.246 21 2434.004 21 2087.526 368.945 1 07.741 1 000000 3432032 1 002528

1 .693 0.495

Satuan ‐‐‐ Nm2 m N kg/m N Nm

m

Tabel 4.33 Perhitungan Defleksi Statik Free Span Untuk Analisis Fatigue 10 tahun

Parameter 1 Konstanta Boundary Condition 2 Kekakuan Pipa Baja Panjang Free Span 3 Efektif 4 Beban Euler Buckling


Vertikal (Cross‐flow) Beban Penyebab Defleksi (q) Horizontal (In‐line) Gaya Aksial Efektif (Operasi) 6

5

7 Momen Lentur Statik

8 Defleksi Statik



Simbol

Dimensi

C2 C5 C6 EI Leff‐CF Leff‐IL PE‐CF PE‐IL Wsub‐oper Ftot Seff‐inst Mstat‐CF

1 .000 0.1 25 0.01 3 6.544E+08 1 06.391 1 06.961 81 2573.772 803923.1 09 398.1 73 1 03.647 ‐51 7669

Mstat‐IL Vertikal (Cross‐flow) δCF δIL Horizontal (In‐line) Horizontal (In‐line)

1 522781 7 4083698

1 .964 0.532

Satuan ‐‐‐ Nm

2

m N kg/m N Nm

m

4-24

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Maka, setelah keempat parameter frekuensi natural diatas telah dihitung, maka besar frekuensi natural dapat dihitung. Perhitungan dijabarkan dalam tabel 4.34 untuk frekuensi natural dengan panjang span 201 m, dan tabel 4.35 untuk frekuensi natural dengan panjang span 100 m. Tabel 4.34 Perhitungan Frekuensi Natural Free Span Untuk Analisis Fatigue Dengan Panjang Span 201 m.

Parameter 1

Konstanta Boundary Condition

2 3

Kekakuan Pipa Baja Concrete Stiffness Enhancement Factor

3


4

Beban Euler Buckling

5 6 7 8

Diameter Terluar Pipa Panjang Free Span Aktual Gaya Aksial Efektif (Instalasi) Effective Mass (Instalasi)

9

Defleksi Statik

10



Frekuensi Natural Vertikal (Cross‐flow) Free Span Horizontal (In‐line)

Simbol C1 C2 C3 EI 1 +CSF Leff‐CF Leff‐IL PE‐CF PE‐IL Dtcc L Seff‐inst meff‐Inst δCF δIL

fo‐CF fo‐IL

Dimensi 1 .570 1 .000 0.800 6.544E+08 1 .42 208.076 208.246 21 654.842 21 61 9.524 1 .0228 201 1 01 937 2053 1 .693 0.495

0.068662 0.059256

Satuan ‐‐‐ Nm2 ‐‐‐ m kg m m kg kg/m m

1 /s


4-25

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.35 Perhitungan Frekuensi Natural Free Span Untuk Analisis Fatigue Dengan Panjang Span 100 m.

Parameter 1

Konstanta Boundary Condition

2

Kekakuan Pipa Baja

3

Concrete Stiffness Enhancement Factor

3


4

Beban Euler Buckling

5 6 7 8


Diameter Terluar Pipa Panjang Free Span Aktual Gaya Aksial Efektif (Operasi) Effective Mass (Operasi) Vertikal (Cross‐flow)

9

Defleksi Statik

10

Frekuensi Natural Vertikal (Cross‐flow) Free Span Horizontal (In‐line)

Horizontal (In‐line)

Simbol C1 C2 C3 EI 1 +CSF Leff‐CF Leff‐IL PE‐CF PE‐IL Dtcc L Seff‐oper meff‐oper δCF δIL

fo‐CF fo‐IL

Dimensi

Satuan

1 .570 1 .000 0.800

‐‐‐

6.544E+08

Nm ‐‐‐

1 .42 1 06.391 1 06.961 82831 .1 69 81 949.348

2

m kg

1 .0228 1 00

m m

‐52770 2082

kg kg/m

1 .964 0.532

0.1 68878 0.069476

m

1 /s

4.3.7

PERHITUNGAN REDUCED VELOCITY (VR) DAN AMPLITUDO VIV Perhitungan reduced velocity (VR) mengacu pada DNV RP F105, untuk digunakan sebagai

parameter amplitudo VIV dan range tegangan VIV. Perhitungan reduced velocity untuk osilasi arah in‐line dan cross flow dijabarkan pada tabel 4.36 dan 4.37. Sedangkan untuk perhitungan besar amplitudo VIV arah in‐line dan cross flow dari gambar 4.9 dan 4.10. Perhitungan VR yang ditampilkan berikut ini adalah contoh dari salah satu perhitungan VR dengan parameter lingkungan tertentu saja. Berikut ini merupakan perhitungan VR untuk analisis fatigue 7 bulan dengan panjang span 201 m pada range gelombang individual 0 ‐ 0.5 m. Untuk perhitungan selengkapnya, akan ditampilkan pada lampiran pertitungan fatigue.


4-26

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.36 Perhitungan VR Untuk Amplitudo In-Line VIV (Analisis Fatigue 7 Bln & Gel Indi 0-0.5 m)

1 2

Parameter

Simbol

Effective Mass Redaman Struktural

meff‐Inst ξstr ξsoil ξhyd γk γon Ksd IL VR onset RIθ‐1 RIθ‐2 AY‐1 /D AY‐2/D VRIL1 IL VR 2 VRILend

3 Redaman Tanah 4 Redaman Hidrodinamika 5 6 7

SF untuk Ks SF untuk onset Parameter Stabilitas red.

8

Red.Velocity In‐line onset

9

Faktor Reduksi Turbulensi

1 0 Faktor Amplitudo Respon 1 1 Red. Velocity In Line region 1 1 2 Red. Velocity In Line region 2 1 3 Red. Velocity In Line End

Dimensi Satuan 2053 0.01 5

kg/m ‐‐‐

0.01 0

‐‐‐ ‐‐‐

1 .3 1 .1 0.463

‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐

0.966 1 .0 1 .0

‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐

0.1 1 06 0.0966 2.0720

‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐

3.9366 4.1 298

‐‐‐ ‐‐‐

Amplitudo In‐Line VIV

Respon Amplitudo VIV Arah In‐Line

0.1 2 0.1 1 0.1 0.09 0.08 0.07 0.06 0.05 0.04 0.03 0.02 0.01 0 0.000

0.500

1 .000

1 .500

2.000

2.500

Reduced Velocity (Vrd)

3.000

3.500

4.000

4.500

Gambar 4.9 Grafik Reduced Velocity vs Amplitudo In-Line VIV.

Dari hasil‐hasil perhitungan sebelumnya, maka besar reduced velocity untuk In‐Line VIV pada kondisi instalasi (data 1 tahunan) adalah 6.46. Dari gambar 4.9 diatas, maka untuk reduced velocity sebesar 6.46, maka amplitudo in‐line VIV (AY_IL/D) yang terjadi sebesar 0. 9

VRD‐IL

= 6.46


4-27

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

AY_IL/D = 0

9

Untuk perhitungan VR dan amplitudo VIV arah cross flow, maka parameter‐parameter dan perhitungan dijabarkan dalam tabel 4.37. Tabel 4.37 Perhitungan VR Untuk Amplitudo Cross Flow VIV (Analisis Fatigue 7 Bln & Gel Indi 0-0.5 m)

Parameter 1 2 3 4 5 6

Effective Mass Redaman Struktural Redaman Tanah Redaman Hidrodinamika SF untuk Ks SF untuk onset

7

Fungsi Reduksi VIV CF

7 8 9 9 9

Parameter Stabilitas red. Red.Velocity Cross Flow onset Rasio Kec Arus vs Part. Gel Bilangan Keulegan Carpenter Faktor Redaman Reduksi

1 0 Faktor Amplitudo Respon 1 1 Red. Velocity Cross Flow region 1 1 2 Red. Velocity Cross Flow region 2 1 3 Red. Velocity Cross Flow End


Simbol

meff‐Inst ξstr ξsoil ξhyd γk γon Ψproxi,onset Ψmass,onset Ψα,onset Ψtrench,onset Ksd CF VR onset α KC RK AZ‐1 /D AY‐2/D CF VR 1 IL VR 2 IL VR end

Dimensi 2053 0.01 5 0.01 0 1 .3 1 .1 1 .000 0.979 1 .1 67 1 .000 0.463 3.1 1 7 0.996 0.01 0 0.931 1 .3 1 .3 5.0 7.0 1 6.0

Satuan kg/m ‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐

‐‐‐ ‐‐‐

‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐ ‐‐‐

4-28

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Respon Amplitudo VIV Arah Cross Flow 1 .4

Amplitudo Cross Flow VIV

1 .2 1 0.8 0.6 0.4 0.2 0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10 11

12 13 14 15 16 17

Reduced Velocity (Vrd)

Gambar 4.10 Grafik Reduced Velocity Untuk Amplitudo Cross Flow VIV

Besar reduced velocity untuk VIV arah cross flow sebesar 5.58. Dari grafik pada gambar 4.10 diatas maka besar amplitudo VIV dapat ditentukan. 9

VRD‐CF

9

AZ_CF/D = 1.3

= 5.58

4.3.8

SCREENING FATIGUE Screening fatigue adalah penghitungan kemungkinan terjadinya fatigue yang berlebihan

(excessive fatigue) pada suatu free span yang menerima beban lingkungan dan operasi tertentu. Jika sutau free span memenuhi kriteria screening fatigue, maka dapat disimpulkan bahwa usia fatigue dari suatu free span pipa tersebut lebih dari 50 tahun. Pengecekan parameter‐parameter perhitungan dengan kriteria screening fatigue mengacu pada DNV RP F105. Mengacu pada tabel 3.8 tentang perilaku respon free span pipa, panjang free span aktual (L) 201 m dan diameter terluar (D) 1.0228 m memiliki perbandingan L/D sebesar 196.5. Menurut tabel 3.8, dengan klasifikasi 100< L/D < 200 maka perilaku respon free span pipa akan didominasi oleh kombinasi perilaku kabel dan balok. Untuk screening fatigue terhadap frekuensi natural arah in‐line (fO‐IL) diberikan oleh persamaan berikut;


4-29

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

fO , IL

γf =

>

U c ,100 yr ⎡ L / D ⎤ γ IL 1− . VRIL, onset .D ⎢⎣ 250 ⎥⎦ α

⎛ ( 201 1.0228 ) ⎞ ⎛ 1.15 ⎞ 0.0593 0.39 > ⎜1 − ⎟⎜ ⎟ 1.15 0.966 × 1.0228 ⎝ 250 ⎠ ⎝ 0.995 ⎠

= 0.0516 > 0.0976 Maka, free span disimpulkan mengalami fatigue yang disebabkan oleh in‐line VIV. Kondisi ini memenuhi syarat DNV RP F105, ketika α >0.8 maka in‐line VIV yang terjadi tidak signifikan, akan tetapi tetap harus dilakukan analisis fatigue dengan metoda response model. Untuk screening fatigue terhadap frekuensi natural arah cross flow (fO‐CF) diberikan oleh persamaan berikut;

fO ,CF

γf

>

U c ,100 yr + U w,1 yr VRCF , onset .D

.γ CF

0.0687 ( 0.39 + 0.00174 ) > × 1.3 1.15 3.117 × 1.0228 = 0.05974 > 0.1597 =

Maka, screening fatigue untuk kriteria VIV arah cross flow tidak memenuhi syarat. Maka analisis fatigue terhadap cross flow VIV mutlak harus dilakukan. Analisis fatigue dilakukan menggunakan metoda response model yang mengacu pada DNV RP F105. 4.3.9

PERHITUNGAN RANGE TEGANGAN Perhitungan range tegangan diperlukan untuk penentuan umur fatigue suatu free span pada

pipa bawah laut. Selanjutnya range tegangan akan dijadikan input dalam kurva S‐N dari DNV RP C203 (gambar 2.14). Besar range tegangan diberikan oleh persamaan berikut;

S IL = 2. AIL ( AY / D ).ψ α , IL .γ s

untuk in‐line VIV

SCF = 2. ACF .( Az / D).Rk .γ s

untuk cross flow VIV

Untuk range tegangan akibat VIV, besar unit amplitudo tegangan AIL/CF adalah sebagai berikut;

AIL − CF = C4 (1 + CSF )

Dtcc .( OD − WT ) .E


Leff 2

4-30

TUGAS AKHIR

BAB 4 STUDI KASUS

Perhitungan yang dijabarkan berikut ini merupakan contoh perhitungan range tegangan untuk tiap seastate (gelombang individual). Berikut adalah perhitungan untuk analisis fatigue selama 7 bulan dengan panjang span 201 m, untuk range gelombang individual 0 – 0.5 m. Perhitungan dijabarkan dalam tabel 4.38.


4-31

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.38 Perhitungan Range Tegangan Free Span 201 m Pada Range Gelombang Individu 0.0 – 0.5 m

Parameter

Simbol

1

Faktor Koreksi Rasio Arus

2

SF Range Tegangan

3

Amplitudo VIV

4

Faktor Redaman Reduksi

5


6

Konstanta Kondisi Batas

7

Concrete Stiffness Enhancement Factor

8

Unit Amplitudo Tegangan

9

Range Tegangan

In‐Line Cross Flow In‐Line Cross Flow

In‐Line Cross Flow


Ψα,IL γs AY_IL/D AZ_CF/D RK Leff‐IL Leff‐CF C4 1 +CSF AIL ACF SIL SCF

Dimensi Satuan 1

‐‐‐

1

‐‐‐

0 1 .3 0.931 208.25 208.08

‐‐‐ ‐‐‐ m

4.39

‐‐‐

1 .42

‐‐‐

24.324 24.364

0.000 58.948

MPa

MPa

Maka, analisis fatigue hanya dilakukan untuk cross flow VIV saja. Tidak adanya range tegangan dalam arah in‐line merupakan pembuktian tabel 3.7 (mengacu pada DNV RP F105), ketika rasio kecepatan aliran α > 0.8, maka pembebanan akibat gaya gelombang dengan metoda Morrison diabaikan. 4.3.10 PERHITUNGAN FATIGUE KONDISI INSTALASI Telah dijelaskan sebelumnya, perhitungan fatigue kondisi instalasi merupakan perhitungan untuk kondisi instalasi pipa selama 7 bulan dengan panjang span 201 m. Perhitungan fatigue mencakup perhitungan kerusakan fatigue dan umur fatigue. Langkah dan analisis perhitungan mengacu pada DNV RP F105 dan DNV RP C203. Untuk kondisi tegangan tertentu yang fluktuatif dengan amplitudo tegangan yang bervariasi dalam order acak, besar fatigue damage dapat dihitung dari metoda Palmgreen‐Miner sebagai berikut: s

D fat = ∑ i =1

ni ≤ α fat Ni

Nilai Ni merupakan jumlah siklus untuk kegagalan pada range tegangan Si. Sedangkan nilai ni merupakan jumlah total siklus tegangan pada blok range tegangan Si. Kurva S‐N yang digunakan


4-32

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

seperti pada gambar 2.14, mengacu pada figure 2‐5 DNV RP C203 Fatigue Strength of Offshore Steel Structure kurva C‐1. Fatigue diasumsikan terjadi mulai pada saat setelah pipa diinstalasi pada lokasi free span hingga dilakukan span remeditation dengan pemasangan struktur penopang pada free span tersebut. Selang waktu tersebut + 7 bulan (Nov 2006 s/d Mei 2007). Data gelombang yang digunakan untuk perkiraaan umur sisa fatigue adalah data gelombang individu tahun 2000. Data ini dianggap valid dengan mengganggap bahwa pokok bahasan Tugas Akhir adalah metodologi pengerjaan dan pengambilan asumsi serta analisis. Perhitungan dilakukan untuk tiap nilai range gelombang individu. Range dibagi berdasarkan tinggi gelombang dengan interval tiap range sebesar 0.5 m, dari 0.0 m sampai dengan 5.5 m. distribusi gelombang tersebut kemudian dihitung nilai frekuensi relatif dan Probability Density Function (PDF) untuk perhitungan siklus fatigue yang terjadi akibat tiap range seastate. Perhitungan dijabarkan dalam tabel 4.39. Tabel 4.39 Distribusi Jumlah Kejadian Gelombang Individu 7 Bulan

Tinggi Gelombang (m) 0.0 0.5 1 .0 1 .5 2.0 2.5

‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

0.5 1 .0 1 .5 2.0 2.5 3.0

Frekuensi Rataan Tinggi Perioda Kejadian Relatif Gel (m) Gelombang (T) 0.25 0.75 1 .25 1 .75 2.25 2.75

1 .1 08 1 .920 2.479 2.933 3.325 3.676

2075877 1 991 647 496720 61 485 3707 97

0.448399 0.430205 0.1 07294 0.01 3281 8.22E‐04 2.1 0E‐05

PDF 0.896798 0.860409 0.21 4588 0.026562 0.001 643 0.000042

Untuk perhitungan kerusakan fatigue dan umur sisa fatigue dilakukan untuk tiap seastate tersebut, dijelaskan oleh tabel 4.40 berikut.


4-33

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.40 Perhitungan Fatigue Pada Panjang Free Span 201 m Untuk Kondisi Instalasi Selama 7 Bulan Tinggi Gelombang (m) / Perioda (m)

Parameter

Simbol 0.0 ‐ 0.5 0.5 ‐ 1 .0 1 .0 ‐ 1 .5 1 .5 ‐ 2.0 2.0 ‐ 2.5 2.5 ‐ 3.0 Satuan (1 .1 08)

(1 .920)

(2.479) (2.933) 361 9.35

1

Berat Pipa dalam Air

Wsub

2

Panjang Span Aktual

L span

3

Wave Induced Current Velocity

Uw

4

Gaya Horizontal Total

Ftot

1 01 6.8

δCF

1 .693

δIL

0.477

fo‐CF

0.06866

fo‐IL

0.0591 9

5

Defleksi Statik

6

Frekuensi Natural

7

Reduced Velocity

8

Amplitudo VIV

9

Panjang Span Efektif

10

Range Tegangan

11

(3.325)

(3.676) N/m

201 0

0

0

m 0

VR

IL

6.443

CF VR

5.553

AY/D

0.00

AZ/D

1 .30

Leff‐IL Leff‐CF

208.25

0

0

N/m m 1 /s ‐‐‐ ‐‐‐ m

208.08

SIL

0.00

SCF

58.95

Waktu Ekspos Beban

Texp

1 831 6800

12

Frekuensi Vortex Shedding

fv

13

Probability Density Function

PDF

14

Total Jumlah Siklus dalam Range SCF

ni

15

Cycles to failure dalam Range SCF

Ni

16

Kerusakan Fatigue (Fatigue Damage)

Dfat

17

Cumulative Fatigue Damage

Σ Dfat

18

Umur Sisa Fatigue Total

Tlife

MPa s

0.0801 0.8968

0.8604

0.21 46

1 31 5338 1 261 967 31 4737

m/s

1 /s

0.0266 1 .64E‐03 4.1 9E‐05 38959

241 0

61

1 6929231 0.0453

0.0435

0.01 08 1 .34E‐03 8.31 E‐05 2.1 2E‐06 0.1 01 1

9.8932 9

Tahun

10

Bulan

1 / 7 bln

Tahun 22

Hari

Maka, dari perhitungan diatas, dapat diketahui bahwa sisa umur fatigue hanya tinggal + 9 tahun 11 bulan. Sekali lagi ditegaskan bahwa analisis fatigue dilakukan terhadap kondisi pipa setelah instalasi, sebelum dilakukan hydrotest dan sebelum masa operasional (kondisi pipa kosong). Selang waktu antara selesainya instalasi dan penanggulangan span tersebut dengan memasang struktur span support adalah 7 bulan (212 hari), dari November 2006 sampai dengan Mei 2007. Sisa umur fatigue yang dimiliki pipa merupakan angka yang jauh dari perencanaan desain fatigue pipa sebesar 30 tahun. Oleh karena itu, PT Perusahaan Gas Negara, Tbk selaku pemilik pipa SSWJ‐II ini tidak mengambil resiko, dan melakukan span remediation sebelum kegiatan hydrotest dan operasi dilaksanakan.


4-34

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.3.11 PERHITUNGAN FATIGUE KONDISI OPERASI Telah dijelaskan sebelumnya, perhitungan fatigue kondisi operasi merupakan perhitungan untuk kondisi operasi pipa selama durasi ketersediaan data (10 tahun) dengan panjang span 100 m. pada kondisi operasi ini struktur penopang free span telah dipasang dan menopang berat bentang bebas pipa. Perhitungan fatigue mencakup perhitungan kerusakan fatigue dan umur fatigue. Langkah dan analisis perhitungan mengacu pada DNV RP F105 dan DNV RP C203. Untuk kondisi tegangan tertentu yang fluktuatif dengan amplitudo tegangan yang bervariasi dalam order acak, besar fatigue damage dapat dihitung dari metoda Palmgreen‐Miner sebagai berikut: s

D fat = ∑ i =1

ni ≤ α fat Ni

Nilai Ni merupakan jumlah siklus untuk kegagalan pada range tegangan Si. Sedangkan nilai ni merupakan jumlah total siklus tegangan pada blok range tegangan Si. Kurva S‐N yang digunakan seperti pada gambar 2.14, mengacu pada figure 5 DNV RP C203 Fatigue Strength of Offshore Steel Structure kurva C‐1. Fatigue yang dihitung dianggap terjadi pada durasi 10 tahun setelah dipasangnya struktur penopang sehingga panjang free span pipa menjadi 100 m. Data gelombang yang tersedia adalah data 1991‐2000, dan digunakan untuk perhitungan perilaku umur fatigue pipa terhadap waktu ekspos beban selama 10 tahun. Untuk analisis secara detail, data gelombang 30 tahun dibutuhkan untuk analisis fatigue pada kondisi selama pipa beroperasi. Akan tetapi, dalam Tugas Akhir ini, mengingat keterbatasan ketersediaan data, maka analisis hanya dilakukan untuk waktu ekspos beban 10 tauhn saja. Data ini dianggap valid dengan mengingat esensi pokok bahasan Tugas Akhir adalah metodologi pengerjaan dan pengambilan asumsi serta analisis. Perhitungan dilakukan untuk tiap nilai range gelombang individu. Range dibagi berdasarkan tinggi gelombang dengan interval tiap range sebesar 0.5 m, dari 0.0 m sampai dengan 5.5 m. distribusi gelombang tersebut kemudian dihitung nilai frekuensi relatif dan Probability Density Function (PDF) untuk perhitungan siklus fatigue yang terjadi akibat tiap range seastate. Perhitungan dijabarkan dalam tabel 4.41.


4-35

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.41 Distribusi Jumlah Kejadian Gelombang Individu 10 Tahun (1991-2000)

Tinggi Rataan Tinggi Perioda Gelombang (m) Gel (m) Gelombang (T) 0 0.5 1 1 .5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

0.5 1 1 .5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5

0.25 0.75 1 .25 1 .75 2.25 2.75 3.25 3.75 4.25 4.75 5.25

2.21 7 3.840 4.957 5.866 6.651 7.353 7.993 8.586 9.1 41 9.664 1 0.1 59

Kejadian

Frekuensi Relatif

CDF

1 9525776 20685550 4832490 4881 41 28702 41 01 1 785 653 1 70 37 3

0.428503 0.453955 0.1 06051 0.01 071 3 0.000630 0.000090 0.000039 0.00001 4 0.000004 0.000001 0.000000

0.42850 0.88246 0.98851 0.99922 0.99985 0.99994 0.99998 1 .00000 1 .00000 1 .00000 1 .00000

PDF 0.857006 0.90791 0 0.21 21 03 0.021 425 0.001 260 0.0001 80 0.000078 0.000029 0.000007 0.000002 0.000000

Untuk perhitungan kerusakan fatigue dan umur sisa fatigue dilakukan untuk tiap seastate tersebut, dijelaskan oleh tabel 4.42 berikut.


4-36

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.42 Perhitungan Analisis Fatigue Untuk Kondisi Operasi Selama 10 Tahun Dari 2006 s/d 2015 Tinggi Gelombang

Perioda Gelombang

Hs

Tp

m

s

0.0 ‐ 0.5 0.5 ‐ 1 .0 1 .0 ‐ 1 .5 1 .5 ‐ 2.0 2.0 ‐ 2.5 2.5 ‐ 3.0 3.0 ‐ 3.5 3.5 ‐ 4.0 4.0 ‐ 4.5 4.5 ‐ 5.0 5.0 ‐ 5.5

2.21 7 3.840 4.957 5.866 6.651 7.353 7.993 8.586 9.1 41 9.664 1 0.1 59

Berat Pipa

Panjang Span

Wave Ind. Curr. Vel

Gaya Horizontal

Wsub

L span

Uw

Ftot

N/m

m

m/s

N/m

361 9.35

1 00

0.00000 0.00000 1 .42E‐04 1 .97E‐03 8.25E‐03 2.01 E‐02 3.67E‐02 5.64E‐02 7.69E‐02 9.77E‐02 1 .1 8E‐01

1 01 6.8 1 01 6.8 1 020.5 1 062.0 1 1 88.9 1 407.9 1 693.4 201 4.8 2330.8 2640.2 2925.0

Defleksi Statik δCF

δIL m

1 .964 1 .964 1 .964 1 .964 1 .964 1 .964 1 .964 1 .964 1 .964 1 .964 1 .964

Frekuensi Reduced Velocity Natural fo‐CF

fo‐IL 1 /s

0.532 0.532 0.534 0.556 0.622 0.737 0.887 1 .055 1 .220 1 .382 1 .531

0.1 689 0.1 689 0.1 689 0.1 689 0.1 689 0.1 689 0.1 689 0.1 689 0.1 689 0.1 689 0.1 689

IL

CF

VR

VR ‐‐‐

0.0695 0.0695 0.0696 0.0707 0.0741 0.0806 0.0898 0.1 009 0.1 1 22 0.1 238 0.1 346

5.488 5.488 5.483 5.424 5.251 4.972 4.645 4.328 4.067 3.853 3.688

Amplitudo VIV AY/D

AZ/D ‐‐‐

2.258 2.258 2.259 2.269 2.306 2.374 2.470 2.585 2.703 2.824 2.939

0 0 0 0 0 0 0 0 0.052 0.092 0.096

0.1 0.1 0.1 03 0.1 08 0.1 1 8 0.1 24 0.1 28 0.1 36 0.1 40 0.1 45 0.1 48


4-37

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.42 Perhitungan Analisis Fatigue Untuk Kondisi Operasi Selama 10 Tahun Dari 2006 s/d 2015 (Lanjutan)

Panjang Span Efektif Leff‐IL

Leff‐CF

Range Tegangan SIL

m

1 06.391

Waktu Ekspos Beban

Frekuensi Vortex

Probabilitas Gel.

SCF

Texp

fv

PDF

s

1 /s

‐‐‐

1 7.326 1 7.326 1 7.846 1 8.71 2 20.445 21 .485 22.1 78 23.564 24.257 25.1 23 25.643

31 5532800

MPa

1 06.961

0 0 0 0 0 0 0 0 9.22 1 6.943 1 5.91 3

0.0801 0.0801 0.0801 0.0805 0.081 8 0.0842 0.0876 0.091 7 0.0959 0.1 001 0.1 042

ni ‐IL

Jumlah Siklus Yang Diizinkan

ni ‐CF

Ni ‐IL

1 / 1 0 thn

0.85701 21 6531 79 21 6531 79 0.90791 2293931 5 2293931 5 0.21 21 0 5359007 5359007 0.021 43 544064 544064 1 .26E‐03 32502 32502 1 .80E‐04 4782 4782 7.83E‐05 21 66 21 66 2.87E‐05 829 829 7.46E‐06 226 226 1 .62E‐06 51 51 1 .32E‐07 4 4


Jumlah Siklus Beban

Ni ‐CF ‐‐‐

0 0 0 0 0 0 0 0 1 .02E+1 0 4.86E+08 6.66E+08

Fatigue Damage Dfat IL‐CF 1 / 1 0 thn

4.35E+08 4.35E+08 3.75E+08 2.96E+08 1 .90E+08 1 .48E+08 1 .27E+08 9.35E+07 8.09E+07 6.79E+07 6.1 3E+07

Cumulative Fatigue Damage

Σ Dfat

Umur Sisa Fatigue (Tahun)

Tlife

4.98E‐02 5.27E‐02 1 .43E‐02 1 .84E‐03 1 .71 E‐04 3.22E‐05 1 .71 E‐05 8.87E‐06 2.81 E‐06 8.62E‐07 7.72E‐08

1 .1 89E‐01 84.1 3

4-38

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Maka, dari perhitungan pada tabel 4.42 diatas, diketahui bahwa sisa umur fatigue untuk kondisi operasi selama 10 tahun adalah sebesar + 84 tahun. Design life dari pipa SSWJ‐II adalah 30 tahun. Dengan ini maka free span pipa awal sepanjang 201 m dengan struktur support yang mengurangi panjang span menjadi 100 m dinyatakan aman terhadap keruntuhan fatigue. Dijelaskan sekali lagi, bahwa data yang digunakan merupakan data lingkungan pada lokasi pada waktu beberapa tahun sebelum perhitungan kejadian aktual ini. Data dianggap valid dengan mempertimbangkan bahwa data diambil dari data angin Tanjung Priok yang dekat dengan lokasi, dan memiliki karakteristik acak yang cenderung sama atau mendekati dari tahun ke tahun. Maka dari itu, setelah free span sepanjang 100 m dinyatakan aman terhadap fatigue, maka analisis dilanjutkan ke analisis selanjutnya, yaitu analisis kekuatan free span terhadap kriteria Ultimate Limit Strength (ULS).


4-39

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.4

PERHITUNGAN ANALISIS FREE SPAN – ULTIMATE LIMIT STRENGTH (ULS) Perhitungan analisis free span untuk kriteria Ultimate Limit Strength (ULS) yang telah

dibahas dalam Bab 3, subbab 3.8 dilakukan dalam subbab ini. Seluruh perhitungan serta parameter asumsi yang diambil mengacu pada DNV RP F105 dan DNV OS F101. Parameter‐parameter yang dicek terhadap kriteria ULS adalah sebagai berikut; 9

Local pressure.

9

Pressure containtment (Bursting Buckling).

9

External pressure (Collapse Buckling).

9

Local buckling akibat kombinasi beban.

9

Propagation buckling.

9

Cek Local buckling konsep ASD.

Perhitungan kekuatan pipa terhadap kriteria ULS merupakan tolok ukur (benchmark) terhadap pipe reliability ketika pipa tersebut beroperasi. Tabel 4.43 dan 4.44 dibawah ini menunjukkan data‐data yang digunakan dalam pengecekan kriteria ULS. Tabel 4.43 Data Desain Pipa Untuk Perhitungan Parameter Kriteria Pengecekan ULS

Parameter

Simbol Dimensi Satuan Data Pipa

1 Diameter Pipa Baja 2 Ketebalan Pipa Baja 3 Perbandingan OD/WT 4 Modulus Elastisitas 5 Tegangan Leleh Minimum 6 Tegangan Tarik Minimum 7 Poisson Ratio 8 Momen Inersia Pipa Baja

OD WT D/t E SMYS SMTS ν Ist

0.81 28 m 1 5.9 mm 51 .1 2 207000.00 MPa 450.00 MPa 535.00 MPa 0.30 0.0032 m4

Data Operasi 8 Tekanan Desain 9 Tekanan Hydrotest 1 0 Massa Jenis Content

Pd Phyd ρcont

7.92 MPa 1 1 .88 MPa 61 .01 kg/m3

Data Lingkungan 1 1 Massa Jenis Air Laut

ρsw

1 2 Kedalaman Perairan

h g

1 3 Percepatan Gravitasi


1 025 kg/m3 60 m 9.81 m/s2

4-40

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.44 Data Usage Factor dan Parameter Free Span Dinamik Untuk Pengecekan Kriteria ULS

Parameter

Simbol Dimensi Satuan Usage Factor

1 4 SF untuk material

γm

1 .1 5

1 5 SF Tekanan Insidental

1 .1

1 6 SF untuk Safety Class

γinc γSC

1 .26

1 7 Faktor Utilisasi

αu

0.96

1 8 Faktor Fabrikasi (Seamless pipe)

αfab

1 .0

Parameter Analisis Free Span Dinamik

Seff‐INS 1 9 Gaya Aksial Efektif

1 000

Seff‐HYD ‐1 276.504 kN Seff‐OPER ‐51 7.669

20 Panjang Free Span Efektif

Leff‐IL Leff‐CF

1 06.96

21 Unit Amplitudo Tegangan

AIL ACF

92.200

22 Range Tegangan

SIL SCF

0.000

1 06.39 93.1 92 1 7.326

m MPa MPa

Untuk perhitungan selanjutnya, dijelaskan oleh tabel 4.45. Perhitungan pada tabel 4.45 merupakan perhitungan local pressure, yang merupakan input parameter bagi pengecekan pressure containment atau terhadap bursting buckling. Tekanan penyebab bursting buckling ini dikalikan terhadap usage factor tertentu untuk memfaktorkannya terhadap SMYS, dan kekuatannya dapat diketahui. Setelah itu, maka perhitungan dan pengecekan tekanan penyebab collapse buckling terhadap tekanan eksternal (hidrostatik) dapat dilakukan. Lalu terakhir adalah pengecekan terhadap propagation buckling. Perhitungan selanjutnyan untuk pengecekan kriteria ULS terhadap local buckling akibat kombinasi beban dibahas dalam tabel 4.46. Pengecekan ULS untuk kriteria local buckling dilakukan terhadap kombinasi kondisi instalasi‐hydrotest‐operasi (beban lingkungan 1 tahunan), kondisi dinamik untuk arah in‐line dan cross flow, serta kondisi statik untuk arah in‐line dan cross flow, dengan total 12 kombinasi.


4-41

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.45 Perhitungan dan Pengecekan Kriteria ULS terhadap Bursting Buckling , Collapse Buckling, dan Propagating Buckling

Parameter

Simbol Dimensi Satuan Local Pressure

1 Tekanan Lokal Desain 2 Tekanan Lokal Insidental 3 Tekanan Lokal Hydrotest

Pld Pli Plt

7.956 MPa 8.748 MPa 9.751 MPa

Pressure Containtment (Bursting Buckling) 4 Tekanan Containment 5 6

Usage Factor Yield Usage Factor Tensile

Pcont η

1 98.473 MPa 0.695 0.605

Cek ULS pada Pcont < η. SMYS

‐‐‐

OK OK

Cek ULS pada Pcont < η. SMTS External Overpressure (Collapse Buckling)

7 Tekanan External (Hydrostatik) 8 Tekanan Collapse Elastis 9 Tekanan Collapse Plastis 1 0 Parameter Ovalitas Pipa

1 1 Parameter Tek. Collapse

1 2 Tekanan Collapse Karakteristik

Pe Pel Ppl

0.6033 MPa

fo b c

0

d u v Φ y PC

3.406 MPa 1 7.606 MPa ‐3.406 MPa ‐309.964 1 055.629 ‐1 04.61 0

‐‐‐

350.41 3 1 09.1 1 7 deg 2.270 MPa 3.406 MPa

OK

1 3 Cek Ext. Press thd Coll. Press Propagating Buckling 1 3 Tekanan Propagasi

PPr

0.842974 MPa

1 4 Tekanan External (Hydrostatik)

Pe

0.6033 MPa

1 5 Cek ULS pada Pe < PPr

FAILED

TERJADI PROPAGATION BUCKLING, BUTUH BUCKLE ARRESTOR


4-42

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.46 Perhitungan Pengecekan Kriteria ULS Terhadap Local Buckling Akibat Kombinasi Beban

Parameter

Simbol

Dimensi Satuan

Local Buckling Kombinasi Beban

Seff‐INS 1 6 Gaya Aksial Efektif Desain

Seff‐HYD Seff‐OPER

1 000 ‐1 276.504 kN ‐51 7.669

qh

0.4095 0.1 597

1 9 Burst Pressure (Bursting Limit)

β αc PB,y(t) PB,u(t)

20 Tahanan Tekanan Bursting

PB(t)

20.735

21 Tahanan Karakteristik Gaya Aksial

SP

1 7 Parameter Usage Factor Axial 1 8 Burst Pressure (Yield Limit)

22 Beban Gaya Aksial Terfaktor 23 Desain Perbedaan Kelebihan Tegangan 24 Momen Lentur Dinamik 25 Momen Lentur Statik 26 Tahanan Momen Plastis 27 Beban Momen Lentur Terfaktor Dinamik 28 Beban Momen Lentur Terfaktor Statik Cek ULS Komb. Instalasi Dinamik Cek ULS Komb. Hydrotest Dinamik Cek ULS Komb. Operasional Dinamik 29 Cek ULS Komb. Instalasi Statik Cek ULS Komb. Hydrotest Statik Cek ULS Komb. Operasional Statik


1 .0302 20.735 21 .436 MPa 1 791 2.794 MPa

INS

0.00426

HYD

0.00693

OPER

0.001 1 4

ΔPd

1 .795 MPa

In‐Line

33.999

Cross Flow

68.730

In‐Line

884.520

kNm kNm

Cross Flow

3375.889

MP

4543.780 kNm

In‐Line

0.01 05

Cross Flow

0.021 2

In‐Line

0.2728

Cross Flow

1 .041 3


OK OK

Cross Flow

OK OK

In‐Line

OK

Cross Flow

OK OK

In‐Line

In‐Line In‐Line

FAILED OK

Cross Flow

FAILED

In‐Line

OK FAILED

Cross Flow

Cross Flow

4-43

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Sedangkan, untuk pengecekan kriteria ULS terhadap local buckling dengan konsep Allowable Stress Design (ASD), dijabarkan dalam tabel 4.47 berikut ini. Tabel 4.47 Perhitungan Pengecekan Kriteria ULS Terhadap Local Buckling Dengan Konsep ASD

Parameter

Simbol Dimensi Satuan

CEK LOKAL BUCKLING KONSEP ASD

σH

30 Hoop Stress 31 Tegangan Bending Dinamik 32 Tegangan Bending Statik

1 83.354 MPa

σB dyn‐IL Cross Flow σB dyn‐CF σB stat‐IL In‐Line

1 1 3.72

Cross Flow σB stat‐CF

434.01

In‐Line

4.37 8.84

MPa MPa

33 Thermal Stress

σT

52.31 MPa

34 End Cap Effect Stress

σep

91 .68 MPa

35 Poisson Effect Stress

σP

0.96 MPa

36 Tegangan Longitudinal Dinamik 37 Tegangan Longitudinal Statik 38 Tegangan Von Mises Dinamik 39 Tegangan Von Mises Statik

σL dyn‐IL

1 49.3

Cross Flow σL dyn‐CF

1 53.8

σL stat‐IL

258.7

Cross Flow σL stat‐CF

579.0

σE dyn‐IL

236.5

Cross Flow σE dyn‐CF

239.3

σE stat‐IL

31 7.1

Cross Flow σE stat‐CF

607.3

In‐Line In‐Line In‐Line In‐Line

40 Cek ULS pada σH ‐ MAX < 90 % SMYS

MPa MPa MPa

OK

41 Cek ULS pada σL‐MAX < 80 % SMYS 42 Cek ULS pada σE‐MAX < 90 % SMYS


MPa

Dinamik

OK

Statik Dinamik

FAILED OK

Statik

FAILED

4-44

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Maka, dari perhitungan pada tabel 4.45, terbukti bahwa pada lokasi tinjauan, pipa aman terhadap bursting dan collapse buckling. Akan tetapi, pada lokasi tinjauan dengan kedalaman perairan 60 m, pipa bawah laut tidak aman terhadap propagating buckling. Dengan adanya inisiasi terjadinya propagating buckling, maka dibutuhkan buckle arrestor sebagai pengaman pipa dari buckling. Buckle arrestor merupakan cincin yang menyelimuti pipa, sebagai penambah ketebalan dinding (wall thickness) agar propagation buckling tidak terjadi. Perhitungan buckle arrestor tidak dibahas dalam Tugas Akhir ini. Dari perhitungan pada tabel 4.46, dapat disimpulkan bahwa komponen dominan yang memicu terjadinya local buckling akibat kombinasi pembebanan adalah momen lentur statik, dalam arah vertikal atau cross flow. Seluruh pengecekan kriteria ULS untuk kondisi kombinasi instalasi‐ hydrotest‐operasi dan beban dinamik, baik pada arah cross flow maupun in‐line memenuhi kriteria pengecekan, dan tidak terjadi local buckling. Akan tetapi, pada kombinasi instalasi‐hydrotest‐operasi dan beban statik untuk arah staik, pengecekan tidak memenuhi kriteria, maka terjadi local buckling untuk kombinasi pembebanan tersebut. Disimpulkan bahwa terjadinya local buckling akibat momen lentur statik arah vertikal. Beban yang signifikan adalah berat pipa dalam air (submerged weight) sepanjang free span yang terjadi. Oleh karena itu, dengan panjang free span akhir 100 m, local buckling akan terjadi akibat momen lentur statik vertikal yang terjadi akibat berat pipa yang tidak tersupport. Sedangkan, dari perhitungan pada tabel 4.47, dapat disimpulkan bahwa integritas pipa terhadap local buckling akibat excessive Hoop Stress adalah aman. Sedangkan, untuk integritas pipa terhadap local buckling akibat tegangan longitudinal dan tegangan von mises dinyatakan tidak aman untuk kondisi statik pada arah vertikal (cross flow). Sama halnya seperti pengecekan local buckling akibat kombinasi pembebanan, maka pengecekan local buckling konsep ASD terhadap tegangan longitudinal dan tegangan von mises disebabkan oleh besarnya momen lentur statik arah vertikal. Komponen penyebab yang signifikan adalah berat sendiri pipa dalam air, pada panjang free span 100 m. Hal ini menyebabkan terjadi momen lentur yang besar sehingga terjadi tegangan yang besar pula pada penampangnya, sehingga melebihi dari faktor tegangan leleh (SMYS) yang disyaratkan. Dari beberapa kriteria ULS yang tidak lolos pengecekan, perbedaan antara faktor beban dan faktor kapasitas cukup kecil dan dapat diabaikan, sehingga pipa dinyatakan masih layak operasi.


4-45

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.5

PERHITUNGAN ANALISIS STRUKTUR PENOPANG FREE SPAN Telah dijelaskan sebelumnya, bahwa akan dilakukan tindakan span remediation sebagai

tindak lanjut dari kecilnya angka sisa umur fatigue pada pipa dengan panjang free span 201 m. Angka sisa umur fatigue tersebut rawan terhadap resiko kegagalan struktur pipa. Hal ini berbahaya bagi operasional pipa, sehingga PT Perusahaan Gas Negara, Tbk memutuskan untuk memberikan struktur penopang pada free span tersebut berupa struktur rangka baja sederhana. Analisis kekuatan struktur dihitung berdasarkan pembebanan yang akan diterima struktur berupa beban struktural, beban pipa dan beban lingkungan. Analisis dilakukan dengan bantuan software SACS 5.1. Gambar 4.11 dan 4.12 menunjukkan sketsa free span dan struktur penopang.

Gambar 4.11 Struktur support free span pipa dalam keadaan terpasang.

Gambar 4.12 Detail sketsa struktur penopang free span pipa.


4-46

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.5.1

PEMBEBANAN STRUKTUR DALAM SACS 5.1 Analisis struktur dilakukan dengan bantuan model elemen hingga SACS 5.1. Struktur

penopang pipa didesain untuk kuat terhadap beban‐beban struktural, lingkungan, dan pipa yang dijelaskan pada tabel 4.48. Tabel 4.48 Beban-beban Pemodelan Analisis Struktur Pada SACS 5.1

Load ID

Deskripsi

Dimensi

1

Berat Sendiri dari struktur

76.5 kN (SACS)

2 3

Beban Arus dan Gelombang perioda ulang 1 tahun Beban Arus dan Gelombang perioda ulang 1 00 tahun

‐‐ ‐‐

4 5

Beban Pipa fase Hydrotest Beban Pipa fase Operasi

1 698.4 kN (Tabel 4.1 0) 786.3 kN (Tabel 4.1 0)

6 7

Beban Anode Beban Grout Bag

1 6 kN 48 kN

Dari beban‐beban tersebut maka dilakukan kombinasi pembebanan sebagai berikut: 9

Kombinasi beban A; terdiri dari load ID 1, 2, 4, 6, 7, untuk kondisi Hydrotest 1‐thn.

9

Kombinasi beban B, terdiri dari load ID 1, 3, 5, 6, 7, untuk kondisi Operasi 100‐thn.

Struktur support span ini terbuat dari baja grade 36 ksi, dengan tipe member tubular, dengan spesifikasi sebagai berikut: Tabel 4.49 Detail Member Pada Elemen Struktur Support Free Span Tinggi 9 m.

Label PL 1 ‐ 3 LG 3 ‐ 5 BR 1 ‐ 4 BR 5


Outside Dia. OD (cm) 27.31 32.39 21 .91 21 .91

Wall Thickness WT (cm) 1 .270 1 .031 0.81 8 1 .270

4-47

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Gambar 4.13 Member Group Assignment Pada Struktur Support Free Span.

Untuk berat sendiri dari struktur merupakan berat seluruh elemen struktur dalam air (gambar 4.14). Dalam pemodelan SACS, tipe elemen yang dipilih adalah elemen tubular, dan merupakan flooded member. Maksud dari flooded member adalah member tubular yang di bagian dalamnya dianggap terisi air, karena letaknya yang berada di bawah permukaan air. Seluruh elemen dalam struktur penopang free span ini bertipe flooded member. Beban lainnya adalah beban sacrificial anode yang diberikan pada seluruh kaki (leg) utama struktur. Terdapat 8 buah anode, dengan berat masing‐masing 2 kN (Gambar 4.18). Untuk pembebanan lingkungan berupa arus dan gelombang, besarannya diambil dari Tabel 4.5 untuk zona 12. Arah beban lingkungan arus dan gelombang tersebut diberikan arah tegak lurus terhadap bentang pipa. Pengambilan asumsi ini disebabkan struktur dianggap telah menerima gaya yang cukup besar dari arah vertikal, sehingga translasi maupun overturning struktur dalam arah sepanjang pipa dianggap tidak signifikan (gambar 4.15 dan 4.16).


4-48

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Untuk beban pipa, dibagi menjadi dua, yaitu berat pipa saat fase hydrotest dan fase operasi (gambar 4.17). Pemodelan struktur dilakukan untuk perioda beban lingkungan 1 tahun terhadap beban pipa fase hydrotest, dan perioda beban lingkungan 100 tahun terhadap beban pipa fase operasi. Berat pipa tersebut merupakan berat pipa sepanjang free span 201 m. Perhitungan berat mengacu pada Tabel 4.10. Beban lainnya adalah beban grout bag, merupakan geotextile yang berfungsi sebagai bantalan penyalur beban pipa kepada struktur. Dimensi grout bag adalah 2 m (P) x 2 m (L) x 0.75 m (T), dan isi pasir dengan berat jenis 1600 kg/m3. Beban grout bag total sebesar 48 kN (gambar 4.18).

Gambar 4.14 Beban sendiri (self weight) pada model SACS 5.1.


4-49

TUGAS AKHIR

BAB 4 STUDI KASUS

Gambar 4.15 Beban lingkungan arus dan gelombang perioda ulang 1 tahun pada model SACS 5.1.

Gambar 4.16 Beban lingkungan arus dan gelombang perioda ulang 100 tahun pada model SACS 5.1.


4-50

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Gambar 4.17 Beban pipa fase Hydrotest (kiri) dan fase Operasi (kanan) pada model SACS 5.1.

Gambar 4.18 Beban sacrificial anode (kiri) dan grout bag (kanan) pada model SACS 5.1.


4-51

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.5.2

OUTPUT SACS UNTUK KONDISI INPLACE Setelah pembuatan model dan pembebanan selesai, maka program SACS di‐run untuk

mendapatkan output analisis struktur untuk kondisi inplace. Kondisi inplace merupakan kondisi struktur berada pada lokasi dan bekerja menerima beban‐beban operasi. Analisis inplace dilakukan dengan mengacu pada kode API RP2A, dan metoda pengecekan kekuatan member struktur dengan LRFD. Kondisi inplace dibagi menjadi dua fase, yaitu: 9

Pembebanan pipa fase hydrotest dan data lingkungan perioda ulang 1 tahun.

9

Pembebanan pipa fase operasi dan data lingkungan perioda ulang 100 tahun.

Output yang akan ditampilkan disini adalah data base joint reaction, dan tentu saja member unity check. Output ditunjukkan hanya untuk kombinasi beban A dan B saja, dimana merupakan pembebanan‐pembebanan maksimum terhadap struktur. Untuk output selengkapnya diberikan pada lampiran. Tabel 4.50 s/d 4.52 menjabarkan output dari analisis inplace struktur. Tabel 4.50 Output SACS Joint Reaction Pada Perletakan Struktur

JOINT NUMBER 1 01 P 1 1 9P 1 81 P 1 99P

LOAD CASE

FORCE(X)

A B A B A B A B

86.1 84 44.21 7 ‐1 1 5.024 ‐55.428 1 1 6.02 58.02 ‐85.045 ‐41 .323

FORCE(Y)

FORCE(Z)

MOMENT(X)

kN

44.093 22.244 64.58 31 .451 ‐64.771 ‐31 .901 ‐43.894 ‐21 .796

MOMENT(Y)

MOMENT(Z)

kN‐m

394.05 1 96.08 501 .373 243.398 502.877 246.95 392.469 1 92.431

7.407 3.51 6 ‐1 .526 ‐0.728 1 .524 0.73 ‐7.41 4 ‐3.524

‐8.831 ‐3.569 3.51 1 2.23 ‐2.979 ‐0.792 9.456 5.225

‐0.484 ‐0.31 7 ‐0.926 ‐0.528 ‐0.848 ‐0.31 8 ‐0.403 ‐0.098

Struktur support tidak menggunakan pile sebagai fondasinya, yaitu menggunakan footing pada tiap kakinya. Angka pada tabel 4.50 yang berwarna merah merupakan input untuk perhitungan kekuatan daya dukung tanah terhadap struktur. Untuk output member unity check diberikan pada tabel 4.51 dibawah ini.


4-52

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.51 Output SACS Member Unity Check Maksimum

GROUP CRITICAL LOAD MAX UNITY ID MEMBER COND CHECK

APPLIED STRESS DIST FROM END AXIAL BEND‐Y BEND‐Z

ALLOWABLE STRESS AXIAL

EULER

N/mm2

m

BEND‐Y BEND‐Z

N/mm2

BR1

301 L‐381 L

4

0.02

0

‐0.59

5.71

1 .74

1 94.73

81 3.50

31 1 .30

31 1 .30

BR2

399L‐581 L

A

0.03

6

0.73

‐1 0.33

1 .87

235.60

308.72

31 1 .30

31 1 .30

BR3

581 L‐501 L

A

0.08

2.7

5.1 1

‐1 3.29

‐1 9.1 1

235.60

535.06

31 1 .30

31 1 .30

BR4

51 9L‐699L

4

0.25

4.5

‐8.25

46.1 9

60.01

1 86.87

546.1 8

31 1 .30

31 1 .30

BR5

601 L‐1 002

A

0.68

0.8

‐1 2.07

21 4.00

‐1 .30

21 0.80

‐‐‐

31 7.63

31 7.63

LG2

299L‐399L

4

0.01

0.5

0.00

2.60

‐0.26

235.60

‐‐‐

309.61

309.61

LG3

399L‐499L

A

0.04

2.7

‐0.1 7

1 0.79

‐3.1 1

21 0.80

228.96

309.61

309.61

LG4

401 L‐501 L

A

0.27

1 .4

‐39.48

28.98

‐9.77

209.75

‐‐‐

309.61

309.61

LG5

501 L‐601 L

A

0.54

4.1

‐39.55‐

1 1 4.60

33.39

201 .58

41 7.24

309.61

309.61

PL1

1 1 9P‐21 9P

A

0.25

0

‐49.90

‐3.71

4.83

21 0.33

‐‐‐

31 4.1 1

31 4.1 1

PL2

281 P‐381 P

A

0.24

0

‐50.01

‐1 .65

0.38

21 0.59

‐‐‐

31 4.1 1

31 4.1 1

PL3

381 P‐481 L

A

0.25

2.7

‐49.76

3.89

0.68

204.94

229.37

31 4.1 1

31 4.1 1

Maka, dari tabel 4.50 diatas, terdapat member unity check yang bernilai maksimum sebesar 0.68 pada member 601L – 1002 (gambar 4.19 dan 4.20). Member lainnya memiliki nilai unity check 0.01 s/d 0.54. Nilai UC dalam range 0.00 s/d 0.75 masih dinyatakan dalam batas aman, mengingat banyaknya member yang mencapai nilai UC tersebut menerima beban kombinasi A, yaitu kombinasi beban untuk kondisi Hydrotest, dan beban lingkungan 1 tahun. Maka dari itu, untuk kombinasi beban B, yaitu kombinasi beban untuk kondisi Operasi adan beban lingkungan 100 tahun, kekuatan inplace struktur dinyatakan aman menurut kriteria UC. Detail output SACS untuk analisis inplace selengkapnya akan disajikan pada lampiran.


4-53

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Gambar 4.19 Output member Unity Check pada Row A (kiri) dan Row 1 (kanan).

Gambar 4.20 Output member Unity Check pada dek struktur atas (plan -50.75 m).


4-54

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

4.5.3

ANALISIS DINAMIK SISTEM STRUKTUR SUPPORT DAN FREE SPAN PIPA Analisis dinamik dilakukan pada struktur support dengan ruang lingkup hanya perhitungan

frekuensi natural struktur saja. Analisis frekuensi natural dilakukan dengan bantuan software SACS 5.1 dan SAP2000v10 untuk mendapatkan nilai frekuensi natural untuk tiap mode shape. Penggunaan dua software finite element ini hanya untuk pembuktian dan komparasi hasil perhitungan frekuensi natural saja, tidak untuk kalibrasi. Tabel 4.52 berikut ini ditampilkan output nilai frekuensi natural dari SACS 5.1. Tabel 4.52 Output SACS Frekuensi Natural Struktur Support Untuk Tiap Mode Shape

MODE

FREQ.(CPS)

GEN. MASS

EIGENVALUE

PERIOD(SECS)

1

6.64588

7.93E+00

2.1 5E+09

0.1 50469

2

7.68245

6.1 2E+00

4.29E‐04

0.1 301 67

3

42.22504

7.1 5E‐01

1 .42E‐05

0.023683

4

44.76407

6.67E‐01

1 .26E‐05

0.022339

5

47.48374

5.93E‐01

1 .1 2E‐05

0.021 060

6 7

49.81 526

5.45E‐01

1 .02E‐05

0.020074

80.71 457

3.1 7E+00

3.89E‐06

0.01 2389

Dan berikut ini ditampilkan model struktur pada SAP2000 pada gambar4.21.

Gambar 4.21 Model struktur support pada SAP2000v10.


4-55

BAB 4 STUDI KASUS

TUGAS AKHIR

Tabel 4.53 berikut ini menunjukkan output frekuensi natural struktur support dari SAP2000v10. Tabel 4.53 Output SAP2000 Frekuensi Natural Struktur Support Untuk Tiap Mode Shape

TABLE: Modal Periods And Frequencies OutputCase StepType StepNum Period Text Text Unitless Sec MODAL Mode 1 0.07051 MODAL Mode 2 0.06266 MODAL Mode 3 0.06258 MODAL Mode 4 0.04585 MODAL Mode 5 0.02922 MODAL Mode 6 0.02460 MODAL Mode 7 0.01 91 9 MODAL Mode 8 0.01 81 8 MODAL Mode 9 0.01 71 6 MODAL Mode 1 0 0.01 528 MODAL Mode 1 1 0.01 421 MODAL Mode 1 2 0.01 1 27

Frequency Cyc/sec 1 4.1 82 1 5.958 1 5.980 21 .808 34.220 40.648 52.1 25 55.01 5 58.271 65.458 70.366 88.763

CircFreq rad/sec 89.1 09 1 00.270 1 00.41 0 1 37.020 21 5.01 0 255.400 327.51 0 345.670 366.1 30 41 1 .290 442.1 20 557.720

Eigenvalue rad2/sec2 7940 1 0054 1 0082 1 8776 46229 65228 1 07260 1 1 9490 1 34050 1 691 60 1 95470 31 1 050

Maka, dari kedua hasil output software finite element SACS 5.1 dan SAP2000v10, maka nilai frekuensi natural dapat ditentukan untuk digunakan sebagai input perhitungan selanjutnya. Pemilihan nilai frekuensi natural mengacu pada kode API RP2A untuk Offshore Structure yang menyatakan bahwa dari hasil pemodelan struktur diambil nilai perioda natural struktur yang terbesar dalam range antara 0.0 – 3.0 detik. Dalam perioda ini struktur dianggap memiliki ketegaran/kekakuan yang cukup. Jika struktur memiliki perioda lebih dari 3.0 detik maka dianggap struktur tersebut terlalu elastis. Maka, nilai frekuensi natural struktur adalah 6.64 Hz dengan perioda natural struktur 0.15 detik. Nilai ini akan dibandingkan dengan nilai frekuensi natural free span pipa untuk mengetahui apakah terjadi interaksi dinamik diantara keduanya. Nilai frekuensi natural free span pipa berada pada range 0.059 Hz sampai dengan 0.1689 Hz, baik untuk respon arah in‐line maupun cross flow. Nilai frekuensi natural struktur adalah 6.64 Hz. Maka dari itu, dengan perbedaan frekuensi yang cukup jauh, 6.64 Hz dan 0.1689 Hz, maka diasumsikan tidak akan terjadi interaksi dinamik berupa resonansi antara beban utama struktur (pipa dan lingkungan) dan struktur itu sendiri. Disimpulkan bahwa free span pipa dan struktur akan aman terhadap keruntuhan akibat resonansi yang menyebabkan fatigue. Oleh karena itu, dengan perioda struktur 0.15 detik, maka struktur dianggap cukup kaku, dan perhitungan analisis fatigue tidak diperlukan.


4-56

4.1 DESKRIPSI PERMASALAHAN

Recommend Documents