Gambar 4.28 Fender Seibu tipe V

Gambar 4.28 Fender Seibu tipe V.

Gambar 4.29 Raykin Fender.

Laporan Tugas Akhir (KL-40Z0) ■ Perancangan Dermaga dan Trestle Tipe Deck On Pile di Pelabuhan Garongkong, Propinsi Sulawesi Selatan

4-36

Gambar 4.30 Fender Gravitasi dari blok beton

Gambar 4.31 Fender gravitasi gantung.


4-37

Mengingat energi berthing yang dihasilkan oleh impact kapal cukup besar maka umumnya fender yang dipilih adalah tipe cell / cone. Di samping daya penyerapan yang cukup tinggi, kelebihan fender ini antara lain adalah: Perbandingan antara ruang yang dibutuhkan dengan penyerapan energi berthing sangat baik sehingga dapat mereduksi volume pekerjaan beton. Sebagai perbandingan untuk energi berthing sebesar 81.64 ton.m, jika dipasang cell / cone fender 14050 H maka dibutuhkan areal dudukan kira-kira sebesar 2 m x 2.5 m sedangkan jika dipasang tipe V maka dibutuhkan V1000 dengan panjang 3.5 m dengan areal pemasangan 4.1 m x 2 m. Tipe cone atau cell sangat fleksibel sehingga secara keseluruhan penyerapan energi juga akan dibantu oleh struktur dermaga. Dalam penentuan sistem fender terdapat beberapa hal yang menjadi bahan acuan yang dipakai antara lain akan diuraikan pada bagian berikut ini: Penyerapan Energi Fender Energi yang diserap oleh sistem fender dan dermaga biasanya ditetapkan (Triatmodjo, 1996); di mana:

F E

F=

E 2

= energi yang diserap oleh fender (kNm) = energi berthing (kNm)

Setengah energi lainnya diserap oleh kapal dan air. Jarak Antar Fender Jarak maksimum antar fender direncanakan dengan mengacu pada persamaan berikut (Fentek Marine Fendering System):

Gambar 4.32 Ilustrasi Jarak Antar Fender.


4-38

S≤

RB 2 − ( RB − PU + δ F + C )

2

1  B   LOA2   RB =   +   2  2   8* B   Dimana: S

= jarak antar fender

RB

= radius bow kapal

PU

= proyeksi fender

δF

= defleksi fender = 0,45 * PU

C

= ruang kebebasan

Hull Pressure Untuk perencanaan frontal frame, tekanan izin lambung kapal diambil dengan mengacu kepada BS 6349 Part 4, yaitu: Tabel 4.8 Hull Pressure

Hull Pressures dapat dihitung dengan menggunakan rumus:

P=

∑R W2 ⋅ H 2

≤ Pp

Dimana P

= hull pressure (kN/m2)

ΣR

= total reaksi fender (N/m)

W2

= lebar panel (m)

H2

= tinggi panel (m)

Pp

= permissible hull pressure / tekanan kontak izin (kN/m2) → (lihat Tabel 4.8)


4-39

Gambar 4.33 Panel Fender

e. Beban Mooring Mooring merupakan sistem penambatan kapal dengan tali atau kabel yang diikatkan pada bollard. Pengikatan kapal dengan sistem mooring ini bertujuan mencegah gerakan-gerakan pada kapal yang berlebihan (heave, yaw, pitch, sway, roll, dan surge) karena gerakan kapal ini sangat berbahaya dan dapat menimbulkan benturan maupun gesekan yang cukup besar. Gaya mooring adalah gaya reaksi dari kapal yang bertambat. Pada prinsipnya gaya mooring merupakan gaya-gaya horisontal yang disebabkan oleh angin dan arus. Sistem mooring ini dianalisa agar mampu mengatasi gaya-gaya akibat kombinasi angin dan arus.

Gambar 4.34 Ilustrasi Ukuran Kapal


4-40

Gambar 4.35 Ilustrasi Gaya Mooring yang Bekerja pada Kapal (tampak atas)

Gambar 4.36 Ilustrasi Gaya Mooring yang Bekerja pada Kapal (tampak melintang)

Gambar 4.37 Ilustrasi Gaya Mooring yang Bekerja pada Kapal (tampak samping)


4-41

Metode ini diambil dari BS 6349: part 1: clause 42. 1. Angin Angin yang berhembus ke badan kapal yang sedang bertambat akan menyebabkan gerakan kapal. Gerakan kapal tersebut bisa menimbulkan gaya pada dermaga. Besarnya beban gaya akibat angin dapat dihitung sebagai berikut: Transversal

FTW = CTW * ρU * AL *VW 2 *10−4 Dimana: CTW AL VW ρU

= koefisien gaya angin transversal, diambil maksimum dari Gambar 4.38, yakni = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di atas air, yakni LOA * Freeboard = kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1 tahunan. = massa jenis udara (1,25 ton/m3)

Longitudinal

FLW = CLW * ρU * AT *VW 2 *10−4 Dimana: CLW AT VW ρU

= koefisien gaya angin longitudinal, diambil maksimum dari Gambar 4.38, yakni = luas bidang proyeksi transversal lambung kapal di atas air, yakni Beam * Freeboard = kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1 tahunan. = massa jenis udara (1,25 ton/m3)


4-42

Gambar 4.38 Koefisien Gaya Akibat Angin


4-43

2. Arus Transversal

FTC = CTC * CCT * ρ A * AL *VC 2 *10−4 Dimana: CTC CCT AL Vc ρA

= koefisien gaya arus transversal, diambil dari Gambar 4.39. = faktor koreksi kedalaman, diambil dari Gambar 4.40. = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di bawah air, yakni LPP * Draft = kecepatan arus rencana pada hasil survei = massa jenis air laut (1024 kg/m3)

Longitudinal

FLC = CLC * CCL * ρU * AT *VC 2 *10−4 Dimana: CLC CCL AT VC ρA

= koefisien gaya arus transversal, diambil maksimum dari Gambar 4.39. = faktor koreksi kedalaman, diambil dari Gambar 4.40. = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di bawah air, yakni Beam * Draft = kecepatan arus rencana pada hasil survei = massa jenis air laut (1024 kg/m3)


4-44

Gambar 4.39 Koefisien Gaya Akibat Arus


4-45

Gambar 4.40 Koefisien Koreksi Kedalaman Akibat Arus


4-46

Gaya Mooring Total •

Gaya Mooring sejajar as kapal

FL = FLW + FCW •

Gaya Mooring tegak lurus as kapal

FT = FTW + FTC Layout Mooring Line Untuk dermaga ini sistem mooring line terdiri dari: • • • •

Stern Line After Breast Line Spring Line Head Line

Karakteristik Mooring Line tersebut dapat diuraikan sebagai berikut: • Stern/Head Line dan Spring Line akan menahan beban angin/arus yang datangnya dari depan maupun belakang kapal. • Breast Line akan menahan beban angin/arus yang datangnya dari samping kapal. Berdasarkan karakteristik di atas dapat disimpulkan bahwa Stern/Head Line berfungsi memikul beban angin/arus baik arah melintang maupun memanjang. Oleh karena itu sudut pemasangan Stern Line dan Head Line dianjurkan sedemikian rupa sehingga dapat memberikan tahanan 50% arah memanjang serta 50% arah melintang. Berdasarkan BS 6349, part 4, dapat ditentukan posisi titik tambat kapal (Bollard) sebagai berikut: • Stern Line dan Head Line membentuk sudut 45° terhadap axis memanjang dermaga. • Spring Line membentuk sudut maksimum 15° terhadap axis memanjang dermaga. • After dan Forward Breast Line membentuk sudut tegak lurus terhadap axis memanjang dermaga. Kemudian hasil perhitungan tersebut diatas dianalisa untuk memperoleh beban maksimum yang bekerja pada bollard sebagai berikut • Beban arah melintang akan dipikul oleh: a) 1 Head line dan 1 Stern Line, yang masing-masing membentuk sudut maksimum 45° terhadap axis memanjang dermaga. b) 2 Breast Line (after dan forward), yang masing-masing membentuk sudut tegak lurus terhadap axis memanjang dermaga. • Beban arah memanjang akan dipikul oleh: a) 2 Spring Line, yang masing-masing membentuk sudut maksimum 15° terhadap axis memanjang dermaga.


4-47

Gambar 4.41 Sketsa Mooring Line

Agar tali dapat menahan beban dengan efektif maka sudut vertikal juga dibuat sedatar mungkin, dan maksimum besar sudutnya adalah 25°. Oleh karena itu perlu diperhatikan posisi tali pada saat terjadinya perubahan muka air akibat pasang seperti pada Gambar 4.42 dibawah ini:

Gambar 4.42 Sketsa perubahan Mooring Line akibat perubahan muka air pasang


4-48

Gambar 4.43 Posisi Mooring Line akibat perubahan muka air pasang

Untuk menghitung sudut vertikal pada tali tambat, terlebih dahulu harus diketahui perbedaan ketinggian muka air laut takibat pasang surut terhadap lantai dermaga.


4-49

4.4

Perhitungan Pembebanan Pada Struktur Dermaga

4.4.1 Struktur Wharf Seperti telah disebutkan sebelumnya, pembangunan dermaga ini akan dilaksanakan per tahap dengan panjang masing-masing modul adalah 50 m, sehingga perhitungan pembebanan berdasarkan panjang modul tersebut. Berikut adalah data-data umum yang menjadi acuan dalam perhitungan pembebanan: Ukuran Dermaga Ukuran Dermaga Lebar Dermaga Panjang Dermaga

20 50

m m

Elevasi Dermaga Elevasi Dermaga = HW S +

1 H + freeboard 2

Dimana:

HWS = high water spring(m) = tinggi gelombang rencana, hasil analisis refraksi difraksi (m)

H

Elevasi Dermaga = HW S +

1 H + freeboard 2

3  + 0,5 2

Elevasi Dermaga = 1,8 + 

Elevasi Derm aga = 3, 8 m

Parameter Gelombang (Joseph W. Tedesco: Structural Dynamic) Tinggi gelombang rencana untuk perhitungan struktur, dengan perioda ulang 50 tahunan: 5,33 m. Perioda gelombang rencana (OCDI, hal. 44)

T1 = 3,86 H 1 = 3,86 3 = 6, 7 dt 3 3 Bilangan gelombang (k), didapat dengan cara trial dan error menggunakan persamaan dispersi:

ω 2 = gk tanh (kh) ω=

2π T

Dimana: h = kedalaman perairan + HHWL = 15 + 1,8 = 16,8 m g = percepatan gravitasi = 9,81 m/dt T = perioda gelombang = 6,7 detik Dengan memasukkan variabel-variabel di atas, didapat nilai k sebesar 0,088.


4-50

Panjang gelombang (L), didapat dengan menggunakan persamaan: 1  πh  L = (2π hLo ) 2 1 −   3Lo  gT 2 Lo = 2π

Dimana: L = panjang gelombang Lo = panjang gelombang di laut dalam = 69,8 m. Sehingga L bernilai 64,2 m. Parameter Material Berat jenis beton Berat jenis baja

= ρbeton = 2400 kg/m3 = ρbaja = 7800 kg/m3

a. Beban Mati (keseluruhan) 1) Pelat Dimensi Pelat Panjang (l)

m

50

Lebar (b) Tebal (t)

m m

20 0,4

qpelat

= ρbeton * l * b * t = 2400 * 50 * 20 * 0,4 = 960 ton

2) Balok Dimensi Balok Panjang (l)

m

490

Lebar (b) Tebal (t)

m m

0,6 1

qbalok

= ρbeton * l * b * t = 2400 * 490 * 0,6 * 1 = 705,6 ton


4-51

3) Pile Cap Pile Cap pada dermaga ada 2 tipe, yakni menahan tiang tunggal dan menahan tiang ganda. Tipe 1: Menahan Tiang Tunggal Dimensi Pile Cap Tinggi (h)

m

1,7

Lebar (b) Jumlah (n)

m m

1,7 40

Volume 1 Pile Cap

= ((b * h) – Luas Penampang Balok) * b = ((1,7 * 1,7) – (1 * 0,6) * 1,7 = 1,87 m3

qpile cap

= ρbeton * volume * n = 2400 * 1,87 * 40 = 179,52 ton

Tipe 2: Menahan Tiang Ganda Dimensi Pile Cap Tinggi (h)

m

1,7


m m

2,2 20

Volume 1 Pile Cap

= ((b * h) – Luas Penampang Balok) * b = ((1,7 * 2,2) – (1 * 0,6) * 1,7 = 2,72 m3

qpile cap


4) Tiang Dimensi Tiang Diameter (d)

m

0,8

Tebal (t) Jumlah (n)

m m

0,015 80

Luas 1 tiang (A)

=

1 2 * π * ( d 2 ) − ( d − t )    4

= 0,018673 m2 Fixity point (Zr)

=

SF

β dimana β =

4

kh D 4EI


4-52

Zr

SF

= 4

kh D 4EI

1.5

= 4

1,8 x 81,2 4 x 2,1* 106 x 298318,3

= 542,78 cm = 5,43 m Panjang 1 tiang (L)

= kedalaman + elevasi dermaga + fixity point = 15 + 3,8 + 5,43 = 24,23 m

Total berat tiang

= ρbaja * L* n * A = 7800 * 24,23 * 80 * 0,018673 = 282,299 ton

b. Beban Hidup Beban hidup yang bekerja pada dermaga berupa beban UDL maksimum, berupa container 2 tumpuk. UDL Lebar Dermaga (b) Panjang Dermaga (l)

Total beban hidup

kg/m2 m m

4000 20 50

= UDL * b * l = 4000 * 20 * 50 = 4000 ton


4-53

c. Beban Gelombang i. Gelombang Pada Tiang +3. 8 m

Pelat Balok

Pile cap

HWS +1,8 m

LWS 0,0

Sea bed

-15. 0 m

Gambar 4.44 Gaya Gelombang pada Tiang

Gaya gelombang ini hanya bekerja dari LWS hingga elevasi atas dermaga. ρair laut

= 1025 kg/m3

g

= 9,81 m/dt2

h

= tinggi muka air = kedalaman + HWS = 15 + 1,8 = 16,8 m

k

= bilangan gelombang = 0,088

D

= diameter tiang pancang dermaga = 0,8 m


4-54

k D

= 0,1

H

= tinggi gelombang rencana 50 tahunan = 5,33 m

CD

= koefisien drag ( CD=1 )

CM

= koefisien inersia ( CM=1,7 )

Gaya Drag Maksimum Fd max =

sinh ( 2kh ) + 2kh 1 ρ gCd DH 2 16 sinh ( 2kh )

= 1,87 ton

Fd max

Gaya Inersia Maksimum Fi max =

Fi max

π 8

ρ gC m D 2 H tanh ( kh ) = 2,056 ton

Total gaya horizontal yang terjadi pada struktur tiang adalah :

Fx = Fd max cos ωt cos ωt − Fi max sin ωt Gaya gelombang pada tiang pancang akan maksimum jika nilai ω t = 0 sehingga besar gaya gelombang per m tiang pancang adalah

Fx

= 0,086 ton/m


4-55

ii. Gelombang Pada Tepi Dermaga

Gambar 4.45 Gaya Gelombang pada Tepi Dermaga

Gaya ini hanya bekerja pada elevasi atas tepi dermaga yang terkena gelombang. ρair laut

= 1025 kg/m3

g

= 9,81 m/dt2

h


H


k


t

= tebal pelat dermaga = 0,4 m

S

= Elevasi atas – HWS – t = 3,8 – 1,8 – 0,4 = 1,6 m

Gaya gelombang pada tepi dermaga diturunkan dari OCDI (hal 35): ρ ⋅g ⋅H

P =

 ( sinh k ( h + s + t ) − sinh k ( h + s ) )   2 k cosh kh 

P

= 1,26 ton/m


4-56

d. Beban Arus +3. 8 m

Pelat Balok

Pile cap

HWS +1,8 m

LWS 0,0

Sea bed

-15. 0 m

Gambar 4.46 Gaya Arus

Gaya arus bekerja dari fixity point hingga HHWL.

A

= luas penampang yang kena arus = (kedalaman + HHWL) * Diameter tiang pancang = 13,44 m2

U

= kecepatan arus = 1,7 m/s2

ρ

= berat jenis air laut = 1.03 t/m3

CD = koefisien Drag (Cd = 1 untuk tiang pancang silinder) CL = koefisien Lift ( CL = 2 untuk tiang pancang silinder )


4-57

Drag Forces

1 C D ρ 0 AU 2 2 1 = *1*1, 03*(16,8*0,8) *1, 7 2 2

FD =

= 2 ton = 20 kN Lift Forces

1 C L ρ 0 ALU 2 2 1 = * 2 *1, 03* (16,8*0,8)*1, 7 2 2

FL =

= 4 ton = 40 kN Beban arus merata arah horizontal =

FD 20, 00 = = 1,19 kN/m = 0,119 ton/m h 16,8

e. Beban Gempa Faktor keutamaan (I) = 1 Faktor respons gempa (Ci) = 0,29 Faktor daktalitas (R) = 5,6 Wt

= berat total struktur = total beban mati + 50% beban hidup = (berat pelat + berat balok + berat pile cap + berat tiang) + 50% beban hidup = (960 + 705,6 + 179,52 + 130,56 + 282,299) + 50% * 4000 = 4257,979 ton

 C .l  V =  i  .Wt  R  V = 220,502 ton (beban gempa ini akan terbagi rata pada tiap portal)


4-58

f. Beban Berthing dan Pemilihan Fender i. Bulk Carriers 60000 DWT Uraian

Satuan

Bulk Carriers

DWT / GRT

ton

60000

LOA

m

220

BEAM DRAFT

m m

33,5 12,8

Kecepatan merapat

m/dt

0,04

Sudut merapat

derajat

10

Beban Berthing Beban berthing pada perencanaan dermaga ini diambil dari OCDI. • Koefisien Eksentrisitas (Ce)

Ce =

1 l 1+   r

2

Diambil nilai Ce maksimum = 1 • Koefisien Masa Semu (Cm)

Cm = 1 +

Cb =

2π d x 2Cb B

∇ L pp Bd

Dimana:

∇

= volume air yang dipindahkan kapal = log (∇ ) = 0,322 + 0, 956 log ( DWT ) = 79417 ton

Lpp = panjang garis air (m) = log ( Lpp ) = 0, 793 + 0,322 log ( DWT ) = 215 m B

= lebar kapal = 33,5 m

d

= bagian kapal yang tengelam = 12,8 m


4-59

Dengan memasukkan nilai-nilai variabel yang ada, maka diperoleh besar: Cb = 1,11 dan Cm = 1,56 • Koefisien Softness (CS) Nilai koefisien softness diambil sebesar 1 (OCDI). • Koefisien Konfigurasi penambatan (CC) Cc = 1 untuk jenis struktur dermaga dengan pondasi tiang. Sehingga besar energi berthing adalah:

 M sV 2  Ef =   Ce Cm Cs Cc  2   79417 *0, 042  =  *1*1,56*1*1 2   = 15,5 ton Energi yang diserap fender =

15,5 = 7,75 ton 2

Gaya Berthing adalah :

FBerthing =

=

Ms V t 79417 * 0, 04 1

= 794 ton

Pemilihan Fender Hasil perhitungan energi berthing di atas akan menentukan jenis fender yang akan digunakan. Dalam pemilihan ini, akan menggunakan rumus dari Fentek Marine Fendering System. Dari hasil analisa energi berthing, maka diperoleh energi berthing maksimum sebesar:

E A = E f *SF , di mana SF diambil sebesar 2, sehingga EA adalah 30,9 ton atau 309,98 kN. Dengan energi sebesar itu, maka dipilih fender super cone tipe SCN 1000, dengan spesifikasi sebagai berikut:


4-60

Tabel 4.9 Energi Fender SCN 1000 (sumber: Fentek Marine Fendering System)

Vendor

Fentek

Tipe

Super Cone SCN 1000 E3.0

Energi (E) Reaksi ®

kNm kN

605 1165

Dengan menggunakan performance curve untuk fender SCN 1000 E3.0, maka performance dari fender tersebut pada saat terdefleksi 45% adalah: Energi = E45

= 356,95 kN ( > 309,98 kN OK!)

Reaksi = R45

= 1071,8 kNm

Tabel 4.10 Dimensi Fender SCN 1000 (sumber: Fentek Marine Fendering System) Fender

H

ØW

ØU

C

D

ØB

Anchors

ØS

SCN 1000

1000

1600

980

50~65

35

1460

6-M36

855

Head Bolts 6-M36

Z 150

Weight (kg) 1120

Gambar 4.47 Dimensi fender.


4-61

Gambar 4.48 Kurva energi.

Untuk menghitung performance dari fender tersebut pada kondisi terdefleksi akibat bow flares atau berthing angles adalah dengan menggunakan Energy And Reaction Angular Correction Factors sebagai berikut:

Gambar 4.49 Energy And Reaction Angular Correction Factors Laporan Tugas Akhir (KL-40Z0) ■ Perancangan Dermaga dan Trestle Tipe Deck On Pile di Pelabuhan Garongkong, Propinsi Sulawesi Selatan

4-62

Maka performance dari fender tersebut akibat angular compression sebesar 150 adalah sebagai berikut: Energi = Eα

= 0,86 * 605 = 520,333 kN

Reaksi = Rα

= 0,96 * 1165 = 1118,4 kNm

Jarak Antar Fender


S≤

RB 2 − ( RB − PU + δ F + C )

2

1  B   LOA2   RB =   +   2  2   8* B   Dimana: S


RB = radius bow kapal PU = proyeksi fender δF


C

= ruang kebebasan


4-63

Tabel 4.11 Jarak Antar Fender Jenis

Jenis

Kapal

Fender

60000 DWT Super Cone SCN 1000 E3.0

Rb

Pu

C

(m)

(m)

(m)

(m)

(m)

98,67

2

0,90

1,00

8,88

δf

S maks

Dari hasil perhitungan di atas, maka jarak antar fender yang diambil dan memenuhi kriteria adalah 9 m. Hull Pressure Untuk perencanaan frontal frame, tekanan izin lambung kapal diambil dengan mengacu kepada BS 6349 Part 4, yaitu: Tabel 4.12 Hull Pressure


P=

∑R W2 ⋅ H 2

≤ Pp

Dimana P


ΣR


W2

= lebar panel (m)

H2

= tinggi panel (m)

Pp

= permissible hull pressure/tekanan kontak izin (kN/m2) Tabel 4.13 Perhitungan Hull Pressure Jenis

Jenis

Kapal Fender 60000 DWT Super Cone SCN 1000 E3.0

Pp

Rmax

W

H

Areq

P

kN/m2 250,00

kN 1165

m 2,00

m 5

m2 10,00

kN/m2 116,50


4-64

Elevasi Pemasangan Fender Untuk mengantisipasi bervariasinya ukuran kapal yang bersandar maka perlu diperhitungkan elevasi rencana pemasangan fender frame terhadap kapal yang terkecil pada saat air surut. Elevasi frame juga akan menentukan elevasi pemasangan fender sehingga titik kontak pada saat air terendah untuk kapal dengan freeboard kecil tidak merusak sistem fender yang dipasang. KONDISI PASANG

Elevasi Dermaga Elevasi Dermaga +4,+3,8 155 mm Freeboard4, 9 m

HWS +1,8 m HWL+1, 8 m LWS 0,0 m LWL +0, 0 m

Bulk Carriers 60000 DWT

Super Cone SCN 1000 E 3,0

Struktur Dermaga

Draft 12, 8 m

-15, 0 m

Gambar 4.51 Ilustrasi Pemasangan Fender Bulk Carriers 60000 DWT Kondisi Pasang.


4-65

KONDISI SURUT

Elevasi Dermaga Elevasi Dermaga +3,8 m +4, 155 m HWS +1,8 m

Freeboard4, 9 m

Super Cone SCN 1000 E 3,0

HWL+1, 8 m

LWS 0,0 m

LWL +0, 0 m Bulk Carriers 60000 DWT Struktur Dermaga Draft 12, 8 m

-15, 0 m

Gambar 4.52 Ilustrasi Pemasangan Fender Bulk Carriers 60000 DWT Kondisi Surut.

Frontal Frame / Pad Berdasarkan kebutuhan yang disajikan pada tabel sebelumnya maka ukuran minimal fender frame / pad adalah seperti yang disajikan pada Tabel 4.13 berikut: Tabel 4.14 Dimensi Pad Jenis Jenis Dimensi Pad Kapal Fender m 60000 DWT Super Cone SCN 1000 E3.0 2,5 x 5,5


4-66

Gambar 4.53a Super cone fender clearances.

Koefisien Friksi Koefisien friksi mengacu pada Tabel 4.15 berikut: Tabel 4.15 Koefisien Friksi

Material Polyethylene Nylon Rubber Timber

Koefisien Friksi µ 0.2 0.2 0.5 0.3

Pada pekerjaan ini diasumsikan bahwa material frontal pad adalah Polyethylene dengan koefisien friksi 0.2.


4-67

Chain / Rantai Chain atau rantai direncanakan berdasarkan spesifikasi pabrik. Untuk memperhitungkan beban pada chain dilakukan perhitungan sebagai berikut:

T 30º R fender

Gambar 4.53b Sketsa freebody diagram tegangan rantai. Tabel 4.16 Perhitungan Rantai Jenis Kapal

R ton

Fsh ton

T ton

60000 DWT

118,76

23,75

27,43

Di mana: R

= reaksi fender (ton)

Fsh = 0.2 * R (ton) T

= Fsh / cos 300 (ton)

Kapasitas Geser Fender Kapasitas geser fender dipertimbangkan dalam perencanaan untuk menghindari kerusakan sistem fender sebagai akibat gerakan arah lateral (vertical and longitudinal motion of vessel). Untuk mengantisipasi kurangnya kapasitas geser fender maka perlu dipasang tension chain maupun shear chain.


4-68

ii.

General Cargo 35000 DWT Uraian

Satuan

General cargo Ships

DWT / GRT

ton

35000

LOA

m

199

BEAM DRAFT

m m

28,9 12

Kecepatan merapat

m/dt

0,04

Sudut merapat

derajat

10

Beban Berthing Beban berthing pada perencanaan dermaga ini diambil dari OCDI.

• Koefisien Eksentrisitas (Ce)

Ce =

1 l 1+   r

2

Diambil nilai Ce maksimum = 1 • Koefisien Masa Semu (Cm)

Cm = 1 +

Cb =

2π d x 2C b B

∇ L pp Bd

Dimana:

∇

= volume air yang dipindahkan kapal = log (∇ ) = 0, 511 + 0,913log ( DWT ) = 45681 ton

Lpp = panjang garis air (m) = log ( Lpp ) = 0, 964 + 0, 285 log ( DWT ) = 182 m B

= lebar kapal = 28,9 m

d

= bagian kapal yang tenggelam = 12 m


4-69

Dengan memasukkan nilai-nilai variabel yang ada, maka diperoleh besar: Cb = 0,73 dan Cm = 1,9 • Koefisien Softness (CS) Nilai koefisien softness diambil sebesar 1 (OCDI). • Koefisien Konfigurasi penambatan (CC) Cc = 1 untuk jenis struktur dermaga dengan pondasi tiang. Sehingga besar energi berthing adalah:

 M V2 Ef =  s  2

  Ce Cm Cs Cc 

 45681*0, 04 2  =  *1*1,9*1*1 2   = 6,9 ton Energi yang diserap fender =

6,9 = 3,45 ton 2

Gaya Berthing adalah :

FBerthing =

=

Ms V t 45681*0, 04 1

= 1827,7 ton


4-70

Pemilihan Fender Hasil perhitungan energi berthing di atas akan menentukan jenis fender yang akan digunakan. Dalam pemilihan ini, akan menggunakan rumus dari Fentek Marine Fendering System. Dari hasil analisa energi berthing, maka diperoleh energi berthing maksimum sebesar:

E A = E f *SF , di mana SF diambil sebesar 2, sehingga EA adalah 13,8 ton atau 138,8 kN. Dengan energi sebesar itu, maka dipilih fender V-shaped tipe SV 500 V1, dengan spesifikasi sebagai berikut: Tabel 4.17 Energi Fender V-shaped tipe SV 500 V1

Vendor Tipe

Steel V-Shaped SV 500 V1

Energi (E) Reaksi ®

kNm kN

143 855

Tabel 4.18 Dimensi Fender V-shaped tipe SV 500 V1 Fender

H

A

B

C

D

E

Anchors

SV 500

500

1000

800

324

175

180

w1 1/2

Weight (kg) 682

Gambar 4.54 Dimensi fender.


4-71

Gambar 4.55 Kurva energi.

Jarak Antar Fender



4-72

S≤

RB 2 − ( RB − PU + δ F + C )

2

1  B   LOA2   RB =   +   2  2   8* B   Dimana: S


RB = radius bow kapal PU = proyeksi fender δF


C

= ruang kebebasan Tabel 4.19 Jarak Antar Fender Jenis

Jenis

Rb

Pu

δf

C

S maks

Kapal

Fender

(m)

(m)

(m)

(m)

(m)

35000 DWT

V-Shaped SV 500 V1

92,87

2

0,90

1,00

8,62

Dari hasil perhitungan di atas, maka jarak antar fender yang diambil dan memenuhi kriteria adalah 9 m. Hull Pressure Untuk perencanaan frontal frame, tekanan izin lambung kapal diambil dengan mengacu kepada BS 6349 Part 4, yaitu: Tabel 4.20 Hull Pressure


4-73


P=

∑R W2 ⋅ H 2

≤ Pp

Dimana: P


ΣR


W2

= lebar panel (m)

H2

= tinggi panel (m)

Pp

= permissible hull pressure/tekanan kontak izin (kN/m2)

Tabel 4.21 Perhitungan Hull Pressure Jenis

Jenis

Pp

Rmax

W

H

Areq

P

Kapal 35000 DWT

Fender V-Shaped SV 500 V1

kN/m2 600,00

kN 855

m 1,30

m 1,3

m2 1,69

kN/m2 505,92


4-74

Elevasi Pemasangan Fender Untuk mengantisipasi bervariasinya ukuran kapal yang bersandar maka perlu diperhitungkan elevasi rencana pemasangan fender frame terhadap kapal yang terkecil pada saat air surut. Elevasi frame juga akan menentukan elevasi pemasangan fender sehingga titik kontak pada saat air terendah untuk kapal dengan freeboard kecil tidak merusak sistem fender yang dipasang.

KONDISI PASANG

Freeboard4, 3 m

HWS +1,8 m

HWL+1, 8 m

LWS 0,0 m

LWL +0, 0 m

General Cargo 35000 DWT

Elevasi Dermaga Elevasi Dermaga +3,8 m

+4, 155 m

V- Shaped SV500 V1

Struktur Dermaga Draft 12 m

-15, 0 m

Gambar 4.57 Ilustrasi Pemasangan Fender General Cargo Ship 35000 DWT Kondisi Pasang


4-75

Elevasi Dermaga +3,8 m HWS +1,8 m LWS 0,0 m

Gambar 4.58 Ilustrasi Pemasangan Fender General Cargo Ship 35000 DWT Kondisi Surut

g. Beban Mooring dan Bollard i.

Mooring

Data Kapal Uraian

Satuan

Bulk Carriers

DWT / GRT

ton

60000

LOA

m

220

BEAM DRAFT

m m

33,5 12,8

Freeboard

m

4,4

LPP

m

210

ρUDARA

= 1,25 kg/m3

ρAIR LAUT

= 1024 kg/m3


4-76

Akibat Gaya Angin 1.

Transversal

FTW = CTW * ρU * AL *VW 2 *10−4 Dimana: CTW = koefisien gaya angin transversal, diambil maksimum dari Gambar 4.40, yakni sebesar 3. AL = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di atas air, yakni LOA * Freeboard VW =kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1 tahunan, yakni 12,34 m/dt. Sehingga besar gaya angin transversal / FTW yang terjadi adalah: 2

FTW = 3*1, 25 * ( 220 * 4, 4 ) * (12,34 ) *10−4 FTW = 55, 27 kN = 5,5 ton 2.

Longitudinal

FLW = CLW * ρU * AT *VW 2 *10−4 Dimana: CLW = koefisien gaya angin longitudinal, diambil maksimum dari Gambar 4.40, yakni sebesar 0,8. AT = luas bidang proyeksi transversal lambung kapal di atas air, yakni Beam * Freeboard VW = kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1 tahunan, yakni 12,34 m/dt. Sehingga besar gaya angin transversal / FLW yang terjadi adalah: 2

FLW = 0,8 *1, 25 * ( 29 * 4, 4 ) * (12,34 ) *10 −4 FLW = 2,91 kN = 0,3 ton

Akibat Gaya Arus 1.

Transversal

FTC = CTC * CCT * ρ A * AL *VC 2 *10−4 Dimana: CTC CCT AL Vc

= koefisien gaya arus transversal, diambil dari Gambar 4.39, yakni sebesar 1. = faktor koreksi kedalaman, diambil dari Gambar 4.40, yakni sebesar 2. = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di bawah air, yakni LPP * Draft = kecepatan arus rencana pada hasil survei didapat sebesar 1,17 m/dt


4-77

Sehingga besar gaya arus transversal / FTC yang terjadi adalah: 2

FTC = 1* 2 *1024 * ( 210 *11,5 ) * (1,17 ) *10−4 FTC = 677 kN = 67,7 ton 2.

Longitudinal

FLC = CLC * CCL * ρU * AT *VC 2 *10−4 Dimana: CLC = koefisien gaya arus transversal, diambil maksimum dari Gambar 4.39, yakni sebesar 0,4. CCL = faktor koreksi kedalaman, diambil dari Gambar 4.40, yakni sebesar 0,5. AT = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di bawah air, yakni Beam * Draft VC = kecepatan arus rencana pada hasil survei didapat sebesar 1,17 m/dt Sehingga besar gaya angin transversal / FLC yang terjadi adalah: 2

FLC = 0, 4 * 0,5 *1024 * ( 29 *11,5 ) * (1,17 ) *10 −4 FLC = 28 kN = 2,8 ton Sehingga beban tambat untuk masing-masing arah adalah: Arah Longitudinal:

FL = FLC + FLW FL = 2,8 + 0,3 FL = 3,1 ton Arah Transversal

FT = FTC + FTW FT = 67,7 + 5,5 FT = 73,2 ton


4-78

ii.

Bollard

Kemudian hasil perhitungan tersebut di atas dianalisa untuk memperoleh beban maksimum yang bekerja pada bollard sebagai berikut: • Beban arah melintang / transversal akan dipikul oleh: 1 Head Line dan 1 Stern Line, yang masing-masing membentuk sudut maksimum 450 terhadap axis memanjang dermaga 2 Breast Line (after dan forward), yang masing-masing membentuk sudut tegak lurus terhadap axis memanjang dermaga Sehingga beban pada titik tambat adalah:

73,2 = 21,45 ton ( 2 * 0,707 ) + ( 2 *1) • Beban arah memanjang / longitudinal akan dipikul oleh: 2 Spring Line, masing-masing membentuk sudut maksimum 150 terhadap axis memanjang dermaga. Sehingga beban pada titik tambat adalah:

3,1 = 1,6 ton ( 2 * 0,699 ) Sehingga berdasarkan perhitungan di atas, pemasangan bollard 60 ton untuk dermaga Garongkong cukup memadai.


4-79

4.4.2 Struktur Trestle Seperti telah disebutkan sebelumnya, pembangunan dermaga ini akan dilaksanakan per tahap dengan panjang masing-masing modul adalah 50 m, sehingga perhitungan pembebanan berdasarkan panjang modul tersebut. Berikut adalah data-data umum yang menjadi acuan dalam perhitungan pembebanan: Ukuran Trestle Ukuran Trestle Lebar Trestle Panjang Trestle

8 50

m m

Elevasi Trestle Elevasi Trestle = HW S +

1 H + freeboard 2

Dimana:

HWS = high water spring (m) = tinggi gelombang rencana, hasil analisis refraksi difraksi (m)

H

Elevasi Trestle = HW S +

1 H + freeboard 2

3  + 0,5 2

Elevasi Trestle = 1,8 + 

Elevasi Trestle = 3, 8 m

Parameter Gelombang (Joseph W. Tedesco: Structural Dynamic) Tinggi gelombang rencana untuk perhitungan struktur, dengan perioda ulang 50 tahunan: 5,33 m. Perioda gelombang rencana (OCDI, hal. 44)

T1 = 3,86 H 1 = 3,86 3 = 6, 7 dt 3 3 Bilangan gelombang (k), didapat dengan cara trial dan error menggunakan persamaan dispersi:

ω 2 = gk tanh (kh) ω=

2π T

Dimana: h = kedalaman perairan + HHWL = 15 + 1,8 = 16,8 m g = percepatan gravitasi = 9,81 m/dt T = perioda gelombang = 6,7 detik Dengan memasukkan variabel-variabel di atas, didapat nilai k sebesar 0,088.


4-80

Panjang gelombang (L), didapat dengan menggunakan persamaan: 1  πh  L = (2π hLo ) 2 1 −   3Lo  gT 2 Lo = 2π

Dimana: L = panjang gelombang Lo = panjang gelombang di laut dalam = 69,8 m. Sehingga L bernilai 64,2 m. Parameter Material Berat jenis beton Berat jenis baja

= ρbeton = 2400 kg/m3 = ρbaja = 7800 kg/m3


4-81

a. Beban Mati (keseluruhan) 1) Pelat Dimensi Pelat Panjang (l)

m

50

Lebar (b) Tebal (t)

m m

8 0,35

Wpelat

= ρbeton * l * b * t = 2400 * 50 * 8 * 0,35 = 336 ton

2) Balok Dimensi Balok Panjang (l)

m

246

Lebar (b) Tebal (t)

m m

0,5 0,8

Wbalok

= ρbeton * l * b * t = 2400 * 246 * 0,5 * 0,8 = 236,16 ton

3) Pile Cap Pile Cap pada trestle hanya ada 1 tipe, yakni menahan tiang tunggal . Dimensi Pile Cap Tinggi (h)

m

1,7


m m

1,7 36

Volume 1 Pile Cap

= ((b * h) – Luas Penampang Balok) * b = ((1,7 * 1,7) – (0,8 * 0,5) * 1,7 = 2,21 m3

Wpile cap



4-82

4) Tiang Dimensi Tiang Diameter (d)

m

0,6

Tebal (t) Jumlah (n)

m m

0,015 36

Luas 1 tiang (A)

=

1 2 * π * ( d 2 ) − ( d − t )    4

= 0,01396 m2 Panjang 1 tiang (L)

= kedalaman + elevasi dermaga + fixity point = 15 + 3,8 + 5,43 = 24,23 m

Wtiang

= ρbaja * L* n * A = 7800 * 24,23 * 36 * 0,01396 = 949,75 ton

b. Beban Hidup Beban hidup yang bekerja pada trestle berupa beban UDL, berupa truk T45. UDL Lebar Trestle (b) Panjang Trestle (l)

WLL

kg/m2 m m

2860 8 50

= UDL * b * l = 2860 * 8 * 50 = 1144 ton


4-83

c. Beban Gelombang iii. Gelombang Pada Tiang +3. 8 m

Pelat Balok

Pile cap

HWS +1,8 m

LWS 0,0

Sea bed

-15. 0 m

Gambar 4.59 Gaya Gelombang pada Tiang

Gaya gelombang ini hanya bekerja dari LWS hingga elevasi atas trestle. ρair laut

= 1025 kg/m3

g

= 9,81 m/dt2

h


k


D

= diameter tiang pancang dermaga = 0,6 m

k D

= 0,1


4-84

H


CD

= koefisien drag ( CD=1 )

CM

= koefisien inersia ( CM=1,7 )

Gaya Drag Maksimum Fd max =

sinh ( 2kh ) + 2kh 1 ρ gCd DH 2 16 sinh ( 2kh )

= 1,4 ton

Fd max

Gaya Inersia Maksimum Fi max =

Fi max

π 8

ρ gC m D 2 H tanh ( kh ) = 1,16 ton

Total gaya horizontal yang terjadi pada struktur tiang adalah :

Fx = Fd max cos ωt cos ωt − Fi max sin ωt Gaya gelombang pada tiang pancang akan maksimum jika nilai ω t = 0 sehingga besar gaya gelombang per m tiang pancang adalah

Fx

= 0,069 ton/m


4-85

iv. Gelombang Pada Tepi Trestle

Gambar 4.60 Gaya Gelombang pada Tepi Trestle

Gaya ini hanya bekerja pada elevasi atas tepi trestle yang terkena gelombang. ρair laut

= 1025 kg/m3

g

= 9,81 m/dt2

h


H


k


t

= tebal pelat trestle = 0,35 m

S

= Elevasi – HHWL – t = 3,8 – 1,8 – 0,4 = 1,6 m

Gaya gelombang pada tepi dermaga diturunkan dari OCDI (hal 35): ρ ⋅g ⋅H

P =

 ( sinh k ( h + s + t ) − sinh k ( h + s ) )   2 k cosh kh 

P

= 1,11 ton/m


4-86

d. Beban Arus

+3. 8 m

Pelat Balok

Pile cap

HWS +1,8 m

LWS 0,0

Sea bed

-15. 0 m

Gambar 4.61 Gaya Arus

Gaya arus bekerja dari fixity point hingga HWS.

A

= luas penampang yang kena arus = (kedalaman + HWS) * Diameter tiang pancang = 10,08 m2

U

= kecepatan arus = 1,7 m/s2

ρ

= berat jenis air laut = 1.03 t/m3

CD = koefisien Drag (Cd = 1 untuk tiang pancang silinder) CL = koefisien Lift ( CL = 2 untuk tiang pancang silinder )


4-87

Drag Forces

1 C D ρ 0 AU 2 2 1 = *1*1, 03*(16,8*0, 6) *1, 7 2 2

FD =

= 1,59 ton Lift Forces

1 C L ρ 0 ALU 2 2 1 = * 2 *1, 03* (16,8*0, 6) *1, 7 2 2

FL =

= 3,18 ton Beban arus merata arah horizontal =

FD 15,90 = = 0,95 kN/m = 0,095 ton/m h 16,8

e. Beban Gempa Faktor keutamaan (I) = 1 Faktor respons gempa (Ci) = 0,29 Faktor daktalitas (R) = 5,6 Wt

= berat total struktur = total beban mati + 50% beban hidup = (berat pelat + berat balok + berat pile cap + berat tiang) + 50% beban hidup = (336 + 236,16 + 190,944 + 949,75) + 50% * 1144 = 1430,079 ton

V =

C i .I R.Wt

V = 740,58 ton Beban gempa ini akan terbagi rata pada tiap portal.


4-88

Gambar 4.28 Fender Seibu tipe V

Recommend Documents