PERANCANGAN CONCRETE WEIGHT PADA INSTALASI PIPA …repository.ppns.ac.id/2312/1/0815040033 - Amalia Sabrina - Peranca… · ix PERANCANGAN CONCRETE WEIGHT PADA INSTALASI PIPA BAWAH

i

TUGAS AKHIR (608502A)

PERANCANGAN CONCRETE WEIGHT PADA INSTALASI PIPA BAWAH LAUT Amalia Sabrina NRP. 0815040033 DOSEN PEMBIMBING : ADI WIRAWAN HUSODO, ST., MT. PEKIK MAHARDHIKA, S.ST.,MT.

PROGRAM STUDI TEKNIK PERPIPAAN JURUSAN TEKNIK PERMESINAN KAPAL POLITEKNIK PERKAPALAN NEGERI SURABAYA SURABAYA 2019

i

TUGAS AKHIR (608502A)

PERANCANGAN CONCRETE WEIGHT PADA INSTALASI PIPA BAWAH LAUT

Amalia Sabrina NRP. 0815040033

DOSEN PEMBIMBING: ADI WIRAWAN HUSODO, S.T., M.T. PEKIK MAHARDHIKA, S.ST., M.T.

PROGRAM STUDI TEKNIK PERPIPAAN JURUSAN TEKNIK PERMESINAN KAPAL POLITEKNIK PERKAPALAN NEGERI SURABAYA SURABAYA 2019

ii

iii

iv

v

vi

vii

KATA PENGANTAR

Puji syukur penulis panjatkan kepada Allah SWT atas segala rahmat, ridho, dan

hidayah-Nya penulis dapat menyelesaikan penyusunan Tugas Akhir ini dengan baik dan

lancar. Penulis juga mengucapkan shalawat serta salam semoga senantiasa terlimpah

curahkan kepada Nabi Muhammad SAW, kepada keluarganya, para sahabat yang telah

memberikan teladan bagi seluruh umat manusia.

Tugas akhir yang berjudul “Perancangan Concrete Weight Pada Instalasi Pipa

Bawah Laut” ini disusun sebagai salah satu persyaratan untuk menyelesaikan

pendidikan kuliah di Program Studi Teknik Perpipaan.

Penulis menyadari penyelesaian dan penyusunan Tugas Akhir ini tidak terlepas

dari kerjasama, bantuan, dan bimbingan dari berbagai pihak, sehingga penulis

menyampaikan terimakasih yang sebesar-besarnya kepada :

1. Kedua orang tua (Bapak Puji Rahmanto dan Ibu Lutfiyah Hikamawati) yang telah

memberikan banyak kasih sayang, nasehat hidup, doa, dukungan moril serta materil,

dan segalanya bagi penulis.

2. Bapak Ir. Eko Julianto, M.T., FRINA. selaku Direktur Politeknik Perkapalan Negeri

Surabaya.

3. Bapak Adi Wirawan Husodo, S.T., M.T sebagai Wakil Direktur 1 dan dosen

pembimbing I yang telah memberikan banyak bimbingan dan pengarahan selama

pengerjaan tugas akhir.

4. Bapak George Endri Kusuma, S.T., M.Sc. Eng. sebagai Ketua Jurusan Teknik

Permesinan Kapal, Politeknik Perkapalan Negeri Surabaya

5. Bapak Dimas Endro Witjonarko, S.T., M.T. sebagai Ketua Program Studi Teknik

Perpipaan, Politeknik Perkapalan Negeri Surabaya.

6. Bapak Pekik Mahardhika, S.ST., M.T. sebagai dosen pembimbing II yang telah

memberikan banyak bimbingan dan pengarahan selama pengerjaan tugas akhir.

viii

7. Bapak Theolius, Bapak Tum, Bapak Usman, Bapak Pungky, Bapak Siregar dan

Bapak Arif sebagai engineer di PT McDermott Indonesia yang telah memberikan ilmu

dan bimbingan dalam menentukan topic tugas akhir.

8. Seluruh staf pengajar Program Studi Teknik Perpipaan yang telah memberikan

banyak ilmu kepada penulis selama masa perkuliahan.

9. Teman-teman seperjuangan Teknik Perpipaan angkatan 2015, terutama kelas A dan

seluruh 9 teman perempuan saya diangkatan, yang telah memberikan banyak bantuan

selama pengerjaan tugas akhir, banyak warna pada kehidupan perkuliahan,

kebersamaan, dan canda tawa selama kuliah di PPNS.

10. Kakak senior Teknik Perpipaan angkatan 2013 dan 2014 yang juga telah

memberikan banyak bantuan selama pengerjaan tugas akhir.

11. Seluruh pihak yang tidak dapat disebutkan satu-persatu yang telah banyak

membantu.

Penulis menyadari bahwa Tugas Akhir ini masih jauh dari kesempurnaan.

Harapan penulis dapat mendapatkan kritik atau saran yang membangun agar penelitian

yang telah dilakukan menjadi lebih baik lagi. Semoga Tugas akhir ini bermanfaat bagi

pembaca.

Surabaya, Juli 2019

Amalias Sabrina

ix

PERANCANGAN CONCRETE WEIGHT PADA INSTALASI PIPA

BAWAH LAUT

AMALIA SABRINA

ABSTRAK

Pipa bawah laut dapat dikatakan stabil apabila pipeline dapat menahan gaya-gaya yang bekerja

dalam arah vertical dan arah horizontal. Oleh karena itu, analisa mengenai kestabilan pipeline bawah laut

pada saat instalasi dipilih menjadi inti pembahasan pada tugas akhir ini. Pada penelitian ini akan

dilakukan perbandingan antara dua desain, yakni desain pemberat concrete weight coating dengan saddle

weight concrete yang sesuai dengan perhitungan beban yang dibutuhkan untuk mengendalikan nilai

buoyancy yang terjadi, dan akan di analisa seberapa besar nilai tegangan yang terjadi pada pipa karena

penambahan concrete weight dengan perhitungan manual dan akan disimulasikan pada software CAESAR

II yang akan dipastikan sudah memenuhi persyaratan dari standar ASME B31.8. Beban yang diterima

pipeline akan bepengaruh pada tingkat shear resistance stress yang terjadi pada lapisan corrosion

coating, maka pada penelitian ini dilakukan analisa sliding dengan bantuan software ANSYS untuk

mengetahui nilai shear stress. Hasil perhitungan tegangan pipa secara manual dan secara software dari

kedua metode anti buoyancy tersebut masih berada pada batas aman yang diijinkan oleh standard ASME

B31.8. Sedangkan untuk nilai shear stress yang terjadi mampu menahan corrosion coating dengan nilai

allowable 13053,13 psi adalah pada desain saddle concrete weight yakni sebesar 5721,89 psi.

Kata Kunci : buoyancy, concrete weight, pipeline, sliding shear resistance, stress analysis.

.

x

(Halaman Sengaja Dikosongkan)

xi

DESIGN OF CONCRETE WEIGHT IN SUBSEA PIPELINE

INSTALATION

AMALIA SABRINA

ABCTRACT

Offshore pipeline could be said stabilized when the pipeline could hold the

forces that works vertically and horizontally. Therefore, analysis on offshore pipeline

stability at installation phase are chosen to be the primary discussion in this final

project. On this research there will be two comparison performed, that are the design

of concrete weight according to load calculations that are needed to control the

buoyancy value that happened and how much the tension on pipe because of the

increased concrete weight will be analyzed with manual calculations and will be

simulated on CAESAR II Software to ensure that have been fulfill the requirements from

ASME B31. The load that passthrough pipeline will affected the shear resistance stress

level on corrosion coating, therefore in this research sliding analysis are performed

with ANSYS software to determine the shear stress value. The result of pipe stress from

manual calculation and software from both anti buoyancy method still on the allowable

safety limit that allowed by ASME B31.8. Meanwhile for shear stress that are happened

still far from allowable shear stress is 13053,13 psi and the maximum shear stress is

5721,89 psi in design saddle concrete weight.

Keyword : buoyancy, concrete weight, pipeline, sliding shear resistance, stress analysis.

xii

(Halaman sengaja dikosongkan)

xiii

DAFTAR ISI

HALAMAN SAMPUL………………………………………………………………..i

LEMBAR PENGESAHAN………………………………………………………….iii

PERNYATAAN BEBAS PLAGIAT…………………………………………………v

KATA PENGANTAR ................................................................................................ vii

ABSTRAK……………………………………………………………………………ix

ABCTRACT………………………………………………………………………….xi

DAFTAR ISI .............................................................................................................. xiii

DAFTAR TABEL ..................................................................................................... xvii

DAFTAR GAMBAR ................................................................................................. xix

DAFTAR SIMBOL .................................................................................................... xxi

BAB 1 ........................................................................................................................... 1

PENDAHULUAN ........................................................................................................ 1

BAB 1 PENDAHULUAN ............................................................................................ 1

1.1 Latar Belakang ............................................................................................... 1

1.2 Rumusan Masalah .......................................................................................... 2

1.3 Tujuan ............................................................................................................. 2

1.4 Manfaat Penelitian .......................................................................................... 3

1.5 Batasan Penelitian .......................................................................................... 3

BAB 2 TINJAUAN PUSTAKA ................................................................................... 5

2.1 Studi Kasus ..................................................................................................... 5

2.2 Pipeline ........................................................................................................... 5

2.3 Riser ................................................................................................................ 6

2.4 Berat Tenggelam Pipa .................................................................................... 7

2.5 Gaya Apung ................................................................................................... 7

2.6 Allowable Span ............................................................................................. 9

2.7 Concrete Weight ........................................................................................... 11

2.7.1 Saddle Concrete Weight ................................................................................ 11

xiv

2.7.2 Concrete Weight Coating .............................................................................. 12

2.8 Jenis Pembebanan ......................................................................................... 14

2.8.1 Functional Load ............................................................................................ 14

2.8.2 Environmental Load ...................................................................................... 14

2.9 Gelombang .................................................................................................... 14

2.10 Arus ............................................................................................................... 17

2.11 Tegangan Pipa .............................................................................................. 20

2.11.1 Hoop Stress ................................................................................................... 20

2.11.2 Tegangan longitudinal ................................................................................... 21

2.11.3 Combined Stress ............................................................................................ 25

2.12 Kriteria Penerimaan Desain .......................................................................... 25

2.13 CAESAR II ................................................................................................... 26

2.14 Concrete Sliding ........................................................................................... 26

2.15 ANSYS ......................................................................................................... 27

BAB 3 METODOLOGI PENELITIAN ...................................................................... 29

3.1 Bentuk Penelitan ........................................................................................... 29

3.2 Tempat Penelitian ......................................................................................... 30

3.3 Waktu ............................................................................................................ 30

3.4 Diagram Alir Penelitian ................................................................................ 30

3.5 Tahap Persiapan dan Pengumpulan Data ..................................................... 33

3.6 Tahap Pengolahan Data ................................................................................ 33

3.7 Tahap Analisa dan Kesimpulan .................................................................... 34

3.8 Jadwal Penelitian ......................................................................................... 35

BAB 4 HASIL DAN PEMBAHASAN ....................................................................... 37

4.1 Properti Material Pipeline dan Riser ............................................................ 37

4.2 Perhitungan Berat Pipa (Down Forces) ........................................................ 38

xv

4.3 Perhitungan Gaya Apung (Buoyancy/Up Forces) ........................................ 39

4.4 Analisa Allowable Span ............................................................................... 41

4.5 Desain Concrete Weight Coating ................................................................. 46

4.6 Desain Concrete Saddle Weight ................................................................... 48

4.7 Perhitungan Beban Gelombang dan Arus Pada Riser .................................. 51

4.7.1 Beban Gelombang ......................................................................................... 53

4.7.2 Beban Arus.................................................................................................... 58

4.7.3 Beban Pipeline .............................................................................................. 64

4.8 Analisa Tegangan Pipeline setelah Penambahan Concrete Weight Coating 74

4.9.1 Hoop Stress ................................................................................................... 74

4.9.2 Tegangan Longitudinal pada pipeline ........................................................... 74

4.9.3 Combined Stress............................................................................................ 79

4.10 Analisa Tegangan Pipeline Pada Desain Saddle Concrete Weight .............. 80

4.10.1 Hoop Stress ................................................................................................... 80

4.10.2 Tegangan Longitudinal pada pipeline ........................................................... 80

4.10.3 Combined Stress............................................................................................ 84

4.11 Kriteria Penerimaan Desain (Allowable Stress) ........................................... 84

4.12 Hasil Analisa Tegangan pada Software CAESAR II pada desain Concrete

Weight Coating ........................................................................................................... 85

4.13 Hasil Analisa Tegangan pada Software CAESAR II Kondisi Desain Saddle

Concrete Weight .......................................................................................................... 87

4.14 Analisa Shear Maxiumum Stress .................................................................. 88

4.14.1 Engineering Data .............................................................................................. 88

4.14.2 Geometry ....................................................................................................... 89

4.14.3 Model ............................................................................................................ 91

4.14.4 Setup .............................................................................................................. 93

xvi

4.14.5 Result ................................................................................................................ 93

BAB 5 KESIMPULAN DAN SARAN ....................................................................... 99

5.1 Kesimpulan ................................................................................................... 99

5.2 Saran ........................................................................................................... 100

DAFTAR PUSTAKA ................................................................................................ 101

LAMPIRAN A GENERAL LAYOUT PIPELINE AND RISER ............................... 1013

LAMPIRAN B DETAIL ENGINEERING DRAWING CONCRETE WEIGHT ...... 1037

LAMPIRAN C STANDARD-STANDARD YANG DIGUNAKAN ................... 10311

LAMPIRAN D STRESS EXTEND REPORT WITH CAESAR II IN DESIGN

CONCRETE WEIGHT COATING ...................................................................... 10317

LAMPIRAN E STRESS EXTEND REPORT WITH CAESAR II IN DESIGN

SADDLE CONCRETE WEIGHT ........................................................................ 11021

LAMPIRAN F HASIL REPORT ANSYS DI DESIGN CONCRETE WEIGHT

COATING ................................................................................................................. 125

LAMPIRAN G HASIL REPORT ANSYS DI DESIGN SADDLE CONCRETE

WEIGHT ............................................................................................................... 11039

LAMPIRAN H LEMBAR ASISTENSI .................................................................. 1599

LAMPIRAN I LEMBAR REKOMENDASI .......................................................... 1633

LAMPIRAN J LEMBAR REVISI .......................................................................... 1655

LAMPIRAN K LEMBAR BIODATA PENULIS .................................................... 167

xvii

DAFTAR TABEL

Tabel 2. 1 Modulus Elastisitas Carbon & Low Alloy Steel ......................................... 25

Tabel 2. 2 Koefisien Ekspansi Termal ......................................................................... 25

Tabel 2. 3 Allowable Stresses pada pipeline ................................................................ 26

Tabel 4. 1 Properti Material Pipeline dan Riser……. ………………………………...37

Tabel 4. 2 Data luas desain Saddle Concrete Weight .................................................. 49

Tabel 4. 3. Data Kecepatan dan Percepatan pada Gelombang ..................................... 52

Tabel 4. 4 Hasil Perhitungan Gaya Drag dan Gaya Inertia .......................................... 54

Tabel 4. 5 Hasil Perhitungan Gaya Drag dan Gaya Lift .............................................. 60

Tabel 4. 6 Nilai displacement pada pipeline scw ......................................................... 68

Tabel 4. 7 Nilai displacement pada pipeline cwc ......................................................... 73

Tabel 4. 8 Penerimaan Desain (allowable stress)......................................................... 85

Tabel 4. 9 Perbandingan Manual Calculation dengan software CAESAR II pada CWC

...................................................................................................................................... 86

Tabel 4. 10 Perbandingan Manual Calculation dengan software CAESAR II pada

SCW ............................................................................................................................. 88

Tabel 4. 11 Engineering Data....................................................................................... 89

Tabel 4. 12 Ratio antara desain CWC dengan SCW .................................................... 97

xviii

(Halaman ini sengaja dikosongkan)

xix

DAFTAR GAMBAR

Gambar 2. 1 Tabel Modulus Elatisitas dan Momen Inersia ......................................... 10

Gambar 2. 2 Saddle Concrete Weigth .......................................................................... 11

Gambar 2. 3 Concrete Weight Coating ........................................................................ 13

Gambar 2. 4 Gaya Hidrodinamis yang Bekerja pada Pipa ........................................... 15

Gambar 2. 5 Fenomena Vortex dan Flow Separation .................................................. 16

Gambar 2. 6 Fenomena Vortex dan Flow Separation ................................................. 18

Gambar 2. 7 Ilustrasi Streamline pada Pipa ................................................................. 19

Gambar 2. 8 Hoop Stress ............................................................................................ 20

Gambar 2. 9 Tegangan Longitudinal ........................................................................... 21

Gambar 2. 10 Momen bending dengan beban merata ................................................. 23

Gambar 2. 11 Tabel A4 Nilai section modulus (Z) ...................................................... 24

Gambar 3 1 Diagram Alur Pengerjaan Tugas Akhir ………...………………………31

Gambar 3 2 Diagram Alur Pengerjaan Tugas Akhir .................................................... 32

Gambar 4. 1 Tabel Nilai section modulus (Z) dan Moment Inertia ( I )…..………... 42

Gambar 4. 2 Tabel Nilai section modulus (Z) dan Moment Inertia ( I ) ..................... 43

Gambar 4. 3 Tabel Nilai Tegangan Ijin Material ......................................................... 44

Gambar 4. 4 Detail luasan Concrete Saddle Weight dengan membagi menjadi 5 bagian

...................................................................................................................................... 49

Gambar 4. 5 Riser ........................................................................................................ 52

Gambar 4. 6 Grafik Hasil Perhitungan Morison Equation pada Beban Gelombang ... 55

Gambar 4. 7 Letak Titik Pusat dari Beban Gelombang ............................................... 57

Gambar 4. 8 Penggambaran letak momen yang terjadi ............................................... 58

Gambar 4. 9 Hasil Perhitungan Morison Equation pada Beban Arus.......................... 61

Gambar 4. 10 Arah titik pusat Gaya Arus .................................................................... 61

Gambar 4. 11 Letak Titik Pusat dari Beban Gelombang ............................................. 62

Gambar 4. 12 Penggambaran letak momen ................................................................. 63

Gambar 4. 13 Penggambaran letak momen-momen pada pipeline.............................. 64

Gambar 4. 14 Simple Beam and Loading .................................................................... 65

Gambar 4. 15 Free Body Diagram ............................................................................... 66

xx

Gambar 4. 16 Penggambaran letak momen-momen pada pipeline .............................. 69

Gambar 4. 17 Simple Beam and Loading .................................................................... 70

Gambar 4. 18 Free Body Diagram ............................................................................... 71

Gambar 4. 19 Rumus Simple beam and loading .......................................................... 76

Gambar 4. 20 Tabel Nilai section modulus (Z) dan Moment Inertia ( I ) .................... 78



Gambar 4. 23 Keadaan pipeline dengan kondisi pressure design. ............................... 86

Gambar 4. 24 Keadaan pipeline dengan kondisi pressure design. ............................... 87

Gambar 4. 25 Geometry Concrete Weight Coating ..................................................... 90

Gambar 4. 26 Geometry Saddle Concrete Weight ....................................................... 91

Gambar 4. 27 Model meshing Concrete Weight Coating ............................................ 92

Gambar 4. 28 Model Meshing Saddle Concrete Weight .............................................. 92

Gambar 4. 29 Shear Stress Concrete Weight Coating .................................................. 94

Gambar 4. 30 Shear Stress Saddle Concrete Weight ................................................... 95

Gambar 4. 31 Nilai Shear Maximum Stress ................................................................. 97

xxi

DAFTAR SIMBOL

CWC = Concrete weight coating

Di = Diameter dalam (inch)

Do = Diameter luar (inch)

FD = Gaya drag (lb/ft)

FI = Gaya Inersia (lb/ft)

FL = Gaya Angkat (lb/ft)

E = Modulus elaticity steel (Pa)

SL = Longitudinal stress (psi)

L = Panjang galian (ft)

Lp = Panjang per single pipe (ft)

Ls = Jarak support (ft)

SB = Longitudinal stress karena bending (psi)

SCW = Saddle concrete weight

SL = Longitudinal stress (psi)

SP = Longitudinal stress karena internal pressure (psi)

ST = Longitudinal tensile stress karena perubahan temperature (psi)

T = Temperatur (0F)

Wcorr = Berat corrosion coating (lb)

Wcon = Berat concrete coating (lb)

xxii


BAB 1

PENDAHULUAN

1

BAB 1

PENDAHULUAN

1.1 Latar Belakang

Dalam industri minyak dan gas bumi telah membuktikan bahwa pipeline

adalah alat distribusi yang paling ekonomis untuk minyak bumi, gas alam beserta

produk-produknya dalam skala besar. Kebutuhan manusia terhadap produk hasil

pengolahan minyak dan gas bumi berakibat pada meningkatnya kegiatan eksplorasi

minyak dan gas bumi didaerah lepas pantai (Guo dkk. 2005). Untuk memenuhi

kebutuhan minyak dan gas bumi pada daerah lepas pantai praktisi industri minyak

dan gas bumi menggunakan pipeline sebagai sarana disribusi minyaj dan gas bumi.

Dalam proses beroperasinya sarana tersebut, kegiatan penggelaran pipa

sangat penting untuk diperhatikan. Beragam diameter dan panjang jalur pipa sudah

dipasang di berbagai daerah perairan dengan kedalaman yang berbeda-beda dan

dengan menggunakan teknologi pemasangan yang beragam juga tentunya. Untuk

mendapatkan stabilitas pada saat proses instalasi, maka ditambahkan concrete

weight dengan berat dan penempatan jarak sesuai dengan standar perhitungan.

Apabila concrete weight terlalu ringan, jaringan pipa tidak akan stabil di dasar laut.

Tetapi apabila beton pemberat terlalu berat, maka jaringan pipa tersebut akan sulit

untuk diinstalasi. Pada proyek ini klien mensyaratkan bahwa pipa harus diberikan

pemberat yang menghasilkan nilai negative buoyancy minimum sebesar 20%.

Sehingga pada saat melakukan konstruksi pihak kontraktor menggunakan concrete

weight sebagai metode anti-buoyancy (Kuncoro, Poernomo, & Rizal, 2017).

Untuk itu didalam tugas akhir ini akan dilakukan desain concrete weight

coating dan saddle concrete weight yang sesuai dengan perhitungan beban yang

dibutuhkan untuk mengendalikan nilai buoyancy yang terjadi, dan akan di analisa

seberapa besar nilai tegangan yang terjadi pada pipa karena penambahan concrete

weight dengan perhitungan manual dan akan disimulasikan pada software

CAESAR II yang sudah memenuhi persyaratan dari standar ASME B31.8 dan

B31.4.

2

Dahulu pada regangan global rendah, sliding terjadi pada daerah dekat

dengan Field Joint, namun seiring dengan meningkatnya regangan global, sliding

hampir terjadi pada seluruh bagian pipeline. Maka dari itu dilakukan pula analisis

shear resistance capacity dari lapisan anti-korosi yang digunakan (3LPE) mampu

menahan maximum shear yang terjadi pada lapisan concrete selama proses

instalasi. Hal ini yang akan dianalisis nantinya dengan menggunakan software

ANSYS. Berdasarkan penelitian-penelitian yang telah dilakukan sebelumnya maka

penyusun mengajukan penelitian mengenai concrete sliding yang terjadi pada

pipeline.

1.2 Rumusan Masalah

1. Bagaimana nilai buoyancy yang terjadi pada pipa bawah laut ?

2. Bagaimana desain pada concrete weight berdasarkan nilai dimensi dan berat

yang dibutuhkan ?

3. Apakah nilai tegangan yang terjadi setelah pemberian concrete weight dengan

bantuan software CAESAR II ?

4. Bagaimana nilai sliding pada shear resistance capacity yang terjadi pada pipa

setelah pemasangan concrete weight dengan bantuan software ANSYS dan

manakah metode yang lebih efisien?

1.3 Tujuan

1. Mendapatkan nilai buoyancy yang terjadi pada pipa bawah laut.

2. Mendapatkan desain pada concrete weight berdasarkan nilai dimensi dan

berat yang dibutuhkan.

3. Untuk mendapatkan nilai tegangan yang terjadi setelah pemberian concrete

weight dengan bantuan software CAESAR II.

4. Mendapatkan nilai sliding pada shear resistance capacity yang terjadi pada

pipa setelah pemasangan concrete weight dengan bantuan software ANSYS

dan mendapatkan metode yang lebih efisien.

3

1.4 Manfaat Penelitian

Adapun manfaat dari penelitian ini adalah sebagai berikut :

1. Manfaat bagi kampus

Memberikan pengetahuan dan sebagai referensi belajar kepada mahasiswa

ketika akan melakukan menentukan desain concrete weight terhadap

pengendali buoyancy dengan dimensi dan berat yang sesuai untuk nilai

stabilitas pipa yang optimal saat proses intalasi pipa bawah laut.

2. Manfaat bagi perusahaan

Sebagai referensi dan bahan pertimbangan perusahaan dalam menentukan

desain concrete weight terhadap pengendali buoyancy dengan dimensi dan

berat yang sesuai untuk nilai stabilitas pipa yang optimal saat proses intalasi

pipa bawah laut.

3. Manfaat bagi pribadi

Penelitian ini menjadi karya tulis dan nilai tambah penulis yang mendukung

disiplin ilmu serta keprofesian.

1.5 Batasan Penelitian

1. Jenis concrete weight coating dan concrete saddle weight yang didesain.

2. Pemodelan simulasi tegangan pada pipa menggunakan software CAESAR II.

3. Pemodelan analisa sliding yang terjadi pada pipa setelah pemasangan

concrete weight dengan bantuan software ANSYS.

4. Membandingkan efisiensi antara metode concrete weight coating dengan

saddle concrete weight berdasarkan shear resistance capacity.

5. Analisa hanya terfokus pada pipeline dengan arus laut statis.

6. Pada Tugas Akhir ini tidak memperhitungkan pada analisa biaya.

7. Pada Tugas Akhir ini tidak membahas potensi gempa bumi dan bencana alam

lainnya.

8. Beban riser hanya terfokus pada nilai beban dari satu arah dan dalam

kedalaman tertentu.

9. Pada pemodelan panjang saddle concrete weight pada software ANSYS ialah

menggunakan panjang span pipa NPS 12.

4

(Halaman Sengaja Dikosongkan)

BAB 2

TINJAUAN PUSTAKA

5

BAB 2

TINJAUAN PUSTAKA

2.1 Studi Kasus

Sebuah pipa bawah laut dapat dikatakan stabil apabila pipa dapat menahan gaya-

gaya yang bekerja dalam arah vertical dan arah horizontal. Gaya lingkungan merupakan

gaya dominan yang bekerja pada pipa. Gaya–gaya lingkungan yang termasuk dalam

analisis kestabilan pipa terdiri dari gaya hidrodinamika, gaya seret (drag force), gaya

inersia, gaya angkat (lift force). Sedangkan resistensi permukaan dasar laut merupakan

gaya gesek (friction force) yang terjadi antara permukaan pipa dengan permukaan tanah

dasar laut tersebut (Kuncoro, Poernomo, & Rizal, n.d, 2017).

Analisa mengenai kestabilan pipeline bawah laut pada saat operasi dan

instalasi dipilih menjadi inti pembahasan pada tugas akhir ini. Untuk itu akan

dilakukan desain concrete weight coating dan set on saddle weight yang sesuai

dengan perhitungan beban yang dibutuhkan untuk mengendalikan nilai buoyancy

yang terjadi, dan akan di analisa seberapa besar nilai tegangan yang terjadi pada pipa

karena penambahan concrete weight dengan perhitungan manual dan akan

disimulasikan pada software CAESAR II yang akan dipastikan sudah memenuhi

persyaratan dari standar ASME B31.8.

Dahulu pada regangan global rendah, sliding terjadi pada daerah dekat dengan

Field Joint. Dan namun seiring dengan meningkatnya regangan global, sliding hampir

terjadi pada seluruh bagian pipeline (Rafif Irsyad, Rochani, & Syahroni, 2017). Analisis

ini dilakukan untuk dapat mengetahui apakah shear resistance capacity dari lapisan

anti-korosi yang digunakan (3LPE) mampu menahan compressive force yang terjadi

pada lapisan concrete selama proses instalasi. Hal ini yang akan dianalisis nantinya

dengan menggunakan software ANSYS. Berdasarkan penelitian-penelitian yang telah

dilakukan sebelumnya maka penyusun mengajukan penelitian mengenai concrete

sliding yang terjadi pada pipeline.

2.2 Pipeline

Jaringan pipa bawah laut secara umum merupakan media transportasi aliran

minyak dan gas bumi. Pipa bawah laut menjadi hal yang penting dalam proses

6

produksi minyak dan gas bumi, sehingga dalam pemasangan maupun perawatannya

harus terlebih dahulu direncanakan. Pipeline adalah alat transportasi yang paling

ekonomis untuk transportasi minyak bumi, gas alam beserta produk-produknya

dalam skala besar. Kebutuhan manusia terhadap produk hasil pengolahan minyak

dan gas bumi berakibat pada meningkatnya kegiatan eksplorasi minyak dan gas bumi

didaerah lepas pantai (Guo dkk. 2005).

Untuk memenuhi kebutuhan transportasi minyak dan gas bumi pada daerah

lepas pantai praktisi industri minyak dan gas bumi menggunakan pipeline sebagai

sarana transportasi. Beragam diameter dan panjang jalur pipa sudah dipasang di

berbagai daerah perairan dengan kedalaman yang berbeda-beda dan dengan

menggunakan teknologi pemasangan yang beragam juga tentunya. Untuk

mendapatkan stabilitas pada saat proses instalasi.

2.3 Riser

Dalam segi bahasa arti kata riser adalah alat untuk menaikkan, karena

mengandung kata riser yang memiliki makna naik. Tetapi dalam segi ilmu

khususnya tentang offshore pipeline, riser adalah pipa konduktor yang berfungsi

untuk menghubungkan suatu bangunan terpancang maupun terapung dengan

wellhead atau sumur produksi minyak dan gas yang berada pada seabed (dasar laut).

Secara umum mempunyai fungsi yang hampir sama dengan offshore pipeline yaitu

mengalirkan fluida yang keluar dari wellhead menuju anjungan yang nantinya akan

diproses atau ditampung sementara. Tetapi riser memiliki kelebihan yang lain, yaitu

dapat melakukan beberapa fungsi yaitu dalam proses injection, drilling, completion,

dan workover.

Buyon Guo (2004) menyatakan bahwa riser didefinisikan sebagai bagian pipa

vertikal atau near-vertical yang menghubungkan fasilitas pada topsides dengan

subsea pipeline. Bagian riser dihitung (minimal) dari valve atau insulation flange

pertama yang berada di atas platform sampai ke elbow yang berada di area paling

bawah, berdasarkan code. Desain riser biasanya mempertimbangkan pipeline

approach, clamps, supports, guides dan alat penyangga expansion.

7

2.4 Berat Tenggelam Pipa

Dalam perhitungan beban yang akan diterima pipa, atau biasa disebut

dawnward force yang termasuk dalam beban terdistribusi merata per satuan panjang

adalah fluida dalam pipa dan berat pipa sendiri. Dalam proses analisis disini hanya

dalam kondisi pipa kosong, perhitungan berat pipa sendiri dilakukan dalam dua fase,

yaitu fase instalasi (pipa kosong), dan fase hydrotest (pipa yang dialiri air). (Amirul

Luthfi, 2015).

Dalam menentukan berat tenggelam pipa dilakukan langkah perhitungan

dalam Persamaan 2.1 dan Persamaan 2.2 sebagai berikut:

1. Berat Pipa

𝑊pipa = 𝜋

4 (𝐷𝑜𝑠

2 −𝐷𝑖𝑠2 ) . 𝜌𝑠𝑡. g (2.1)

2. Berat lapisan anti korosi

𝑊𝑐𝑜𝑟𝑟 = 𝜋

4. (𝐷oc

2 + 𝐷𝑖𝑐

2 ).𝜌coating . g (2.2)

(Rizkalla & Series, 2008)

Dimana :

Dos = Diameter Outside Pipe (inch)

Dis = Diameter Inside Pipe (inch)

Doc = Diameter Outside Coating (inch)

Dic = Diameter Inside Coating (inch)

G = gravity (lb.inch/s2)

𝜌st = density steel (lb/in3)

𝜌coating = density corrosion coating (lb/in3)

2.5 Gaya Apung

Seperti yang telah dibahas pada Hukum Archimedes, semua benda yang

berada di dalam air akan mengalami gaya apung (buoyancy) atau upward force.

Adapun bunyi Hukum Archimedes adalah: “Benda yang tercelup ke dalam zat cair

8

akan mengalami gaya angkat yang besarnya setara dengan berat volume zat cair

yang dipindahkan”.

Kemungkinan pipa mengalami buoyancy terjadi ketika konstruksi pipa

dilakukan di daerah tergenang air, seperti daerah sungai, rawa, maupun daerah yang

kedalaman airnya cukup tinggi, ketika kondisi ini terjadi dan tidak dapat dihindari

maka harus dilakukan pertimbangan tentang buoyancy yang mungkin terjadi harus

dipertimbangkan. Buoyancy yang terjadi pada pipa dipengaruhi oleh berat pipa,

volume fluida yang dipindahkan oleh pipa, berat cairan yang dibawa oleh pipa, dan

berat dari material backfill. Namun pada penerapannya, pipa diasumsikan dalam

keadaan kosong, hal ini ditujukan supaya berat fluida yang dialirkan oleh pipa dapat

dijadikan safety factor tambahan serta untuk pertimbangan apabila pipa tidak

digunakan untuk waktu yang lama (Kuncoro et al., n.d, 2017).

Faktor keamanan (Safety Factor) memegeng peranan penting dalam suatu

proyek. Suatu desain yang optimal haruslah menggunakan SF yang sesuai dengan

pekerjaan dan kondisi lapangan. Safety factor untuk kemungkinan terjadi floatation

diperhitungkan dengan total berat benda dibagi total buoyancy force. Sesuai

ketentuan dari klien maka SF yang diminta sebesar 20%. dan dapat dihitung dengan

Persamaan 2.3 dan Persamaan 2.4 sebagai berikut :

Safety Factor (SF) = Downward Force

Upward Force =

𝑊𝑇

𝐹𝐵 =

(Weff+WTotal)

𝐹𝐵 (2.3)

Dimana :

Weff = W total – FB

WT > FB maka benda akan tetap diam

WT < FB maka benda akan mengapung atau bergerak keatas

FB = 𝜋

4. (𝐷o

2).𝜌seawater . g (2.4)


9

Dimana :

Do = Diameter Outside Pipe (inch)

𝜌seawater = density of seawater(lb/in3)

G = gravity (lb.inch/s2)

Ketika SF bernilai kurang dari 20%, gaya keatas lebih besar dari gaya

kebawah, yang mana berarti benda akan bergerak keatas atau mengambang. Akan

tetapi ketika SF lebih besar dari 20%, gaya keatas lebih kecil dari gaya kebawah,

maka benda akan tenggelam ataupun diam. (Kuncoro et al., n.d, 2017).

2.6 Allowable Span

Untuk menghindari defleksi pada pipa, supporting yang baik perlu

mempertimbangkan jarak antar tumpuan atau pipe span. Jarak ini dapat dihitung

dengan Persamaan 2.5. Berdasarkan rumus dalam perhitungan niai stress tersebut,

jumlah support atau tumpuan pada pipa dapat dikalkulasi Persamaan 2.5.

Ls = √0.4.𝑍.𝑆ℎ

𝑊 (2.5)

(Kannapan, 1986)

Dimana :

Ls = allowable pipe span (in)

L = panjang pipa (in)

Sh = allowable tensile stress pada temperatur tinggi (psi)

W = berat total pipa / satuan panjang (lb/in)

Z = section modulus (in3),

Nilai Z dapat dilihat pada Table 4.1 yang terdapat pada pipe stress analisys

by sam kanapan. Dan pada perhitungan maximum deflection allowable terdapat pada

Persamaan 2.6 dalam penentuan jumlah support atau tumpuan pada pipa dapat

dikalkulasi yakni sebagai berikut :

Ls = √∆ 𝐸 𝐼

13.5 𝑥 𝑊

4 (2.6)

(Kannapan, 1986)

10

Dimana :

Ls = allowable pipe span (in)

E = young modulus (psi)

I = area moment of inertia of pipe (in4)

W = berat total pipa / satuan panjang (lb/in)

Dalam perhitungan tegangan pipa, akan selalu dilakukan perhitungan

Allowable span dalam mencegah terjadinya defleksi pada pipa atau pipe span.

(Kannapan, 1986)

Gambar 2. 1 Tabel Modulus Elatisitas dan Momen Inersia

(Kannapan, 1986)

11

Berdasarkan formula di atas pada nilai E atau dapat disebut data nilai

modulus elastisitas dan I untuk moment inersia didapatkan dari Tabel dalam buku

Kam Sannapan.

2.7 Concrete Weight

Merupakan beton pemberat yang mempunyai karakteristik sebagai material

yang sangat padat dengan kuat untuk dapat menahan pipa dari gaya buoyancy yang

terjadi ketika pipa dicelupkan kedalam air. Terdapat beberapa jenis concrete weight

yang sudah umum diterapkan dalam dunia instalasi pipa bawah laut, yakni sebagai

berikut :

2.7.1 Saddle Concrete Weight

Metode ini dibuat dari cor beton yang diturunkan pada pipa pada jarak yang telah

ditentukan. Karena bentuknya, kadang-kadang disebut seperti rumah anjing. Metode

concrete saddle weight diletakkan di atas pipa ketika pipa sudah berada didalam galian,

dengan kedua sisi sebagai pemberat pipa seperti pelana. Sistem ini cenderung digunakan

di lingkungan semi perairan. Metode ini membutuhkan penanganan khusus untuk

menjaga kestabilan pada pipa (Syarafi, Mahardhika, & Rizal, 2017). Gambar 2.2 adalah

metode pengendali buoyancy menggunakan concrete saddle weight.

Gambar 2. 2 Saddle Concrete Weigth


12

- Perhitungan saddle concrete weight

Agar didapatkan beban concrete yang sesuai perlu dilakukan desain serta

perhitungan terhadap concrete saddle weight.

Perhitungannya dalam (2.7)-(2.13) adalah sebagai berikut,

𝐴𝑐𝑤 = (g x (f + b + a))−(f x e)−(b x h)−(18 𝜋 x b2) (2.7)

Vcw = Acw x c (2.8)

Wcw = Vcw x ρc (2.9)

Bcw = Vcw x ρm (2.10)

Weff = Wcw – Bcw (2.11)

Bp (sf) = Bp x 1.2 (2.12)

n =Bp (sf)𝑊𝑒𝑓𝑓 (2.13)

(Syarafi et al., 2017)

Dimana :

Acw = Luas penampang concrete set on weight (in²)

Vcw = Volume concrete set on weight (in)

Wcw = Berat concrete set on weight (in)

Bcw = Bouyancy force akibat fluida (lb/in)

Weff = Efektifitas set on weight (lb/in³)

Bp (sf) = buoyancy pipeline tiap sambungan pipa (in)

n = Kebutuhan set on weight tiap 12 m (lb/in)

ρc = Density concrete (lb/in³)

ρm = Density tanah rawa (lb/in³)

2.7.2 Concrete Weight Coating

Concrete weight coating digunakan memberikan buoyancy negatif untuk

pipeline yang melintasi lingkungan berair. Concrete weight coating adalah satu-

satunya sistem kontrol buoyancy di industri yang juga memberikan perlindungan

mekanik tambahan untuk pipa seperti lapisan anti-korosi selama proses konstruksi

13

pipeline. Concrete weight coatings umumnya tidak ditekuk yg menyebabkan

berkurangnya kemampuan pipeline untuk mengikuti konfigurasi medan (Syarafi et

al., 2017). Gambar 2.3 adalah metode pengendali buoyancy menggunakan concrete

weight coating.

Gambar 2. 3 Concrete Weight Coating


- Perhitungan concrete weight coating

Agar didapatkan beban concrete yang sesuai perlu dilakukan desain serta perhitungan

terhadap concrete weight coating Perhitungannya dalam (2.14) dan (2.15) adalah

sebagai berikut,

Vconcrete = 14 × 𝜋 ×(𝐷𝑜2−𝐷𝑖2) ×𝐿 (2.14)

Do = Di + 2t (2.15)


Dimana :

Do = Outside Diameter (m)

Di = Inside Diameter (m)

t = thickness (m)

L = Length (m)

14

2.8 Jenis Pembebanan

Menurut Kenny (1993), beban yang bekerja pada dibagi menjadi 2 kategori,

antara lain :

2.8.1 Functional Load

Beban fungsional ini merupakan beban yang bekerja pada pipa sebagai akibat

dari keberadaan pipa itu sendiir tanpa dipengaruhi oleh baban lingkungan. Beban

fungsional antara lain adalah beban dari berat pipa itu sendiri, termasuk berat

struktur baja pipa, lapisan anti korosi, lapisan selubung beton, beban akibat tekanan

dalam yang diberikan pada pipa, beban akibat suhu yang tinggi di dalam pipa, serta

beban akibat sisa instalasi. (M.Basir, Rochani, & Handayanu, 2015).

2.8.2 Environmental Load

Beban ini bekerja pada pipa akibat adanya kondisi lingkungan yang terjadi.

Untuk beban pada pipa bawah laut, tentunya yang mempengaruhi adalah beban

gelombang dan beban arus. Untuk mendapatkan data beban lingkungan yang

tentunya bersifat acak, maka data yang digunakan untuk analisis adalah data periode

ulang (return period). Periode ulang merupakan data rata-rata beban yang terjadi

(M.Basir et al., 2015).

2.9 Gelombang

Pada bagian sebelumnya telah dijelaskan secara singkat mengenai pengertian

secara singkat mengenai beban lingkungan yang bekerja pada pipa secara umum.

Berikut ini adalah penjabaran lebih jelas mengenai beban gelombang.

Perhitungan gaya‐gaya hidrodinamika yang bekerja pada suatu struktur lepas

pantai ataupun pipa bawah laut belum dapat dihitung secara eksak, baik dengan

penurunan secara percobaan maupun teoritis. Oleh karena itu, digunakan metode

penyederhanaan untuk mendekati perhitungan gaya hidrodinamik pada struktur laut

tersebut. Pada kasus suatu gaya hidrodinamika mengenai suatu struktur pipa bawah

laut, maka diasumsikan diameter terluar dari pipa tersebut masih jauh lebih kecil

dari panjang gelombang laut, sehingga gelombang tersebut melewati struktur tanpa

gangguan yang berarti. Gelombang yang bergerak melewati struktur tersebut tidak

15

terganggu, akan tetapi pengaruh terhadap struktur terjadi akibat adanya vortex (wake

formation) yang terbentuk di belakang struktur dan flow separation (M.Basir et al.,

2015).

Dalam analisis stabilitas pipa bawah laut, pipa harus dapat menahan gaya-

gaya hirdodinamis alam arah vertikal dan lateral. Secara konsep, berat pipa yang

tenggelam harus lebih besar daripada gaya-gaya yang bekerja pada pipa. Ilustrasi

gaya yang bekerja pada pipa dapat dilihat pada Gambar 2.4 sebagai berikut.

Gambar 2. 4 Gaya Hidrodinamis yang Bekerja pada Pipa

(Ridlwan, Rochani, & Ikhwani, 2017)

Adapun gaya hidrodinamika yang terjadi pada struktur menurut Morison

Equation pada API RP2A adalah gaya seret (drag force), dan gaya inersia (inertia

force). Berikut ini adalah penjelasan dari ketiga gaya hidrodinamika tersebut.

- Gaya Drag (FD)

Gaya drag adalah gaya hambat yang bekerja dalam arah horizontal (paralel

terhadap aliran). Gaya drag ini terjadi dikarenakan adanya gesekan antara fluida

dengan dinding pipa atau yang dikenal sebagai skin friction dan adanya vortex yang

terjadi di belakang pipa (form drag), sketsa terjadinya vortex dan flow separation

dapat dilihat pada Gambar 2.5 sebagai berikut:

16

Gambar 2. 5 Fenomena Vortex dan Flow Separation

(Ridlwan et al., 2017).

Besar gaya drag dapat di formulasikan pada persamaan 2.16 sebagai berikut.

FD = 𝑤

2𝑔 . 𝐶𝐷. 𝐴. 𝑈 |𝑈| (2.16)

(RP-2A, 2003)

Dimana :

FD = Gaya Drag (lb/ft)

G = Gaya Gravitasi (ft/s2)

CD = Koefisien Drag

W = Density Seawater (lb/ft3)

𝐴 = Diameter (kg/m3)

U = Kecepatan beban lingkungan (m/s)

- Gaya Inersia (FI)

Gaya inersia adalah gaya yang menunjukkan ketahanan alami suatu benda

terhadap suatu perubahan yang ada dalam suatu keadaan bergerak atau diam. Gaya

ini ada dari masa fluida yang dipindahkan oleh pipa, nilaiya dipengaruhi oleh

percepatan air. Besar gaya inersia dapat dirumuskan pada Persamaan 2.17 seperti

berikut.

FI = 𝜋 .𝐷2

4 .

𝑤

𝑔 . CM .

𝑑𝑢

𝑑𝑡 (2.17)

(RP-2A, 2003)

17

Dimana :

FI = Gaya inersia per satuan panjang (N/m)

CM = Koefisien hidrodinamik inersia



D = Diameter pipa (m)

𝑑𝑢

𝑑𝑡 = Percepatan horizontal beban lingkungan (m/s2)

Dan nilai dari gaya gelombang ialah gabungan antara gaya drag dengan gaya

inertia, berikut ini adalah Persamaan (2.18) dari gaya-gaya yang akan dijumlahkan.

F = FD + FI (2.18)

(RP-2A, 2003)

Dimana :


FI = Gaya inersia per satuan panjang (N/m)

2.10 Arus

Arus merupakan gerakan yang mengalir dari suatu massa air yang

disebabkan oleh desitas air laut, tiupan angin atau dapat pula disebabkan gerakan

bergelombang panjang. Arus juga dapat dikarenakan pasang surut. Ketika angin

berhembus di laut, energi yang ditransfer dari angin ke batas permukaan, sebagian

energi ini digunakan dalam pembentukan gelombang gravitasi permukaan, yang

memberikan pergerakan air dari yang kecil kearah perambatan gelombang sehingga

terbentuklah arus dilaut. Semakin cepat kecepatan angin, semakin besar gaya

gesekan yang bekerja pada permukaan laut, dan semakin besar arus permukaan.

Dalam proses gesekan antara angin dengan permukaan laut dapat menghasilkan

gerakan air yaitu pergerakan air laminar dan pergerakan air turbulen. Suatu arus juga

menginduksi gaya yang bervariasi waktu nonlinier melintang ke arah dari arus yang

dikenal sebagai gaya angkat. Berikut ini adalah penjelasan dari gaya drag dan gaya

angkat.

18

- Gaya Drag (FD)

Gaya drag adalah gaya hambat yang bekerja dalam arah horizontal (paralel

terhadap aliran). Gaya drag ini terjadi dikarenakan adanya gesekan antara fluida

dengan dinding pipa atau yang dikenal sebagai skin friction dan adanya vortex yang

terjadi di belakang pipa (form drag), sketsa terjadinya vortex dan flow separation


Gambar 2. 6 Fenomena Vortex dan Flow Separation


Besar gaya drag dapat di formulasikan pada Persamaan 2.19 sebagai berikut.

FD = 𝑤

2𝑔 . 𝐶𝐷. 𝐴. 𝑈 |𝑈| (2.19)

(RP-2A, 2003)

Dimana :



CD = Koefisien Drag


𝐴 = Diameter (kg/m3)

U = Kecepatan beban lingkungan (m/s)

19

- Gaya Angkat (FL)

Gaya angkat adalah komponen gaya fluida yang bekerja pada suatu benda

yang tegak lurus terhadap arah rambatan gelombang/arus. Gaya angkat terjadi

karena adanya perbedaan konsentrasi streamline pada pipa. Ilustrasi gaya angkat


Gambar 2. 7 Ilustrasi Streamline pada Pipa


Besarnya gaya angkat dapat dirumuskan Persamaan 2.20 sebagai berikut :

FL = 1

2 . 𝜌𝑊 . D. CL . 𝑈2 (2.20)

(RP-2A, 2003)

Dimana :

FL = gaya angkat (lift force) (N/m)

CL = koefisien gaya angkat

𝜌𝑊 = massa jenis fluida (kg/m3)

D = diameter pipa (m)

𝑈 = kecepatan partikel arus laut (m/s)


inertia, berikut ini adalah Persamaan (2.21) dari gaya-gaya yang akan dijumlahkan.

F = FD + FL (2.21)

(RP-2A, 2003)

20

Dimana :


FL = gaya angkat (lift force) (lb/ft)

2.11 Tegangan Pipa

Tekanan dalam sistem pipa bawah laut dibedakan menjadi dua yaitu tekanan

internal dan tekanan eksternal. Tekanan internal adalah tekanan yang diakibatkan

oleh gaya tekan aliran zat dalam pipa. Tekanan eksternal pipa adalah tekanan yang

diakibatkan oleh gaya tekan zat diluar pipa. Zat didalam dan zat diluar pipa menekan

setiap bagian komponen pipa sehingga analisa Tekanan internal dan eksternal

dilakukan pada setiap titik komponen pipa bawah laut. (Amirul Luthfi, 2015).

Primary stress merupakan resultan gaya internal yang dapat menyebabkan

perubahan ukuran atau bentuk pada pipa. Tegangan ini diakibatkan oleh tekanan

internal fluida, berdasarkan ASME B31.8 Gas Transmission and Distribution Piping

System terbagi menjadi :

2.11.1 Hoop Stress

Dalam waktu yang bersamaan pipa mengalami tekanan internal dan tekanan

eksternal dari luar, untuk ilustrasi dapat dilihat dalam Gambar 2.8. Oleh karena itu,

desain ketebalan pipa pada setiap komponen harus mampu menahan perbedaan

maksimum antara tekanan eksternal dan internal yang mungkin terjadi. Perbedaan

tekanan eksternal dan internal menyebabkan munculnya tegangan hoop. (ASME

B31.8, 2014).

Gambar 2. 8 Hoop Stress

(Rafif Irsyad et al., 2017)

21

Dan dalam perhitungan dapat dihitung dengan Persamaan 2.22 sebagai

berikut :

𝑆H = 𝑃𝐷

2.𝑡 (2.22)

(ASME B31.8, 2014)

Dimana :

P = Tekanan internal (psig)

SH = Hoop stress (psi)

D = Diameter (m)

t = Thickness (m)

2.11.2 Tegangan longitudinal

Tegangan Longitudinal adalah tegangan yeng memiliki arah sejajar dengan

penampang pipa dan bekerja pada penampang pipa. Tegangan longitudinal

diperoleh dari nilai penjumlahan tegangan internal pressure, bending stress dan

combined stress. Untuk ilustrasi dapat dilihat dalam Gambar 2.9. Dan dalam

perhitungan dapat dihitung dengan Persamaan 2.23 sebagai berikut :

|𝑆𝐿|=𝑆P+𝑆B+ ST (2.23)

(ASME B31.8, 2014)

Dimana:

𝑆𝐿 = Tegangan Longitudinal (psi)

𝑆P = Tegangan internal pressure (psi)

𝑆B = Bending Stress (psi)

ST = Tegangan Ekspansion Thermal (psi)

Gambar 2. 9 Tegangan Longitudinal

(Amirul Luthfi, 2015)

22

- Tegangan internal pressure, Sebelum melakukan perhitungan perlu

penentuan terlebih dahulu mengenai kondisi jalur pipa, dalam hal ini persamaan

yang digunakan untuk pipa dalam kondisi restrained. Nilai dari tegangan

longitudinal dipengaruhi oleh nilai tegangan hoop pipa. dan dapat dihitung dengan

Persamaan 2.24.

𝑆P = 0.3𝑆𝐻 (2.24)

(ASME B31.8, 2014)

Dimana :

SP = Tegangan longitudinal akibat internal pressure, psi

SH = Hoop Stress, psi

- Tegangan Bending dapat dihitung dengan Persamaan 2.25.

𝑆𝐵 = 𝑀𝐵

𝑍 (2.25)

(ASME B31.8, 2014)

Dimana :

𝑆𝐵 = bending stress (psi)

𝑀𝐵 = moment bending (lb-in)

Z = pipe section modulus (𝑖𝑛3)

Untuk mengetahui nilai momen bending pipeline, dimodelkan untuk pipeline

yang menggunakan tanah datar dan menerima beban secara merata. Untuk ilustrasi

dapat dilihat dalam Gambar 2.10.

23

Gambar 2. 10 Momen bending dengan beban merata

(Amirul Luthfi, 2015)

Sehingga, momen bending pada restrained pipeline dapat dihitung dengan

Persamaan 2.26 sebagai berikut.

𝑀𝐵 = WL2

8 (2.26)

(ASME B31.8, 2014)

Dimana :

MB = Momen Bending, (lb/in)

W = Massa Pipa, Fluida, dan Lainnya, (lb)

L = Panjang Antar Support (in)

Section modulus adalah properti geometrik untuk penampang melintang

yang digunakan dalam desain beams atau flexural members . Sifat geometrik lain

yang digunakan dalam desain meliputi area untuk tegangan dan geser, jari-jari

lingkaran untuk kompresi, dan momen inersia serta momen inersia polar untuk

kekakuan.

Adapun cara lain untuk menentukan section modulus pipa, metode yang

dapat dilakukan sama seperti Gambar 2.11 menentukan momen inersia yaitu bisa

dengan melihat Tabel Appendix A4 pada modul Sam Kannapan.

24

Gambar 2. 11 Tabel A4 Nilai section modulus (Z)

(sumber : Sam Kanapan Handbook)

- Longitudinal Stress Akibat Exspansion Thermal

Tegangan longitudinal akibat ekspansi termal pada pipa restrained dapat ditentukan

menggunakan Persamaan 2.27.

ST = Eα (T1 − T2) (2.27)

(ASME B31.8, 2014)

Dimana :

E = modulus elastisitas (psi)

α = koefisiesn ekspansi termal (1/°F)

T1 = temperatur pipa pada saat instalasi (°F)

T2 = temperatur paling tinggi atau paling dingin pipa saat beroperasi (°F)

25

Berdasarkan formula di atas pada nilai E atau dapat disebut data nilai

modulus elastisitas didapatkan dari Tabel 2.1 dan juga 𝛼 untuk nilai koefisien

ekspansi termal didapatkan dari Tabel 2.2.

Tabel 2. 1 Modulus Elastisitas Carbon & Low Alloy Steel

(Sumber : ASME B31.8, 2014)

Tabel 2. 2 Koefisien Ekspansi Termal


2.11.3 Combined Stress

Tegangan kombinasi merupakan resultan dari seluruh komponen tegangan

yang terjadi pada pipa pada Persamaan 2.28.

Sc = √𝑆𝐿2 − 𝑆𝐻𝑥 𝑆𝐿 + 𝑆𝐻2 (2.28)

(ASME B31.8, 2014)

2.12 Kriteria Penerimaan Desain

Suatu desain akan membutuhkan kriteria penerimaan agar desain yang

dikerjakan dapat berjalan dengan aman saat beroperasi. Banyak code dan

recomended practice yang mengatur keamanan desain. Tegangan ijin dibuat untuk

meanggulangi kegagalan yang terjadi pada sistem perpipaan. kriteria yang telah

Temperature (°𝐶) Modulus of Elasticity (psi x 106)

-73 30,2

21 29,5

93 28,8

149 28,3

204 27,7

260 27,3

Temperature(°𝐶) Ekspansion Thermal (10-6)

70 6,4

200 6,7

26

diatur oleh code atau recomended practice. ASME B31.8 telah mengatur tegangan

untuk pipelines, platform piping, dan pipeline Risers pada table A842.2.2-1 seperti

yang ditunjukan pada Tabel 2.3

Tabel 2. 3 Allowable Stresses pada pipeline

Location Hoop Stress Longitudinal

Stress

Combined Stress

Pipeline 0,72 x SMYS 0,80 x SMYS 0,90 x SMYS

Platform Piping and Risers 0,50 x SMYS 0,80 x SMYS 0,90 x SMYS

Allowable Code Stress


2.13 CAESAR II

CAESAR II adalah sebuah program komputer yang digunakan untuk

melakukan perhitungan analisa tegangan (stress analysis) pada sebuah sistem

perpipaan. Program CAESAR II dibuat dan dikembangkan oleh COADE

Engineering Software, sebuah perusahaan pembuat software khusus di bidang

mechanical engineering. Dalam proses perencanaan dan analisa suatu sistem

perpipaan, CAESAR II membentuk sebuah model dari sistem tersebut. Kemudian

berdasarkan input yang ditentukan oleh penggunam CAESAR II mengolah data dan

melakukan perhitungan untuk kemudian menampilkan hasil dalam bentuk report

yang berisi nilai beban, tegangan dan displacement dalam sistem perpipaan. Dengan

menggunakan hasil perhitungan tersebut, CAESAR II kemudian

membandingkannya dengan batas-batas nilai yang diizinkan sesuai code and

standards yang digunakan. Pada kasus ini perancangan concrete weight pada

instalasi pipa bawah laut menggunakan standards ASME B31.8 Gas Transmision

And Distribution Piping System. Dimana kondisi pipa dalam keadaan berada pada

dasar laut.

2.14 Concrete Sliding

Pada penelitian ini juga akan dilakukan analisis concrete sliding yaitu

pergeseran (sliding) relatif yang terjadi antara lapisan concrete dan lapisan baja

(steel) pada pipa. Analisis ini dilakukan untuk dapat mengetahui apakah shear

resistance capacity dari lapisan anti-korosi yang digunakan mampu menahan

27

compressive force yang terjadi pada lapisan concrete selama proses instalasi. Lalu

model tersebut diinputkan ke software ANSYS sebagai 3D model yang akan

dianalisis. Pada analisis concrete sliding yang dilakukan dengan menggunakan

software ANSYS ini akan diinputkan gaya-gaya yang terjadi pada pipa bahwa gaya-

gaya yang terjadi. Selain gaya-gaya yang diinputkan juga properti dari shear

resistance capacity dan properti lain dari masing-masing lapisan penyusun pipa

yang telah tersedia pada software ANSYS. (Rafif Irsyad et al., 2017).

Pada lokal analisis diperlukan meshing analisis, dimana analisis ini bertujuan

untuk mendapatkan ukuran meshing yang optimum. Analisis meshing sensitivity ini

dilakukan dengan cara mengubah-ubah ukuran meshing secara iteratif, sehingga

nilai solusi yang dihasilkan menjadi konvergen dan tidak mengalami perubahan

yang signifikan dari solusi sebelumnya. Pada perhitungan shear resistance capacity

dari lapisan anti-korosi yang digunakan mampu menahan menggunakan Persamaan

2.30 dan nilai allowable shear stress berdasakan buku (Rizkalla & Series, 2008).

Dan untuk nilai allowable shear stress pada Persamaan 2.30 sebagai berikut

Sshear = 45% x SMYS (2.30)


2.15 ANSYS

Analisis dilakukan dengan cara membuat model segment pipeline dibagian

tempat yang terbebani concrete weight. Model pipeline dibuat sepanjang sesuai

dengan model FEM. Model setiap lapisan pipeline yaitu lapisan baja (steel), lapisan

anti korosi ,dan lapisan concrete. Lalu model tersebut diinputkan ke software

ANSYS sebagai 3D model yang akan dianalisis. Pada analisis concrete sliding yang

dilakukan dengan menggunakan software ANSYS ini akan diinputkan gaya-gaya

yang terjadi pada pipeline dibagian terbebani concrete weight seperti gaya-gaya

yang terjadi dibagian concrete weight meliputi hoop stress, tegangan longitudinal

dan combined stress. Selain gaya-gaya yang diinputkan juga properti dari 3LPE

yaitu shear resistance capacity dan properti lain dari masing-masing lapisan

28

penyusun pipeline yang telah tersedia pada software ANSYS. Pada lokal analisis

diperlukan meshing analisis, dimana analisis ini bertujuan untuk mendapatkan

ukuran meshing yang optimum. Analisis meshing sensitivity ini dilakukan dengan

cara mengubah-ubah ukuran meshing secara iteratif, sehingga nilai solusi yang

dihasilkan menjadi konvergen dan tidak mengalami perubahan yang signifikan dari

solusi sebelumnya. Pada tahap ini dapat ditentukan beban (load) dan support pada

struktur dan jenis penyelesaian pada model yang akan dianalisis. Pada tahap

penentuan beban dan support atau yang biasa disebut dengan Setup, boundary

conditions berupa beban (load) dan support didefinisikan pada struktur yang akan

dianalisis. Setelah itu ditentukan penyelesaian dari hasil analisis yang akan

dilakukan seperti, deformasi total, tegangan maksimum yang terjadi dll. Dan terakhir

ditampilkan hasil dari analisis yang telah dilakukan oleh ANSYS terhadap struktur

yang telah didefinisikan sebelumnya.

BAB 3

METODOLOGI PENELITIAN

29

BAB 3

METODOLOGI PENELITIAN

3.1 Bentuk Penelitan

Proyek jalur pipa bawah laut pada proyek yang bertujuan untuk menyediakan

jalur distribusi terintegrasi yang aman, dapat diandalkan, dapat bertahan lama sesuai

dengan perkiraan yang telah tertera pada dokumen yakni hingga 30 tahun.

Spesifikasi pipa yang digunakan adalah pipa dengan material API 5L X60 PSL2

dengan diameter 12”, pipa ini merupakan hasil dari riser platform yang akan

dialirkan menuju tempat pengolahan gas natural platform manifold dengan panjang

pipa sekitar 61420 m. Oleh karena itu, analisa mengenai kestabilan pipeline bawah

laut pada saat operasi dan instalasi dipilih menjadi inti pembahasan pada tugas akhir

ini. Perhitungan nilai buoyancy terhadap beban pipa keseluruhan dilakukan untuk

mengetahui nilai tersebut belum melampaui nilai dari safety factor. Untuk itu akan

dilakukan desain concrete weight dengan dimensi dan juga berat yang sesuai dengan

perhitungan beban yang dibutuhkan untuk mengendalikan nilai buoyancy yang

terjadi, dan akan di analisa seberapa besar nilai tegangan yang terjadi pada pipa

karena penambahan concrete weight tersebut dengan disimulasikan pada software

CAESAR II yang akan dipastikan sudah memenuhi persyaratan dari standar ASME

B31.8. Pada regangan global rendah, sliding terjadi pada daerah dekat dengan Field

Joint. Namun seiring dengan meningkatnya regangan global, sliding hampir terjadi pada

seluruh bagian pipeline. Hal ini yang akan dianalisis nantinya dengan menggunakan

software ANSYS. Berdasarkan penelitian-penelitian yang telah dilakukan sebelumnya

maka penyusun mengajukan penelitian mengenai concrete sliding yang terjadi pada

pipeline.

30

3.2 Tempat Penelitian

Penelitian dilakukan di beberapa tempat sesuai dengan tahapan aktivitas

yang dilakukan.

1. Kantor PT. McDermott Indonesia

Permohonan izin untuk mengambil data yang digunakan untuk

penelitian.

2. Kampus Politeknik Perkapalan Negeri Surabaya

Penelitian dan penyusunan laporan penelitian tugas akhir.

3.3 Waktu

Waktu pengerjaan penelitian ini dimulai dari akhir semester 7 yaitu diawali

dengan pengajuan proposal tugas akhir dan dilanjutkan pada semester 8 dengan

waktu efektif kurang lebih 6 bulan.

3.4 Diagram Alir Penelitian

Langkah melakukan penelitian ini telah disusun dan ditunjukkan pada

Gambar 3.1 dan Gambar 3.2 dibawah ini : Flow Chart

31

Tahap Identifikasi

Tahap Tinjauan Pustaka

Gambar 3 1 Diagram Alur Pengerjaan Tugas Akhir

(Penulis, 2019)

Studi Literatur

Perhitungan Gaya Buoyancy

Perancangan desain Concrete Weight

Coating dengan Concrete Saddle Weight

Pengumpulan Data

Perhitungan Berat Pipa

Perhitungan Allowable Span berdasarkan

Sam Kannapan

Identifikasi

Topik

Data

Sekunder

Perhitungan massa Concrete Weight

Coating dengan Concrete Saddle Weight

Melebihi Safety

Factor

Safety

Factor

A

Mulai

32

Tahap Pengolahan Data

Tahap Analisa dan Kesimpulan

Gambar 3 2 Diagram Alur Pengerjaan Tugas Akhir

(Penulis,2019)

Selesai

Perhitungan tegangan akibat diberi beban

concrete dan pengaruh pembebanan arus dan

gelombang air laut pada riser

Analisa tegangan dengan software

CAESAR II

Kesimpulan dan Saran

Pemodelan pada software ANSYS

terhadap segment pipeline

Analisa concrete sliding pada

segment pipeline

A

Allowable Stress

ASME B31.8

Tidak melebihi

shear resistance

capacity

33

3.5 Tahap Persiapan dan Pengumpulan Data

Tahap ini dilakukan untuk mempersiapkan keperluan berupa rancangan

penelitian dan data. Rancangan Penelitian merupakan tahapan yang menjadi

pedoman dasar sebuah penelitian. Data awal diperoleh melalaui studi lapangan dan

studi literatur.

1. Studi Lapangan

Pada tahap ini dilakukan pengamatan secara tidak langsung terhadap

kondisi aktual di lapangan. Pengamatan dilakukan dengan melihat gambar

aligment sheet.

2. Studi Literatur

Studi literatur adalah pencarian dan pengumpulan informasi melalui sumber

referensi, standar dan teori-teori yang berhubungan dengan penelitian

mengenai desain concrete weight.

3. Data Primer

Dalam penelitian ini data primer merupakan data yang berhubungan dengan

rumus-rumus perhitungan .

4. Data Sekunder

Data sekunder berupa data spesifikasi teknis yang diteliti meliputi data

dokumen offshore pipeline design basis dan aligment sheet.

3.6 Tahap Pengolahan Data

Tahap ini adalah tahap lanjutan dari penelitian. Pengolahan data yang

dilakukan antara lain :

1. Perhitungan berat pipa yang terendam, dan perhitungan nilai buoyancy pada

pipa berdasarkan persamaan pada code & standards serta handbook terkait.

2. Perhitungan Allowable Span untuk mentukan jumlah dari concrete weight

saddle.

3. Pembuatan desain concrete weight coating yang sesuai.

4. Analisa perhitungan tegangan pada pipa yang terkena beban tambahan

dengan bantuan software CAESAR II.

5. Melakukan pemeriksaan kesesuaian tegangan yang terjadi pada jalur pipa

dengan kriteria penerimaan ASME B31.8 2014.

34

6. Analisa shear maximum stress pada segmen pipeline dengan bantuan

ANSYS untuk mengetahui nilai shear resistance pada corrosion coating

7. Perbandingan anatra dua desain dipiliha yang paling efisien secara teknis.

3.7 Tahap Analisa dan Kesimpulan

Pada tahap ini dilakukan analisa secara mendalam mengenai penelitian yang

dilakukan berdasarkan hasil perhitungan secara manual maupun software.

Kesimpulan dan saran pada penelitian ini sesuai dengan hasil analisa dan

pembahasan mengenai permasalahan pada tugas akhir ini.

35

3.8 Jadwal Penelitian

Tabel 3. 1 Jadwal Penelitian

No. Kegiatan

Bobot Desember Januari Februari Maret April Mei Juni

(%) Minggu ke- Minggu ke- Minggu ke- Minggu ke- Minggu ke- Minggu ke- Minggu ke-

1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 4 1 2 3 4

1 Penyusunan topik 4 2 2

2 Pengumpulan data dan

refrensi 4 2 2

3 Perhitungan Berat Pipa

dan Gaya Buoyancy 6 1 1 1 1 1 1

4 Perhitungan Allowable

Span 5 2.5 2.5

5 Mendesain concrete

weight 8 2 2 2 2

6 Perhitungan massa

concrete weight 5 2.5 2.5

7

Perhitungan tegangan

akibat penambahan concrete weight dan

pengaruh beban gelombang

dan arus 15 5 5 5

8 Analisa tegangan dengan

software CAESAR II 10 5 5

9

Pemodelan segment yang memiliki gaya paling

besar dan analisa concrete

sliding dengan software

ANSYS 15 3 3 3 3 3

10 Perbandingan 2 desain 15 3 3 3 3 3

8

Pembuatan laporan

BAB I 2 1 1

BAB II 2 1 1

BAB III 2 1 1

BAB IV 3 1 1 1

BAB V 2 1 1

Lain-lain ( lampiran,

tabel, gambar) 2 1 1

9 JUMLAH 100 2 2 2 2 1 2 2 1 1 1 1 1 1 1 2.5 2.5 2 2 2 10.5 13.5 11 3 6 6 6 8 5

36


37

BAB 4

HASIL DAN PEMBAHASAN

37

BAB 4

HASIL DAN PEMBAHASAN

4.1 Properti Material Pipeline dan Riser

Berikut ini adalah Tabel 4.1 Properti Material Pipeline dan Riser

menginformasikan data material dari riser dan pipeline. Data akan digunakan untuk

menghitung berat pipa upward and downward force, menghitung desain concrete

weight coating dan concrete saddle weight, dan menentukan nilai tegangan yang terjadi

pada pipeline.

Tabel 4. 1 Properti Material Pipeline dan Riser

Riser and Pipeline Material Properties

Description Unit Pipeline Riser

Material Grade - API 5L X60 PSL2 API 5L X60 PSL2

Manufacturing Process - Seamless Seamless

NPS inch 12 12

OD inch 12,75 12,75

ID inch 11,75 11,75

Thickness inch 0,5 0,5

Carbon Steel Material Density Lb/in3 0,283 0,283

Corrosion Coating Material - 3LPE 3LPE

Corrosion Coating Density Lb/in3 0,033 0,033

Corrosion Coating OD inch 12,95 12,95

Corrosion Coating Thickness inch 0,1 0,1

Design Temperature ℉ 73,4 73,4

Design Pressure psi 1603 1603

Hydrotest Temperature ℉ 83,75 83,75

Hydrotest Pressure psi 3625,94 3625,94

Ambient Temperature ℉ 59 59

Density of Content Lb/in3 0,0065 0,0065

Water Depth inch 0,74 0,74

Seawater Density Lb/in3 0,0371 0,0371

Poisson's Ratio - 0.3

Carbon Steel SMYS psi 60190,7

38

Description Unit Pipeline

Carbon Steel SMTS psi 75419,6

Concrete Density Lb/in3 0,1098 -

Concrete Thickness Coating inch 15,748 -

4.2 Perhitungan Berat Pipa (Down Forces)

Perhitungan berat pipa yang terjadi pada area pipeline memiliki panjang

pipeline sebesar 132,3818 ft, pembagian panjang per segmennya ialah sebesar 40,0262

ft atau 480,315 inch. Untuk menentukan nilai berat pipa dapat dihitung dengan

menggunakan Persamaan 2.1 dengan berpedoman data material pada Tabel 4.1

Properti Data Material Pipeline dan Riser.

4.2.1 Berat Pipa

- Persamaan 2.1

𝑊pipa(st)= 𝜋

4 (OD2−ID2) . 𝜌𝑠𝑡 . g

= 0,25 x 3,14 x (12,75 in2 – 11,75 in2 ) x 0,283 lb/in3

= 5,4428 lb/in : 1000

= 0,0054 lb/in x g

= 0,0054 lb/in x 386,2205 ln.in/ s2

= 2,1021 lbf

Hasil dari perhitungan berat pada pipa NPS 12 yakni sebesar 2,1021 lbf.

39

4.2.2 Berat corrosion coating

Perhitungan berat pipa yang terjadi pada area pipeline terdiri atas luas

penampang berserta coatingnya. Hal ini untuk menentukan nilai berat corrosion

coating dapat dihitung dalam perhitungan menggunakan Persamaan 2.2

- Persamaan 2.2

𝑊𝑐𝑜𝑟𝑟 = 𝜋

4. [(OD + 2𝑡coating)

2−OD2].𝜌coating . g

= 0,25 x 3,14 x ((12,95in +(2 x 0,10))2– 12,952 in) x 0,033 lb/in3

= 0,1368 lb/in : 1000

= 0,0001 lb/in x g

= 0,0001 lb/in x 386,2205 ln.in/ s2

= 0,0528 lbf

Hasil dari perhitungan berat corrosion coating pada pipa NPS 12 sebesar

0,0528 lbf.

4.2.3 Berat Total

Wtotal = Wst(pipa) + Wcoating

= 2,1021 lbf + 0,0528 lbf

= 2,155 lbf.

Dari perhitungan di atas, didapatkan nilai down force (Fd) pada pipa dengan NPS

12 sebesar 2,155 lbf. Yakni akumulasi beban dari berat pipa kosong dan berat corrosion

coatingnya. Setelah mengetahui nilai berat keduanya, maka dihitung faktor buoyancy

control.

4.3 Perhitungan Gaya Apung (Buoyancy/Up Forces)

Gaya Buoyancy pada pipa bawah laut memiliki kriteria jika ratio of buoyancy

lebih dari sama dengan 20%. Buoyancy yang terjadi pada pipa dipengaruhi oleh berat

pipa, dan berat dari material coating pipeline. Namun pada penerapannya, pipa

40

diasumsikan dalam keadaan kosong, hal ini ditujukan supaya berat fluida yang

dialirkan oleh pipa dapat dijadikan safety factor tambahan serta untuk pertimbangan

apabila pipa tidak digunakan untuk waktu yang lama.

- Persamaan 2.4

Fu = ρsw.𝜋. (𝑂𝐷+(2𝑥𝑡𝑤)2)

4

= 0,0033 lb/in3 x 0,25 x 3,14 x (12,75+(2x0,0033))2 in

= 5,0361 lb/in : 1000

= 0,0050 lb/in x g

= 0,0050 lb/in x 386,2205 ln.in/ s2

= 1,945 lbf

Hasil dari perhitungan gaya angkat keatas pada pipa NPS 12 sebesar 1,945 lbf.

Pada area laut, kriteria penerimaan pipeline aman dari gaya buoyancy adalah

lebih besar dari 20%. Maka untuk mengetahuinya dilakukan analisa gaya buoyancy

pipa seperti pada Persamaan 2.4 dan safety factor pada Persamaan 2.3 berikut yaitu.

- Persamaan 2.3

Safety Factor (SF) = Down Force− Up Force

Up Force ≥ 20%.

= Fd−Fu

𝐹𝑢 ≤ 20%.

= 2,155 lbf −1,945 lbf

1,945 lbf

= 0,1079

≈ 10,79 % ≤ 20%.

Hasil dari nilai buoyancy sebesar 0,1079. Karena 0,1079 lebih kecil dari 0,2 ,

maka tidak memenuhi kriteria penerimaan yang disyaratkan. Jadi pipa NPS 12

mengalami gaya buoyancy.

41

4.4 Analisa Allowable Span

Dalam penentuan penempatan allowable span yang benar akan berpengaruh

dalam mendesain penempatan concrete saddle weight yang tepat. Perhitungan nilai

Allowable Span berdasarkan pada perhitungan nilai limitation of stress dan juga pada

nilai limitation of deflection.

Sebelum mengatahui nilai dari jarak antar support yang akan diperhitungkan

dan yang akan didesain pada pipeline yang memiliki NPS 12, terlebih dahulu harus

mengetahui nilai section modulus (z) dan juga nilai tegangan materialnya (Sh), dan

berikut hasil Tabel 4.2 Nilai section modulus (Z) dan Moment Inertia ( I ), dan Tabel

4.3 Nilai Tegangan Ijin Material.

- Section Modulus ( Z ) dan Moment Inertia ( I )

Nilai section modulus ( Z ) dan Moment Inertia ( I ) terdapat pada (Table A4)

yang terdapat pada pipe stress analisys sumber dari sam kanapan akan digunakan

dalam perhitungan nilai Allowable Span berdasarkan pada perhitungan nilai limitation

of stress dan juga pada nilai limitation of deflection. Dan berikut Tabel 4.2 Nilai section

modulus (Z) dan Moment Inertia ( I ) :

42

Gambar 4. 1 Tabel Nilai section modulus (Z) dan Moment Inertia ( I )


43



Berdasarkan Gambar 4.1 dan Gambar 4.2 Nilai Section Modulus (Z) dan

Moment Inertia (I) didapatkan nilai section modulus (Z) dan Moment Inertia ( I ) pada

pipa dengan NPS 12 sch 80S sepanjang 40,0262 ft ialah sebesar 56,7 inch3 untuk NPS

12 dan 237 inch3 untuk diameter 16 inch concrete weight coating , sedangkan untuk

44

nilai moment of inertia ialah sebesar 362 in4 NPS 12 dan 1890 in4 untuk diameter 16

inch concrete weight coating.

- Nilai tegangan ijin allowable tensile stress

Pada temperatur 100℉ yang digunakan sebagai acuan adalah nilai tegangan ijin

berdasarkan temperatur terendah pada ASME B31.3 2004 yang ditunjukkan pada

Gambar 4.2 sebagai berikut.

Gambar 4. 3 Tabel Nilai Tegangan Ijin Material

(sumber : ASME B31.3 2004)

Berdasarkan dari Gambar 4.2 Nilai Tegangan Ijin Material didapatkan nilai dari

allowable tensile stress pada temperatur tinggi (psi) ialah sebesar 25000 psi.

Dan sebelum melakukan perhitungan nilai Allowable Span berdasarkan pada

perhitungan nilai limitation of stress dan juga pada nilai limitation of deflection, akan

ditentukan terlebih dahulu berat pipa, berat content, dan juga berat dari corrosion

45

coating yang akan mempengaruhi pada nilai perhitungan Allowable Span, Dan

perhitungan allowable span pada pipa dengan NPS 12 ialah penjumlahan dari nilai

berat pipa, berat content, dan juga berat dari corrosion coating, sedangkan untuk

concrete weight coating dengan diameter 16 inch 12 ialah penjumlahan dari nilai berat

pipa, berat content, berat corrosion coating dan juga berat dari concrete coating.

- Berat pipa (Wst) = ¼ x 𝜋 x (OD2-ID2) x 𝜌pipa

= ¼ x 3.14 x (12,752-11,752) in2 x 0,283 lb/in3

= 5,4428 lb/in

- Berat corr (Wcoating) = 𝜋

4. [(OD + 2𝑡coating)

2−OD2].𝜌coating

= 0,25 x 3,14 x ((12,95in +(2 x 0,10))2– 12,952 in) x 0,033

lb/in3

= 0,1368 lb.in

- Berat Total = berat pipa + berat corrosion coating

= 5,4428 lb/in + 0,1368 lb/in

= 5,5796 lb/in

= 66,9552 lb/ft

Dan setelah melakukan perhitungan berat pipa, dan juga berat dari corrosion

coating, maka akan melakukan perhitungan nilai Allowable Span berdasarkan pada

perhitungan nilai limitation of stress dan juga pada nilai limitation of deflection,

limitation of stress Ls = √0,4.𝑍.𝑆ℎ

𝑊

=√0,4 𝑥 56,7 𝑥 25000

66,9552

= 92,0236 ft

46

limitation of deflection Ls = √∆ 𝐸 𝐼

13.5 𝑥 𝑊

4

= √30x106 psi 𝑥 362

13.5 𝑥 66,9552

4

= 58,8746 ft

Dan berdasarkan dari perhitungan antara limitation of stress dan limitation of

deflection akan dipilih nilai yang paling kecil yakni pada limitation of deflection

dengan nilai sebesar 58,8746 ft.

Maka,

- Jumlah Support Desain pada pipeline

= 𝑃𝑎𝑛𝑗𝑎𝑛𝑔 𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑃𝑖𝑝𝑒𝑙𝑖𝑛𝑒

𝐿𝑠

= 132,3818

58,8746

= 2,2485

≈ 2 buah

Hasil dari perhitungan Allowable span pipeline dengan NPS 12, maka akan

didesain sejumlah 2 support atau desain saddle concrete weight pada pipeline dengan

NPS 12 sepanjang 132,3818 ft.

4.5 Desain Concrete Weight Coating

Concrete weight coating merupakan salah satu metode yang digunakan sebagai

anti buoyancy control pada pipeline bawah laut. Ketebalan lapisan concrete

disesuaikan dengan kebutuhan untuk menangani buoyancy yang terjadi ketika

melakukan kalkulasi sebelumnya. Dimana berat dari lapisan concrete harus lebih besar

dari buoyancy force yang terjadi. Untuk data thickness dan density bisa dilihat pada

Tabel 4.5. Desain concrete weight coating dengan menambahkan lapisan beton pada

pipa sepanjang 40,0262 ft. Perhitungan berat yang dibutuhkan ialah sebagai berikut :

47

- Tebal Minimum Concrete Weight Coating

Tcwc = 1,5748 inch (spesifikasi perusahaan)

- Diameter Luar Concrete

Dconcrete = ODpipa + 2Tcoating + 2Tcwc

Dconcrete = 12,75 in + 2 x 0,1 in + 2 x 1,5748 in

Dconcrete = 16,0996 in

- Berat Concrete Weight Coating (Wcwc)

(Wcwc) = 𝜋

4 (ODcwc

2−ID2) . 𝜌𝑐𝑤𝑐

= 0,25 x 3,14 x (16,09962 – 12,752) in 2 x 0,1098 lb/in3

= 8,3292 lb/in

- Berat Total = berat pipa + berat corrosion coating + berat cwc

= 5,4428 lb/in + 0,1368 lb/in + 8,3292 lb/in

= 13,9088 lb/in

= 13,9088 lb/in x L

= 13,9088 lb/in x 408,4149 in

= 6680,6039 lb

- Berat Air yang Tergantikan

(Fbcwc) = 𝜋

4 (ODcwc

2) . 𝜌𝑠𝑒𝑎𝑤𝑎𝑡𝑒𝑟

= 0,25 x 3,14 x (16,09962) x 0,0371 lb/in3

= 7,5487 lb/in

= 7,5487 lb/in x L

= 7,5487 lb/in x 480,3149 in

= 3536,2431 lb

48

- Berat Efektif Pipa Persatuan Panjang ( Weff)

( Weff) = WTotal - Fbcwc

= 6680,6039 lb - 3536,2431 lb

= 3144,3608 lb

- Safety Factor (SF)

SF = Down Force− Up Force

Up Force ≤ 0,2

= Wtotal−Weff

𝐹𝑏𝑐𝑤𝑐 ≤ 0,2

= 6680,6039 lb−3144,3608 lb

3536,2431 lb ≤ 0,2

= 1 ≥ 0,2

Hasil dari perhitungan di atas bisa diketahui bahwa hasil perhitungan safety

factor tersebut setelah ditambahkan pemberat concrete weight coating adalah 1 dan

telah melebihi nilai 0,2 sebagai safety factor. Sehingga pipa tersebut sudah bisa

dinyatakan aman dari buoyancy, maka akan didesain dengan detail concrete weight

coating yang dapat dilihat pada (lampiran).

4.6 Desain Concrete Saddle Weight

Concrete Saddle Weight merupakan salah satu pemberat yang digunakan

sebagai metode anti buoyancy control pada pipeline bawah laut. Peletakan dari

Concrete Saddle Weight berdasarkan pada nilai perhitungan allowable span.

Pada gambar yang tertera pada (lampiran) terlihat pada tampak samping dapat

menentukan luasan Concrete Saddle Weight dengan membagi menjadi 5 bagian untuk

mempermudah perhitungan dan kelima bagian dapat dilihat pada Gambar 4.3.

Luas = l x T

49

.

Luas = 1/3 x l x T

Gambar 4. 4 Detail luasan Concrete Saddle Weight dengan membagi menjadi 5 bagian


Tabel 4. 2 Data luas desain Saddle Concrete Weight

Sisi No Lebar Tinggi Luas

1 13,18” 21,65” 285,35”

2 12,99” 8,66” 112,49”

3 13,18” 21,65” 285,35”

4 6,49” 6,47” 41,99”

5 6,49” 6,47” 41,99”

Tabel 4.2 merupakan hasil dari perhitungan luas tiap bagian di luasan sisi

saddle concrete weight, dan hasil dari setiap bagian di jumlahkan dan mendapatkan

nilai luasan sebesar 767,17 inchi.

Diketahui :

- Luas saddle concrete weight (A) = 767,17 inchi2

- Panjang saddle concrete weight (L) = 39,37 inchi

Volumescw = A x L

= 767,17 inchi2 x 39,37 inchi

= 30230,4829 inch3

- Berat Saddle Concrete Weight (Wscw)

(Wscw) = 1543,25 lb

= Berat sow (Wscw)

Panjang 𝑠𝑎𝑑𝑑𝑙𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑐𝑟𝑒𝑡𝑒 𝑤𝑒𝑖𝑔ℎ𝑡 (L)

50

= 1543,25 lb

39,37 𝑖𝑛

= 39,1986 lb/in

- Berat Total = berat pipa + berat corrosion coating + berat scw

= 5,4428 lb/in + 0,1368 lb/in + 39,1986 lb/in

= 44,7782 lb/in

= 44,7782 lb/in x L

= 44,7782 lb/in x 689,37007 in

= 30868,7508 lb

- Berat Air yang Tergantikan

(Fbscw) = Volume scw . 𝜌𝑠𝑒𝑎𝑤𝑎𝑡𝑒𝑟

= 30203,48 in3 x 0,0371 lb/in3

= 1120,549 lb

- Berat Efektif Pipa Persatuan Panjang ( Weff)

Weff = WTotal - Fbcwc

= 30868,7508 lb - 1120,549 lb

= 29748,2019 lb

- Safety Factor (SF) = Down Force− Up Force

Up Force ≤ 0,2

= Wtotal−Weff

𝐹𝑏𝑠𝑐𝑤 ≤ 0,2

= 30708,9970 lb−29748,2019 lb

1120,549 lb ≤ 0,2

= 0,8574 ≥ 0,2

Hasil dari perhitungan di atas bisa diketahui bahwa hasil perhitungan safety

factor tersebut setelah ditambahkan pemberat saddle concrete weight adalah 0,8574

51

dan telah melebihi nilai 0,2 sebagai safety factor. Sehingga pipa tersebut sudah bisa

dinyatakan aman dari buoyancy, maka akan didesain dengan detail saddle concrete weight

yang dapat dilihat pada (lampiran).

4.7 Perhitungan Beban Gelombang dan Arus Pada Riser

Pada laut terdapat gelombang yang pergerakannya naik dan turun dengan arah

tegak lurus permukaan air laut yang disebabkan oleh angin, sedangkan untuk

pergerakan arus dipengaruhi oleh arah angin, perbedaan tekanan air, perbedaan

densitas air, arus permukaan dan lain lain. Riser didefinisikan sebagai bagian pipa

vertikal atau near-vertical yang menghubungkan fasilitas pada topsides dengan subsea

pipeline, maka dari itu terdapat pergerakan gelombang dan arus yang akan

menghantam pada bagian sisi riser arah north south seperti pada Gambar 4.4, dan

terdapat pula data yang disajikan dalam Tabel 4.3 tentang data velocity dan

acceleration gelombang dan arus yang terjadi pada kedalaman 0-17 meter.

52

Gambar 4. 5 Riser

Tabel 4. 3. Data Kecepatan dan Percepatan pada Gelombang

DEPTH (ft) WAVE (ft/s) CURRENT (ft/s) ACCELERATION (ft/s2)

0 4.264 0 2.132

3,280 3.936 1.2464 2.132

5,652 3.936 1.7712 2.132

9,842 3.608 2.1648 1.9024

13,123 3.28 2.5256 1.9024

16,404 2.952 2.8208 1.9024

19,685 2.952 3.0832 1.7056

22,966 2.624 3.3456 1.64

26,247 2.296 3.5752 1.64

53

DEPTH (ft) WAVE (ft/s) CURRENT (ft/s) ACCELERATION (ft/s2)

29,527 1.968 3.772 1.64

32,808 1.64 3.9688 1.64

36,089 1.312 4.1656 1.476

39,370 0.984 4.3624 1.476

42,651 0.656 4.5264 1.476

45,932 0.328 4.7232 1.312

49,212 0 4.8872 1.312

4.7.1 Beban Gelombang

Persamaan Morison menyatakan bahwa gaya gelombang merupakan

penjumlahan dari force drag (FD) yang muncul akibat kecepatan seawater dan force

inersia (FI) akibat percepatan partikel seawater.

- Force Drag (FD)

Besar force drag dapat di formulasikan dengan menggunakan Persamaan 2.16.

FD = 𝑤

2𝑔 . 𝐶𝐷 . 𝐴. 𝑈 |𝑈|

= 64,1088 lb/ft3

2 𝑥 32,1850 ft/s2 x 1.0 x 1,0792 ft x 4,264 ft/s . |4,264𝑓𝑡/𝑠|

= 19,542 lb/ft

Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai gaya drag yang terjadi

pada riser adalah 19,542 lb/ft.

- Force Inertia (FI)

Besar force inertia dapat dirumuskan dengan menggunakan Persamaan 2.17.

FI = 𝜋 .𝐷2

4 .

𝑤

𝑔 . CM .

𝑑𝑢

𝑑𝑡

= 3,14 𝑥 1,0792 2ft

4 x

64,1088 lb/ft3

32,1850 ft/s2 x 2,0 x 2,132 ft/s2

= 7,765 lb/ft

54


pada riser adalah 7,765 lb/ft.


inertia, berikut ini adalah Persamaan 2.18 dari yang akan dijumlahkan.

- FGelombang = FD + FI

= 19,542 lb/ft + 7,765 lb/ft

= 27,307 lb/ft

Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai beban gelombang

yang terjadi pada riser yakni sebesar 27,307 lb/ft. Untuk mengetahui hasil seluruhnya

dari perhitungan beban gelombang berdasarkan persamaan morison equation yang

merupakan penjumlahan dari gaya drag yang muncul akibat kecepatan seawater dan

gaya inersia akibat percepatan partikel seawater dapat dilihat pada Tabel 4.4.

Tabel 4. 4 Hasil Perhitungan Gaya Drag dan Gaya Inertia

GELOMBANG

DEPTH (m) GAYA DRAG (lb/ft) GAYA INERTIA (lb/ft) TOTAL (lb/ft)

0 19.5421 7.7652 27.3073

3,280 16.6512 7.7652 24.4165

5,652 16.6512 7.7652 24.4165

9,842 13.9916 6.9290 20.9206

13,123 11.5633 6.9290 18.4923

16,404 9.3663 6.9290 16.2953

19,685 9.3663 6.2122 15.5785

22,966 7.4005 5.9733 13.3738

26,247 5.6660 5.9733 11.6393

29,527 4.16281 5.9733 10.1361

32,808 2.8908 5.9733 8.8641

36,089 1.8501 5.9733 7.2261

39,370 1.0407 5.9733 6.4166

42,651 0.4625 5.9733 5.8385

55

DEPTH (m) GAYA DRAG (lb/ft) GAYA INERTIA (lb/ft) TOTAL (lb/ft)

45,932 0.1156 4.7786 4.8942

49,212 0 4.7786 4.7786

Dari Tabel 4.4 Hasil Perhitungan Gaya drag dan Gaya Inertia tersebut bisa

diketahui bahwa hasil dari penjumlahan dari gaya drag yang muncul akibat kecepatan

seawater dan gaya inersia akibat percepatan partikel seawater. Untuk mengetahui nilai

titik pusat dalam luasan gelombang yang menghantam pipa vertical atau riser, maka

dilakukan add trendline dalam software Microsoft Excel untuk mengetahui fungsi (x)

yang akan di perhitungkan dengan persamaan integral hingga menemukan beban

terpusat terhadap luasan ( atau R) sebagai berikut

Gambar 4. 6 Grafik Hasil Perhitungan Morison Equation pada Beban Gelombang

Berdasarkan Gambar 4.5 Grafik Hasil Perhitungan Morison Equation pada

Beban Gelombang persamaan fungsi (x) sebesar y = 1,6079x berdasarkan grafik nilai

yang terdapat pada garis hitam., dan untuk keterangan garis putus-putus ialah

penambahan trendline eksponensial terhadap luasan R berada pada diatas garis nilai

y = 1.6079x

R² = 0.9913

Morison Equation pada Beban Gelombang

49,2

39,4

29,5

16,4

9,8

0

Dep

th (

ft)

0 5 10 15 20 25

Total Beban Gelombang (lb/ft)

56

dari grafik, maka luasan R terjadi terhadap sumbu Y, untuk itu akan persamaan fungsi

(x) akan digantikan dengan persamaan fungsi (y) dengan hasil sebagai berikut.

x = 𝑦

1,6079

f (y) = 𝑦

1,6079

Dengan satuan f(y) ialah (lb/ft), f(y) dapat disebut seperti luasan (atau R), maka

menggunakan rumus perhitungan integral limit untuk mengetahui nilai force pusat

yang terjadi pada beban gelombang. Berikut perhitungan integral limit f(y)

R = ∫ 𝑓(𝑦)𝑑𝑦𝑏

𝑎

= ∫𝑦

1,6079

𝑏

𝑎 𝑑𝑦

= ∫𝑦

1,6079

49,2

0 𝑑𝑦

= 1

1,0679 (

1

2 𝑦2) ∫

49,2

0

= 1,244 (𝑦2) ∫49,2

0

= 1,244 [(49,22) − (02)]

= 3011,2762 lb

Berdasarkan hasil integral fungsi y diatas, hasil nilai tersebut akan di input

kedalam software CAESAR II sebagai nilai forces sebesar 3011,2762 lb, setelah itu

dilanjutkan mencari nilai moment, sebelum itu untuk mengetahui posisi kedalaman

terhadap titik pusat luasan R dilakukan integrasi sebagai berikut.

f (y) = 𝑦

1,6079

R = 1,244 (𝑦2)

57

y2 = 𝑅

1,244

= 3011.2762

1,244

= 2420,64

=√2420,64

= 49 ft

Hasil posisi kedalaman atau y terhadap titik pusat luasan R ialah 49 ft yang

tepat berada pada sisi permukaan air laut sesuai dengan Gambar 4.6 sebagai berikut

Gambar 4. 7 Letak Titik Pusat dari Beban Gelombang

Kemudian untuk mengetahui nilai moment yang terjadi pada pipeline, hasil dari

perhitungan perkalian antara luasan (R ) dengan kedalaman (y), maka

58

Moment = R x y

= 3011,2762 lb x 49 ft

= 148154,79 lb.ft

Hasil momen dengan posisi kedalaman 49 ft dan luasan R 3011,2762 lb

menghasilkan momen yang terjadi sebesar 148154,79 lb.ft, maka hasil dari momen lb

tersebut yang akan di input kedalam software CAESAR II pada node 10. Sesuai

Gambar 4.7 ialah contoh penerapan momen yang akan terjadi pada pipeline karena

pengaruh beban pada riser.

Gambar 4. 8 Penggambaran letak momen yang terjadi

4.7.2 Beban Arus

Beban arus merupakan penjumlahan dari gaya drag yang muncul akibat

kecepatan seawater dan suatu arus juga menginduksi gaya yang bervariasi waktu

nonlinier melintang ke arah dari arus yang dikenal sebagai gaya angkat.

- Gaya Drag

Besar gaya drag dapat di formulasikan dengan menggunakan Persamaan 2.19.

FD = 𝑤

2𝑔 . 𝐶𝐷 . 𝐴. 𝑈 |𝑈|

= 64,1088 lb/ft3

2 𝑥 32,1850 ft/s2 x 1.0 x 1,0792 ft . 4,887 ft/s . 4,887 ft/s

= 25,6717 lb/ft

59


pada riser adalah 25,6717 lb/ft

- Gaya Angkat

FL = 1

2 . 𝜌𝑊 . D. CL . 𝑈2

= 64,1088 lb/ft3

2 x 0,0 x 1,0792 ft . 4,8872 ft/s

= 0 lb/ft

Dari hasil perhitungan diatas berdasarkan Persamaan 2.20 dapat diketahui

bahwa nilai gaya lift yang terjadi pada riser adalah 0 lb/ft. Dan nilai dari gaya arus ialah

gabungan antara gaya drag dengan gaya lift, berikut ini adalah Persamaan 2.21 dari

gaya-gaya yang akan dijumlahkan.

F = FD + FL

= 25,6717 lb/ft + 0 lb/ft

= 25,6717 lb/ft

Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai beban arus yang

terjadi pada riser yakni sebesar 25,6717 lb/ft yang akan di input dalam software

CAESAR II untuk nilai pembebanan. Untuk mengetahui hasil perhitungan seluruhnya

dari nilai gaya arus yang merupakan penjumlahan dari gaya drag yang muncul akibat

kecepatan seawater dan gaya lift akibat menginduksi gaya yang bervariasi waktu

nonlinier melintang ke arah dari arus dapat dilihat pada Tabel 4.5.

60

Tabel 4. 5 Hasil Perhitungan Gaya Drag dan Gaya Lift

ARUS

DEPTH (m) GAYA DRAG (lb/ft) GAYA LIFT (lb/ft) TOTAL (lb/ft)

0 0 0 0

3,280 1.669748092 0 1.669748

5,652 3.371873571 0 3.371874

9,842 5.036996323 0 5.036996

13,123 6.855911661 0 6.855912

16,404 8.552255464 0 8.552255

19,685 10.21737822 0 10.21738

22,966 12.03051188 0 12.03051

26,247 13.73841903 0 13.73842

29,527 15.2925336 0 15.29253

32,808 16.92990431 0 16.9299

36,089 18.65053115 0 18.65053

39,370 20.45441413 0 20.45441

42,651 22.02124839 0 22.02125

45,932 23.97776762 0 23.97777

49,212 25.67179875 0 25.6718

Dari Tabel 4.5 Hasil Perhitungan Gaya drag dan Gaya Lift tersebut bisa

diketahui bahwa hasil dari penjumlahan dari gaya drag yang muncul akibat kecepatan

seawater dan gaya lift akibat menginduksi gaya yang bervariasi waktu nonlinier

melintang ke arah dari arus. Dan untuk hasil perhitungan yang akan di input kedalam

software CAESAR II yakni hasil perhitungan yang memiliki nilai yang paling besar,

dan yang memiliki nilai paling besar yakni pada kedalaman 15 meter atau setara di atas

permukaan air laut yaitu sebesar 25,6718 lb/ft, Dan hasil tersebut dapat dibuat grafik

untuk memperkuat opsi penentuan titik 15 meter yang memiliki nilai terbesar dan akan

diinput dalam software CAESAR II.

61

Gambar 4. 9 Hasil Perhitungan Morison Equation pada Beban Arus

(Sumber : Penyusun)

B

10 m

D F

5 m

A C

Gambar 4. 10 Arah titik pusat Gaya Arus

(Sumber : Formula Matematika)

DEP

TH (

FT)

Total Beban Arus (lb/ft)

Morison Equation Pada Beban Arus

49,2

39,4

29,5

16,4

9,8

0

0 5 10 15 20 25 30

62

Dari Gambar 4.9 Arah titik pusat Gaya Arus hasil tersebut dapat diketahui dari

rumus segitiga siku-siku sederhana yakni

Titik Pusat = 1

3 𝐴𝐵

= 1

3 x 15 m

= 5 m

Maka, jarak antara permukaan A ke titik pusat D ialah 5 meter, berikut Gambar

4.10 ilustrasi gambar penempatan titik pusat pada riser.

Gambar 4. 11 Letak Titik Pusat dari Beban Gelombang

(Sumber : penyusun)

63

Jadi menghasilkan

AB = 15 m = 49,2126 ft

AD = 5 m = 16,4042 ft = 196,8504 in

AC = 25,6712 lb/ft

Luasan Segitiga = ½ x AB x AC

= ½ x 49,2126 ft x 25,6712 lb/ft

= 630,3445 lb

Maka, hasil dari luasan segitiga tersebut menjadi gaya yang akan di input kedalam

sotware CAESAR II, dan untuk nilai momen yang akan terjadi adalah

Momen = F x L

= 630,3445 lb x 16,4042 ft

= 10340,2972 lb.ft

Hasil momen dengan posisi kedalaman 16,4042 ft dan luasan segitiga sebesar

630,3445 lb menghasilkan momen yang terjadi sebesar 31020,8917 lb.ft, maka hasil

dari momen tersebut yang akan di input kedalam software CAESAR II pada setiap

node. Sesuai Gambar 4.11 ialah contoh penerapan momen yang akan terjadi pada

pipeline karena pengaruh beban pada riser.

Gambar 4. 12 Penggambaran letak momen

(Sumber : Penyusun)

64

Mtotal = Momen Gelombang + Momen Arus

= 148154,79 lb.ft + 31020,8917 lb.ft

= 179175.682 lb.ft

Momen total yang akan di input kedalam software CAESAR II pada node 10

antara penjumlahan total beban arus dan beban gelombang ialah sebesar 179175.682

lb.ft

4.7.3 Beban Pipeline

- Pipeline span NPS 12

Berdasarkan Gambar 4.12 ialah pembagian node momen yang akan terjadi pada

pipeline karena pengaruh beban pipa dan panjang span.

Gambar 4. 13 Penggambaran letak momen-momen pada pipeline

(Sumber : Penyusun)

Perhitungan momen yang terjadi pada pipeline pada node 30-60 dan seterusnya

berdasarkan rumus momen pada Applied Statics and Strength of Material Handbook,

momen tersebut yang akan di input kedalam software CAESAR II. Metode yang sangat

mudah untuk menemukan bending momen pada continuous beams yang tejadi pada

tiga penyangga dari dua span dan hal tersebut biasa disebut teorema tiga momen.

Setelah momen pada support telah dihitung, geser, reaksi, dan momen pada berbagai

titik dapat ditentukan dengan menggunakan persamaan static equilibrium.

Dan berikut Gambar 4.13 Simple Beam and Loading ialah rumus momen bending

berdasarkan berdasarkan Applied Statics and Strength of Material Handbook.

65

Gambar 4. 14 Simple Beam and Loading

(Sumber : Applied Statics and Strength of Material Handbook.)

Momen negatif akan diasumsikan dan dihasilkan komponen kemiringan seperti

berikut

𝜃𝐵1

′ = 𝜃𝐵1 + 𝜃𝐵𝐵1

+ 𝜃𝐵𝐴

𝜃𝐵2

′ = 𝜃𝐵2 + 𝜃𝐵𝐵1

+ 𝜃𝐵𝐶

Kemiringan 𝜃𝐵1

′ dan 𝜃𝐵2

′ harus memiliki besar yang sama, tetapi memiliki tanda

yang berlawanan, jadi

𝜃𝐵1

′ = - 𝜃𝐵2

′

Hasil Subsitusi,

𝜃𝐵1 + 𝜃𝐵𝐵1

+ 𝜃𝐵𝐴 = - (𝜃𝐵2

+ 𝜃𝐵𝐵1 + 𝜃𝐵𝐶

)

𝑊1 𝐿13

24𝐸𝐼 +

𝑀𝐵 𝐿1

3𝐸𝐼 +

𝑀𝐴 𝐿1

6𝐸𝐼 = -

𝑊2 𝐿23

24𝐸𝐼 -

𝑀𝐵 𝐿2

3𝐸𝐼 -

𝑀𝐶 𝐿2

6𝐸𝐼

Dan disederhanakan menjadi,

𝑀𝐴𝐿1+ 2𝑀𝐵(𝐿1 + 𝐿2) + 𝑀𝐶𝐿2 = - 𝑊1 𝐿1

3

4 -

𝑊2 𝐿23

4

66

Hasil persamaan tersebut disubsitusikan dalam data perhitungan weight total dan

panjang hasil perhitungan span berdasarkan sam kanapan handbook dan pada free body

diagram pada Gambar 4.14 sebagai berikut

w = 75,4092 lb/ft

Gambar 4. 15 Free Body Diagram

( Sumber : Penulis)

Berdasarkan pada gambar point 1, point 2, dan point 3, dengan W = 75,4092

lb/ft dan L1 = 0, L2 = 58,8746 ft

M1(0) + 2 M2 (0 + 58.8746) + M3 (58.8746) = -0 – 75,4092 x 58,87463

4

117,7492 M2 + 58.8746 M3 = -3847230,886.………………….……..…………..(1)


lb/ft dan L2 =L3 = 58,8746 ft

M2(58.8746) + 2 M3 (58.8746 + 58.8746) + M4 (58.8746) = –

75,4092 x 58,87463

4−

75,4092 x 58,87463

4

58.88746 M2 + 235,4984 M3 + 58.8746 M4 = -7694461,772………………(2)


lb/ft dan L3 =L4 = 58,8746 ft

M3(58.8746) + 2 M4 (58.8746 + 18,0814) + M5 (18,0814) = –

75,4092 x 58,87463

4−

75,4092 x 18,08143

4

58.88746 M3 + 153,912 M4 + 18,0814 M5 = -3958675,864...………………(3)

1

2 3 4 5

6

58,8746 ft 58,8746 ft 18,0814 ft

67


lb/ft dan L4 = 58,8746 ft, dan L5 = 0

M4(18,0814) + 2 M5 (18,0814 + 0) + M6 (0) =– 75,4092 x 18,08143

4 -0

18,0814 M4 + 36,1628 M5 + 0 = -111444,9782..…………….……..……………..(4)

Kemudian untuk mencari nilai M2, M3, M4, dan M5 dilakukan perhitungan

dengan menggunakan persamaan matematika 4 variable sederhana sebagai berikut,

(1)

117,7492 M2 + 58.8746 M3 = -3847230,886

M3 = −3847230,886− 117,7492 𝑀2

58.8746 ……………………………………………….………………(5)

(2) dan (5)

58.88746 M2 + 235,4984 M3 + 58.8746 M4 = -7694461,772

58.88746 M2 + 235,4984 −3847230,886− 117,7492 M2

58.8746 + 58.8746 M4 =

−7694461,772

M4 = −7694461,772+ 412,1222𝑀2

58.8746………………………………...………………….…………(6)

(3), (5), dan (6)

58.88746 M3 + 153,912 M4 + 18,0814 M5 = -3958675,864

58.88746 −3847230,886− 117,7492 𝑀2

58.8746 + 153,912

−7694461,772+ 412,1222𝑀2

58.8746+

18,0814 M5 = -3958675,864

M5 = −20226571,02+ 959,6202𝑀2

18,0814…………………………………………………….…………(7)

(4),(6) dan (7)

18,0814 M4 + 36,1628 M5 + 0 = -111444,9782

18,0814 −7694461,772+ 412,1222𝑀2

58.8746 + 36,1628

−20226571,02+ 959,6202𝑀2

18,0814 + 0 = -

111444,9782

M2 = −26347,4677……………………………………………………………………………(8)

68

(5), dan (8)

117,7492 M2 + 58.8746 M3 = -3847230,886

117,7492(−26347,4677) + 58.8746 M3 = -3847230,886

M3 = -12651,2561……………………………………………………………..………………(9)

(2), (8), dan (9)

58.88746 M2 + 235,4984 M3 + 58.8746 M4 = -7694461,772

58.88746 (−26347,4677) + 235,4984 (-12651,2561) + 58.8746 M4 = -

7694461,772

M4 = -53739,8909……………………………………………………………..……………(10)

(4) dan (10)

18,0814 M4 + 36,1628 M5 + 0 = -111444,9782

18,0814 (-53739,8909) + 36,1628 M5 + 0 = -111444,9782

M5 = 23788,188

Dari hasil subsitusi diatas, nilai

M1 = 179175,682 lb.ft,↺

M2 = -26347,4677 lb.ft ↻

M3 = -12651,2561 lb.ft ↻

M4 = -53739,8909 lb,ft ↻

M5 = 23788,188 lb,ft ↺

dan M6 = 0 lb.ft

Dan nilai tersebut yang akan diinput kedalam beban moment/forces pada

software CAESAR II pada setiap node sesuai dengan point pada Gambar 4.14. Dan

untuk output hasil dari running CAESAR II setelah penambahan nilai pengaruh momen

bending pada pipeline dan juga riser yang telah dihitung, dan hasil output CAESAR

berupa nilai displacement seperti pada Tabel 4.6 Nilai displacement pada pipeline.

Tabel 4. 6 Nilai displacement pada pipeline scw

69

Node DX (in) DY (in) DZ (in) RX (deg) RY (deg) RZ (deg)

10 12.4756 0.1659 0 -0.2217 1.5274 0

20 11.636 0.044 0 -0.2219 1.5274 0

30 11.3331 0 0 -0.2219 1.5274 0

40 0.2679 -0.046 0 0.0919 0.4234 0

45 0 0 0 0.0362 0.3565 0

50 0.0814 -0.0609 0 0.0967 0.0844 0

55 0 0 0 0.0766 0.1555 0

60 0.0192 0.1482 0 0.0289 -0.166 0

- Pipeline span diameter 16 inch

Berdasarkan Gambar 4.12 ialah pembagian node momen yang akan terjadi pada

pipeline karena pengaruh beban pipa dan panjang span.

Gambar 4. 16 Penggambaran letak momen-momen pada pipeline

(Sumber : Penyusun)

Perhitungan momen yang terjadi pada pipeline pada node 30-60 berdasarkan

rumus momen berdasarkan Applied Statics and Strength of Material Handbook,

momen tersebut yang akan di input kedalam software CAESAR II. Metode yang sangat

mudah untuk menemukan bending momen pada continuous beams yang tejadi pada

tiga penyangga dari dua span dan hal tersebut biasa disebut teorema tiga momen.

Setelah momen pada support telah dihitung, geser, reaksi, dan momen pada berbagai

titik dapat ditentukan dengan menggunakan persamaan static equilibrium.

Dan berikut Gambar 4.13 Simple Beam and Loading ialah rumus momen bending

berdasarkan berdasarkan Applied Statics and Strength of Material Handbook.

70

Gambar 4. 17 Simple Beam and Loading

(Sumber : Applied Statics and Strength of Material Handbook.)

Momen negatif akan diasumsikan dan dihasilkan komponen kemiringan seperti

berikut

𝜃𝐵1

′ = 𝜃𝐵1 + 𝜃𝐵𝐵1

+ 𝜃𝐵𝐴

𝜃𝐵2

′ = 𝜃𝐵2 + 𝜃𝐵𝐵1

+ 𝜃𝐵𝐶

Kemiringan 𝜃𝐵1

′ dan 𝜃𝐵2

′ harus memiliki besar yang sama, tetapi memiliki tanda

yang berlawanan, jadi

𝜃𝐵1

′ = - 𝜃𝐵2

′

Hasil Subsitusi,

𝜃𝐵1 + 𝜃𝐵𝐵1

+ 𝜃𝐵𝐴 = - (𝜃𝐵2

+ 𝜃𝐵𝐵1 + 𝜃𝐵𝐶

)

𝑊1 𝐿13

24𝐸𝐼 +

𝑀𝐵 𝐿1

3𝐸𝐼 +

𝑀𝐴 𝐿1

6𝐸𝐼 = -

𝑊2 𝐿23

24𝐸𝐼 -

𝑀𝐵 𝐿2

3𝐸𝐼 -

𝑀𝐶 𝐿2

6𝐸𝐼

Dan disederhanakan menjadi,

𝑀𝐴𝐿1+ 2𝑀𝐵(𝐿1 + 𝐿2) + 𝑀𝐶𝐿2 = - 𝑊1 𝐿1

3

4 -

𝑊2 𝐿23

4

71

Hasil persamaan tersebut disubsitusikan dalam data perhitungan weight total dan

panjang hasil perhitungan span berdasarkan sam kanapan handbook dan pada free body

diagram pada Gambar 4.14 sebagai berikut

w = 75,4092 lb/ft

Gambar 4. 18 Free Body Diagram

( Sumber : Penulis)


lb/ft dan L1 = 0, L2 = 40,0262 ft

M1(0) + 2 M2 (0 + 40,0262) + M3 (40,0262) = -0 – 75,4092 x 40,02623

4

80,0524 M2 + 40,0262M3 = -1208919,619.………………….……..…………..(1)


lb/ft dan L2 =L3 = 40,0262 ft

M2(40,0262) + 2 M3 (40,0262+ 40,0262) + M4 (40,0262) = –

75,4092 x 40,02623

4−

75,4092 x 40,02623

4

40,0262 M2 + 160,1084 M3 + 40,0262 M4 = -2417839,237………………(2)


lb/ft dan L3 =L4 = 40,0262 ft

M3(40,0262) + 2 M4 (40,0262 ft + 40,0262 ft) + M5 (40,0262) = –

75,4092 x 40,0262 3

4−

75,4092 x 40,0262 3

4

40,0262 M3 + 160,1084 M4 + 40,0262 M5 = -2417839,237...………………(3)

1

2 3 4 5

40,0262 ft 40,0262 ft

6

40,0262 ft

72


lb/ft dan L4 = 40,0262 ft, dan L5 = 0

M4(40,0262) + 2 M5 (40,0262 + 0) + M6 (0) =– 75,4092 x 40,0262 3

4 -0

40,0262 M4 + 80,0524 M5 + 0 = -1208919,619..…………….……..……………..(4)

Kemudian untuk mencari nilai M2, M3, M4, dan M5 dilakukan perhitungan

dengan menggunakan persamaan matematika 4 variable sederhana sebagai berikut,

(1)

80,0524 M2 + 40,0262M3 = -1208919,619

M3 = −1208919,619− 80,0524 M2

40,0262 ……………………………………………….………………(5)

(2) dan (5)

40,0262 M2 + 160,1084 M3 + 40,0262 M4 = -2417839,237

40,0262M2 + 160,1084 −1208919,619− 80,0524 M2

40,0262 + 40,0262 M4 = -

2417839,237

M4 = 2417947,971+ 280,1834 𝑀2

40,0262 ………………………………...………………….…………(6)

(3), (5), dan (6)

40,0262 M3 + 160,1084 M4 + 40,0262 M5 = -2417839,237

40,0262 −1208919,619− 80,0524 M2

40,0262 + 160,1084

−1208919,619− 80,0524 M2

40,0262 +

40,0262 M5 = -2417839,237

M5 = 8462546,064 + 400,262 𝑀2

40,0262 ………………………………...………………….…………( (7)

(4),(6) dan (7)

40,0262 M4 + 80,0524 M5 + 0 = -1208919,619

40,0262 2417947,971+ 280,1834 𝑀2

40,0262 + 36,1628

8462546,064 + 400,262 𝑀2

40,0262 + 0 = -

1208919,619

M2 = −17601,8984……………………………………………………………………………(8)

73

(1), dan (8)

80,0524 M2 + 40,0262M3 = -1208919,619

80,0524 (−17601,8984) + 40,0262 M3 = -1208919,619

M3 = 5000,5894……………………………………………………………..………………(9)

(2), (8), dan (9)

40,0262 M2 + 160,1084 M3 + 40,0262 M4 = -2417839,237

40,0262 (−17601,8984) + 160,1084 (5000,5894) + 40,0262 M4 = -

2417839,237

M4 = -58006,5058……………………………………………………………..……………(10)

(4) dan (10)

40,0262 M4 + 80,0524 M5 + 0 = -1208919,619

40,0262 (-58006,5058) + 80,0524 M5 + 0 = -1208919,619

M5 = 13901,6492

Dari hasil subsitusi diatas, nilai

M1 = 179175,682 lb.ft ↺

M2 = −17601,8984lb.ft ↻

M3 = 5000,5894lb.ft ↺

M4 = -58006,5058lb,ft ↻

M5 = 13901,6492lb,ft ↺

dan M6 = 0 lb.ft

Dan nilai tersebut yang akan diinput kedalam beban moment/forces pada

software CAESAR II pada setiap node sesuai dengan point pada Gambar 4.14. Dan

untuk output hasil dari running CAESAR II setelah penambahan nilai pengaruh momen

bending pada pipeline dan juga riser yang telah dihitung, dan hasil output CAESAR

berupa nilai displacement seperti pada Tabel 4.7 Nilai displacement pada pipeline cwc.

Tabel 4. 7 Nilai displacement pada pipeline cwc

74

Nilai displacement pada concrete weight coating

Node Dx (in) Dy (in) Dz (in) Rx (in) Ry (in) Rz (in)

10 0 0.2436 0 -0.2717 0 0

20 0 0.1109 0 -0.2719 0 0

30 0 0 0 -0.2719 0 0

40 0 0 0 0.2811 0 0

50 0 0 0 -0.8585 0 0

60 0 -12.2497 0 -2.0025 0 0

4.8 Analisa Tegangan Pipeline setelah Penambahan Concrete Weight Coating

Perhitungan tegangan pipeline setelah penambahan concrete weight

berdasarkan pada ASME B31.8 tentang Gas Transmission and Distribution Piping

System.

4.9.1 Hoop Stress

- Perhitungan hoop stress yang dibutuhkan ialah sebagai berikut :

𝑆H = 𝑃𝐷

2.𝑡

= 1603 x 12.75 in

2 𝑥 0,5 in

= 20438,25 psi

Dari hasil perhitungan tersebut diperoleh nilai hoop stress sebesar 20438,25 psi,

dimana nilai tersebut dipengaruhi oleh nilai pressure, diameter serta ketebalan pipa.

Tegangan tersebut bekerja secara circumferential yang terjadi pada dinding pipa. Nilai

dari hoop stress dapat digunakan sebagai perhitungan nilai tegangan longitudinal pada

pipa akibat tekanan internal.

4.9.2 Tegangan Longitudinal pada pipeline

- Tekanan Internal Pipa

Perhitungan tegangan longitudinal pipa diakibatkan oleh tekanan dalam pipa

menggunakan persamaan 2.24. Nilai dari tegangan longitudinal dipengaruhi oleh nilai

75

tegangan hoop stress pipa. Perhitungan internal pressure stress yang dibutuhkan ialah

sebagai berikut :

𝑆P = 0.3 x 𝑆𝐻

= 0.3 𝑥 20438,25 psi

= 6131,4750 psi

Dari hasil perhitungan tersebut dapat diketahui bahwa nilai tegangan yang

terjadi adalah 6131,475 psi, dimana 0,3 merupakan koefisien poison ration untuk steel

pipe.

- Ekspansi Termal

Perhitungan tegangan longitudinal akibat ekspansi termal pada pipa dan nilai

modulus elastisitas didapatkan dari Tabel 2.2 dan juga 𝛼 untuk nilai koefisien ekspansi

termal didapatkan dari ASME B31.4 Table C-1 yang mana merupakan koefisien

ekspansi termal untuk material carbon and low alloy steel. Untuk mencari nilai α

dengan suhu 86℉ maka diperlukan interpolasi antara 70℉ dengan 200℉.

Nilai α 70−83,75

70−200 =

6,4−𝑥

6,4−6,7

−13,75

−130 =

6,4−𝑥

6,4−6,7

4,125 = - 832 + 130x

836,125 = 130 x

6,432 = x

Dari hasil perhitungan tersebut dapat diketahui bahwa nilai koefisien ekspansi

termal yang terjadi adalah 6,44 10-6 in/in/℉

𝑆𝑇 = 𝐸𝛼 (𝑇2 – 𝑇1)

= (29,5 𝑥 psi.106) 𝑥 6,432 10-6 in/in/℉ 𝑥 (83,75℉ − 73,4℉)

= 1966,2930 psi

76

Dari hasil perhitungan tersebut dapat diketahui bahwa nilai tegangan ekspansi

termal yang terjadi adalah 1966,2930 psi. Hasil dari perhitungan tersebut selanjutnya

akan digunakan untuk perhitungan total tegangan longitudinal efektif yang terjadi.

- Bending Stress

Bending Stress merupakan tegangan pada pipa lurus yang diakibatkan oleh

beban internal dan penagruh beban merata pada penambahan concrete weight coating.

Perhitungan dilakukan menggunakan Persamaan 2.26.

𝑊pipa(st) = 5,4428 lb/in

𝑊𝑐𝑜𝑟𝑟 = 0,1368 lb/in

W concrete = 8,3292 lb/in

Berat Total = berat pipa + berat corrosion coating + berat cwc

= 5,4428 lb/in + 0,1368 lb/in + 8,3292 lb/in

= 13,9088 lb/in

Dari hasil perhitungan tersebut dapat diketahui bahwa nilai berat total yang

terjadi adalah 13,9088 lb/in.

Gambar 4. 19 Rumus Simple beam and loading

(Sumber : Applied Statics and Strength of Material Handbook )

77

Dari Gambar 4.19 Rumus Simple beam and loading berdasarkan Applied

Statics and Strength of Material Handbook dapat disubsitusikan.

𝑀𝐵 =(Wst+Wcoating+W concrete ) x L2

8

= 13,9088

lb

in x 1588,5826 in 2

8

= 4387521,705 lb/in

Dari hasil perhitungan tersebut didapatkan nilai momen bending untuk pipa

lurus sebesar 4387521,705 lb/in. Dimana massa yang digunakan adalah massa pipa

setelah ditambahkan dengan corrosion coating dan berat concrete weigth coating. Dan

panjang pipa yang digunakan adalah berupa panjang pipe section yakni sebesar

1588,5826 inch. Hasil perhitungan momen bending digunakan untuk mengetahui nilai

bending stress yang terjadi. Sebelum mengetahui nilai bending stress, terlebih dahulu

mencari nilai section modulus pada concrete weight coating berdasarkan pada Gambar

4.20

78


(Sumber : Sam Kanapan Handbook )

SB = MB

Z

= 4387521,705 lb/in

237 in3

= 18512,7498 psi

Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai bending stress yang

terjadi pada pipa sebelum menerima beban tambahan dari pemberat adalah

18512,7498 psi.

79

- Total tegangan longitudinal

Tegangan longitudinal diperoleh dari nilai penjumlahan tegangan internal

pressure, bending stress dan expansion thermal stress. Dan dalam perhitungan dapat

dihitung dengan Persamaan 2.23 sebagai berikut :

|SL| = SP + ST + SB

= 6131,475 psi + 1966,2930 psi + 18512,7498 psi

= 26610,5178 psi

Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai longitudinal stress

yang terjadi pada pipa setelah menerima beban pemberat yakni concrete weight coating

adalah sebesar 26610,5178 psi.




Sc = √𝑆𝐿2 − 𝑆𝐻𝑥 𝑆𝐿 + 𝑆𝐻2

= √26610,5178 psi2 − 20438,25 psi x 26610,5178 psi + 20438,25 psi2

= 24124,04 psi

Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai combined stress yang

terjadi pada pipa sebelum menerima beban tambahan dari pemberat adalah 24124,04

psi.

80

4.10 Analisa Tegangan Pipeline Pada Desain Saddle Concrete Weight

Perhitungan tegangan pipeline setelah penambahan concrete weight berdasarkan

pada ASME B31.8 tentang Gas Transmission and Distribution Piping System.

4.10.1 Hoop Stress

Perhitungan hoop stress yang dibutuhkan ialah sebagai berikut :

𝑆H = 𝑃𝐷

2.𝑡

= 1603 x 12.75 in

2 𝑥 0,5 in

= 20438,25 psi

Dari hasil perhitungan tersebut diperoleh nilai hoop stress sebesar 20438,25 psi,

dimana nilai tersebut dipengaruhi oleh nilai pressure, diameter serta ketebalan pipa.

Tegangan tersebut bekerja secara circumferential yang terjadi pada dinding pipa. Nilai

dari hoop stress dapat digunakan sebagai perhitungan nilai tegangan longitudinal pada

pipa akibat tekanan internal.

4.10.2 Tegangan Longitudinal pada pipeline

- Tekanan Internal Pipa

Perhitungan tegangan longitudinal pipa diakibatkan oleh tekanan dalam pipa

menggunakan persamaan 2.24. Nilai dari tegangan longitudinal dipengaruhi oleh nilai

tegangan hoop stress pipa. Perhitungan internal pressure stress yang dibutuhkan ialah

sebagai berikut :

𝑆P = 0.3 x 𝑆𝐻

= 0.3 𝑥 20438,25 psi

= 6131,4750 psi

81

Dari hasil perhitungan tersebut dapat diketahui bahwa nilai tegangan yang

terjadi adalah 6131,475 psi, dimana 0,3 merupakan koefisien poison ration untuk steel

pipe.

- Ekspansi Termal

Perhitungan tegangan longitudinal akibat ekspansi termal pada pipa dan nilai

modulus elastisitas didapatkan dari Tabel 2.2 dan juga 𝛼 untuk nilai koefisien ekspansi

termal didapatkan dari ASME B31.4 Table C-1 yang mana merupakan koefisien

ekspansi termal untuk material carbon and low alloy steel. Untuk mencari nilai α

dengan suhu 86℉ maka diperlukan interpolasi antara 70℉ dengan 200℉.

Nilai α 70−83,75

70−200 =

6,4−𝑥

6,4−6,7

−13,75

−130 =

6,4−𝑥

6,4−6,7

4,125 = - 832 + 130x

836,125 = 130 x

6,432 = x

Dari hasil perhitungan tersebut dapat diketahui bahwa nilai koefisien ekspansi

termal yang terjadi adalah 6,44 10-6 in/in/℉

𝑆𝑇 = 𝐸𝛼 (𝑇2 – 𝑇1)

= (29,5 𝑥 psi.106) 𝑥 6,432 10-6 in/in/℉ 𝑥 (83,75℉ − 73,4℉)

= 1966,2930 psi

Dari hasil perhitungan tersebut dapat diketahui bahwa nilai tegangan ekspansi

termal yang terjadi adalah 1966,2930 psi. Hasil dari perhitungan tersebut selanjutnya

akan digunakan untuk perhitungan total tegangan longitudinal efektif yang terjadi.

82

- Bending Stress

Bending Stress merupakan tegangan pada pipa lurus yang diakibatkan oleh

beban internal. Perhitungan dilakukan menggunakan Persamaan 2.26.

Terdapat penambahan moment bending dengan beban menyeluruh dan beban

terpusat dalam perhitungan moment bending stress karena penambahan saddle

concrete weight disini, dan berikut gambar diagram beam.





83

Dari Gambar 4.21 dan Gambar 4.22 Rumus Simple beam and loading

berdasarkan Applied Statics and Strength of Material Handbook dapat disubsitusikan.

𝑀𝐵 =WL2

8

+ 𝑃𝑙

4

= 5,4428

lb

in x (706,4952 in) 2

8 +

1543,25 lb 𝑥 706,4952 𝑖𝑛

4

= 612103,8175 lb/in

Dari hasil perhitungan tersebut didapatkan nilai momen bending untuk pipa

lurus sebesar 612103,8175 lb/in. Dimana massa yang digunakan adalah massa pipa

sebelum ditambahkan oleh massa pemberat pipa. Dan panjang pipa yang digunakan

adalah berupa panjang span yakni sebesar 706,4952 inch. Hasil perhitungan momen

bending digunakan untuk mengetahui nilai bending stress yang terjadi.

SB = MB

Z

= 612103,8175 lb/in

56,7

= 10795,4818 psi

Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai bending stress yang

terjadi pada pipa setelah menerima beban tambahan dari pemberat adalah 10795,4818

psi.

- Total tegangan longitudinal

Tegangan longitudinal diperoleh dari nilai penjumlahan tegangan internal

pressure, bending stress dan expansion thermal stress. Dan dalam perhitungan dapat

dihitung dengan Persamaan 2.23 sebagai berikut :

84

|SL| = SP + ST + SB

= 6131,475 psi + 1966,2930 psi + 10795,4818 psi

= 18893,2498 psi

Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai longitudinal stress

yang terjadi pada pipa setelah menerima beban pemberat yakni saddle concrete weight

adalah 18893,2498 psi.




Sc = √𝑆𝐿2 − 𝑆𝐻𝑥 𝑆𝐿 + 𝑆𝐻2

= √18893,2498 psi2 − 20438,25 psi x 18893,2498 psi + 20438,25 psi2

= 19711,2148 psi

Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai combined stress yang

terjadi pada pipa sebelum menerima beban tambahan dari pemberat adalah 19711,2148

psi.

4.11 Kriteria Penerimaan Desain (Allowable Stress)

Penerimaan allowable stress menggunakan perhitungan pada Tabel 2.3, dan

berikut perbandingan yang terjadi akan dijelaskan pada Tabel 4.2 Penerimaan Desain

(allowable stress)

Berdasarkan Tabel 2.3 Kriteria Penerimaan Nilai Tegangan pipeline yang

sesuai dengan nilai Allowable menurut ASME B31.8 adalah

- Hoop Stress = 0,72 x SMYS

= 0,72 x 60190,7

= 43337,304 psi

85

- Longitudinal Stress = 0,80 x SMYS

= 0,80 x 60190,7

= 48152,56 psi

- Combined Stress = 0,90 x SMYS

= 0,90 x 60190,7

= 54171,64 psi

Dan untuk kriteria penerimaan desain berdasarkan ASME B31.8 sebagai acuan

allowable stress berdasarkan nilai SMYS tertera pada Tabel 4.8 sebagai berikut.

Tabel 4. 8 Penerimaan Desain (allowable stress)

Kriteria Penerimaan Desain (Allowable Stress)

Location

Hoop Stress (psi) Longitudinal Stress (psi) Combined Stress (psi)

Nilai Stress Allowable

Stress Nilai Stress

Allowable

Stress Nilai Stress

Allowable

Stress

Pipeline +

CWC 20438,25 43337,304 26610,5178 48152,56 24124,04 54171,64

Pipeline +

SCW 20438,25 43337,304 18893,2498 48152,56 19711,2148 54171,64

(Sumber : Penulis)

4.12 Hasil Analisa Tegangan pada Software CAESAR II pada desain Concrete

Weight Coating

Allowable stress didapat dari software CAESAR II yang mengacu pada standar

ASME B31.8 tentang Gas Transmission and Distribution Piping System. Hasil internal

hoop stress, pressure stress, dan bending stress terdapat pada result stress extend pada

software CAESAR II dan berikut Gambar 4.23 keadaan pipeline dengan kondisi

pressure design.

86

Gambar 4. 23 Keadaan pipeline dengan kondisi pressure design.

(Sumber : Penulis)

Pemodelan tegangan pada software Caesar II untuk metode concrete weight

coating dilakukan untuk mengetahui nilai total tegangan longitudinal efektif yang

terjadi pada pipa akibat penambahan pemberat. Parameter yang digunakan adalah

tekanan internal sebesar 1603 psi, dengan diameter NPS 12 material API 5L X46.

Thickness dari concrete weight coating adalah 1,5748 inch dengan density sebesar

0,1098 lb/in3, panjang concrete weight coating keseluruhan adalah 480,3149 in. Dan

untuk membandingkan antara desain CWC dengan nilai allowable stress pada Tabel

4.9 sebagai berikut.

Tabel 4. 9 Perbandingan Manual Calculation dengan software CAESAR II pada CWC

Concrete Weight Coating

Jenis Stress Manual CAESAR II Ratio

Hoop Stress 20438,25 20438,3 0,00

Longitudinal Stress 26610,52 22268,2 0,16

Combined Stress 24124,04 30433,52 0,26

(Sumber : Penulis)

87

4.13 Hasil Analisa Tegangan pada Software CAESAR II Kondisi Desain

Saddle Concrete Weight

Allowable stress didapat dari software CAESAR II yang mengacu pada standar

ASME B31.8 tentang Gas Transmission and Distribution Piping System. Hasil

penggabungan antara internal stress, pressure stress, dan bending stress terdapat pada

code stress pada result stress extend pada software CAESAR II dan berikut Gambar

4.24 dari perhitungan suistand load pada desain saddle concrete weight.

Gambar 4. 24 Keadaan pipeline dengan kondisi pressure design.

(Sumber : Penulis)

Sesuai dengan Gambar hasil running software CAESAR II, untuk lebih

memperjelas hasil yang lebih detail akan ditabelkan perbandingan ratio antara hasil

perhitungan manual dengan hasil running software CAESAR II. Dan berikut Table

4.10 Ialah hasil ratio perbandingan antara hitungan manual dengan running software

CAESAR II. Dan untuk membandingkan antara desain SWC dengan nilai allowable

stress pada Tabel 4.10 sebagai berikut.

88

Tabel 4. 10 Perbandingan Manual Calculation dengan software CAESAR II pada SCW

Saddle Concrete Weight

Jenis Stress Manual CAESAR II Ratio

Hoop Stress 20438.25 20438.3 0.00

Longitudinal Stress 18893,25 11591,3 0,38

Combined Stress 19711.21 19766.6 0.28

(Sumber : Penulis)

Pemodelan tegangan pada software Caesar II untuk metode concrete weight

coating dilakukan untuk mengetahui nilai total tegangan longitudinal efektif yang

terjadi pada pipa akibat penambahan pemberat. Parameter yang digunakan adalah

tekanan internal sebesar 1603 psi, dengan diameter NPS 12 material API 5L X46.

Saddle concrete weight memiliki panjang keseluruhan adalah 38,37 inch.

4.14 Analisa Shear Maxiumum Stress

Analisis dilakukan dengan cara membuat model segment pipeline dibagian

segmen yang bernilai tegangan paling besar. Model pipeline dibuat sepanjang

480,3149 in sesuai dengan model FEM) untuk mempermudah analisis. Model setiap

lapisan pipeline yaitu lapisan baja (steel), lapisan anti korosi ,dan lapisan concrete

dibuat dengan menggunakan software ANSYS.

4.14.1 Engineering Data

Berikut adalah data yang digunakan untuk proses geometry, meshing dan modal

yang ditunjukan pada Tabel 4.11 Engineering Data untuk memenuhi data yang akan

diinputkan ke dalam software ANSYS untuk mengetahui nilai maximum shear stress

yang masih dibawah nilai allowable dari nilai SMYS corrosion coating 3LPE.

89

Tabel 4. 11 Engineering Data

Description Unit Pipeline

Material Grade - API 5L X60 PSL2

Manufacturing Process - Seamless

NPS Inch 12

OD Inch 12,75

ID Inch 11,75

Thickness Inch 0,5

Carbon Steel Material Density Lb/in3 0,283

Corrosion Coating Material - 3LPE

Corrosion Coating Density Lb/in3 0,033

Corrosion Coating OD Inch 12,95

Corrosion Coating Thickness Inch 0,1

Concrete Coating Weight Lb/in 8,3292

Concrete Coating OD Inch 16,0996

Concrete Coating Thickness Inch 1,5748 inch

Concrete Coating Length Inch 480,4149

Saddle Concrete Weight Lb/in 39,1986

Saddle Concrete Length Inch 39,37

Hydrotest Pressure Psi 3625,94

Design Pressure Psi 1603

Seawater Density Lb/in3 0,0371

Carbon Steel SMTS psi 75419,6

Corrosion SMYS psi 29007

Terdapat 2 desain yang disimulasikan pada software ANSYS ini yaitu concrete

weight coating dan saddle concrete weight. Terdapat beberapa parameter dalam

mendeskripsikan material pipa material corrosion coating dan material concrete,

seperti sifat plastisnya, sifat elasticitynya, dan lain sebagainya.

4.14.2 Geometry

Pada desain concrete weight ini penggambaran geometry berupa dinding pipe

steel, corrosion coating dan concrete baik yang coating ataupun saddle. Ketiga benda

berbentuk solid. Berikut adalah gambar geometri yang ditunjukan pada Gambar 4.25

Concrete Weight Coating dan Gambar 4.26 untuk Saddle Concrete Weight.

90

Gambar 4. 25 Geometry Concrete Weight Coating

(Sumber : Penulis)

Pada simulasi ini bentuk concrete weight coating diasumsikan seperti pada

Gambar 4.25 Geometry Concrete Weight Coating. Dan untuk coating dimodelkan

menyelimuti seluruh lapisan corrosion coating dengan panjang concrete mencapai

480,4149 inch dengan memiliki berat concrete sebesar 8,3292 lb/in.

91

Gambar 4. 26 Geometry Saddle Concrete Weight

(Sumber : Penulis)

Sedangkan simulasi ini bentuk saddle concrete weight diasumsikan seperti

pada Gambar 4.26 Geometry Saddle Concrete Weight. Dan pada pemodelan saddle ini

yang memiliki panjang ialah 39,37 inch dan memiliki berat sebesar 39,1986 lb/in.

4.14.3 Model

Pada tahap ini akan ditentukan jumlah mesh dan tipe mesh yang digunakan

tetapi tidak ada refrensi yang dapat digunakan oleh penulis, maka jumlah mesh yang

digunakan melakukan percobaan dengan beberapa jumlah mesh.

92

Gambar 4. 27 Model meshing Concrete Weight Coating

(Sumber : Penulis)

Pada tahap meshing concrete weight coating ini dimodelkan dengan hasil nilai

sizing element 50000 mm dengan minimum edge length 1017,14 mm dan nilai statistic

nodes 169124 elements 74549.

Gambar 4. 28 Model Meshing Saddle Concrete Weight

(Sumber : Penulis)

93

Pada tahap meshing saddle concrete weight ini dimodelkan dengan hasil nilai

sizing element 50000 mm dengan minimum edge length 167,740 mm dan nilai statistic

nodes 226783 elements 32740. Dengan memiliki perbedaan model mesh yakni body

sizing pada coating corrosion dan pipe yang memiliki element size sebesar 36,042 mm,

sedangkan model mesh face meshing yang terjadi pada saddle concrete weight.

4.14.4 Setup

Pada tahap ini akan ditentukan setup dari pemodelan yang dilakukan. Ada

beberapa hal yang harus dimasukan dalam pemodelan antara lain :

1. Menginput connection tiap lapisan, antara face coating, face pipe dan face

concrete.

2. Memasukkan nilai force dengan data upward dan downward forces sesuai dengan

desain concrete coating ataupun yang saddle concrete.

3. Pemberian fix support yaitu pada area sisi bawah dari saddle concrete dan sisi

kanan dan kiri dari concrete coating.

4.14.5 Result

Dan berikut hasil running pada concrete weight coating dan saddle concrete

weight yang menggeser lapisan corrosion coating pipeline. Pada desain concrete

weight coating seperti pada Gambar 4.29 dan Gambar 4.30 untuk saddle concrete

weight.

94

Gambar 4. 29 Shear Stress Concrete Weight Coating

(Sumber : Penulis)

Berdasarkan Gambar 4.29 tersebut, berikut penjelasan warna yang menunjukkan

keterangan besar stress yang terjadi pada sisi dari coating pipeline :

- Warna biru : Nilai shear stress kurang dari 2900,75 psi

- Warna biru laut : Nilai shear stress 4351,13 psi

- Warna hijau : Nilai shear stress 7251,89 psi

- Warna kuning : Nilai shear stress 8702,26 psi

- Warna orange : Nilai shear stress 10152,6 psi

- Warna merah : Nilai shear stress 13053,4 psi

Pada perhitungan shear resistance capacity dari lapisan anti-korosi yang

digunakan mampu menahan menggunakan Persamaan 2.30 dan nilai allowable shear

stress

95

- Shear maxiumum software ANSYS = 13053,4 psi

Sshearcoating = 45% x SMYS corrosion coating

= 45% x 29007

= 13053,13 psi

Jadi untuk desain pada concrete weight coating perlu dilakukan desain ulang

dengan diameter desai concrete di minimalis untuk mendapatkan hasil shear maximum

stress yang masih dibawah nilai allowable 13053,13 psi .

Berikut untuk desain saddle concrete weight pada Gambar 4.30

Gambar 4. 30 Shear Stress Saddle Concrete Weight

(Sumber : Penulis)

Berdasarkan Gambar 4.30 tersebut, berikut penjelasan warna yang menunjukkan

keterangan besar stress yang terjadi pada sisi dari coating pipeline :

96

- Warna biru : Nilai shear stress kurang dari 1450,38 psi

- Warna biru laut : Nilai shear stress 2900,75 psi

- Warna hijau : Nilai shear stress 7251,89 psi

- Warna kuning : Nilai shear stress 10152,6 psi

- Warna orange : Nilai shear stress 13053,4 psi

- Warna merah : Nilai shear stress 14503,8 psi

Pada perhitungan shear resistance capacity dari lapisan anti-korosi yang

digunakan mampu menahan menggunakan Persamaan 2.30 dan nilai allowable shear

stress

- Shear maxiumum software ANSYS = 7251,89 psi

Sshearcoating = 45% x SMYS corrosion coating

= 45% x 29007

= 13053,13 psi

Jadi untuk desain pada saddle concrete weight desain memenuhi nilai shear

maximum stress yang masih dibawah nilai allowable 13053,13 psi. Dan berikut ratio

perbandingan dari kedua desain tersebut digambarkan dalam diagram batang pada

Gambar 4.31

97

Gambar 4. 31 Nilai Shear Maximum Stress

(Sumber : Penulis)

Berdasarkan Gambar 4.31 Nilai shear maximum stress nilai dari desain

concrete weight coating telah melebihi nilai allowable maximum shear stress

sedangkan pada desain saddle weight coating masih dibawah nilai allowable maximum

shear stress. Dan untuk membandingkan antara desain CWC dan SCW dengan nilai

allowable shear stress berdasarkan nilai SMYS tertera pada Tabel 4.12 sebagai berikut.

Tabel 4. 12 Ratio antara desain CWC dengan SCW

Desain

Ratio nilai shear stress (psi)

Nilai Stress Allowable Stress Ratio

CWC 13053,4 13053,13 0,00

SCW 7251,89 13053,13 0,79 (Sumber : Penulis)

13053.4

7251.89

13053.13

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

Concrete Weight Coating Saddle Concrete Weight Allowable Stress

Nilai Shear Maximum Stress (psi)

98

(Halaman ini Sengaja Dikosongkan)

BAB 5

KESIMPULAN DAN SARAN

BAB 5

KESIMPULAN DAN SARAN

5.1 Kesimpulan

Berdasarkan hasil perhitungan dan analisa yang telah dilakukan pada bab IV,

terdapat kesimpulan yang bisa dijelaskan sebaagai berikut :

1. Berdasarkan hasil perhitungan nilai buoyancy pada pipeline, nilai safety factor

buoyancy yang terjadi pada kondisi desain seharusnya nilai tersebut harus lebih besar

atau sama dengan nilai safety factor. Karena nilai buoyancy lebih rendah dari safety

factor maka pipa tersebut membutuhkan penambahan pemberat sebagai metode anti

buoyancy.

2. Hasil desain concrete weight coating dan saddle weight coating telah

memenuhi nilai gaya buoyancy yang terjadi, maka desain dapat digunakan dengan

dimensi dan berat sesuai dengan detail engineering drawing.

3. Berdasarkan hasil perhitungan nilai tegangan pipeline setelah menerima beban

tambahan dari pemberat, maka didapatkan nilai tegangan akibat tekanan internal

tegangan ekspansi thermal dan tegangan tekuk yang masih dibawah nilai allowable

baik secara hitungan manual maupun dengan software CAESAR II. Menurut kriteria

penerimaan pada ASME B31.8 software dan batas tegangan ijin material pada desain

concrete weight coating dengan tegangan terdiri dari combined stress 19711,21 psi

pada manual calculation dan 19766,6 psi pada software CAESAR II. Sedangkan pada

desain saddle concrete weight dengan tegangan terdiri dari combined stress 24124,04

psi pada manual calculation dan 30433,52 psi pada software CAESAR II.

100

4. Hasil analisa shear maximum yang terjadi telah mampu menahan corrosion

coating dengan nilai allowable shear stress 13053,13 psi adalah pada desain saddle

concrete weight yakni sebesar 7251,89 psi.

5.2 Saran

Terdapat beberapa saran dalam tugas akhir ini yang nantinya bisa digunakan

untuk proses tugas akhir selanjutnya, berikut :

1. Ovality juga diperhitungkan dan dimodelkan dengan menggunakan software.

2. Dilakukan perhitungan tegangan akibat gempa bumi atau bencana alam lainnya

sebagai faktor keselamatan tambahan untuk pipa.

3. Perlu dilakukannya analisa fatigue pada pipa akibat penambahan pemberat.

4. Dilakukan perhitungan tegangan akibat gempa bumi atau bencana alam lainnya

sebagai faktor keselamatan tambahan untuk pipa.

DAFTAR PUSTAKA

101

DAFTAR PUSTAKA

Amirul Luthfi. (2015). Desain Pipeline. BABII Dasar Teiri, 124(Motion Imaging

Journal,SMPTE), 1–13. https://doi.org/10.1016/S0005-1098(96)00222-1

ASME B31.8. (2014). Gas Transmission and Distribution Piping Systems: ASME

Code for Pressure Piping, B31, 2014.

ASME B31.3. (2014). Process Piping: ASME Code for Pressure Piping, B31, 2014.

Kannapan, S. (1986). Introduction to Pipe Stress Analysis Sam Kannappan.

Kuncoro, P. B., Poernomo, H., & Rizal, M. C. (2017). STUDI TEKNIS KELAYAKAN

PEMILIHAN PEMBERAT PIPA SEBAGAI METODE ANTI BUOYANCY

RIVER CROSSING PIPELINE PADA JALUR DISTRIBUSI NATURAL GAS.

2nd Proceeding Conference on Piping Engineering and Its Application, 2(1),

145–150. Retrieved from

http://journal.ppns.ac.id/index.php/CPEAA/article/view/401

M.Basir, I. A., Rochani, I., & Handayanu. (2015). ANALISIS TEGANGAN DAN

KELELAHAN AKIBAT PENGARUH VORTEX INDUCED VIBRATION

(VIV) YANG TERJADI PADA LOKASI CROSSING PIPELINES STUDI

KASUS : KILO FIELD MILIK PERTAMINA HULU ENERGI OFFSHORE

NORTH WEST JAVA. JURNAL TEKNIK Kelautan, Fakultas Teknologi

Kelautan, Institut Teknologi Sepuluh Nopember (ITS), 6(1).

Rafif Irsyad, F., Rochani, I., & Syahroni, N. (2017). Analisis Concrete Crushing Dan

Concrete Sliding Pipeline Instalasi Dengan Metode S-Lay Analysis for Pipeline

During Installation With S-Lay Method. JURNAL TEKNIK Kelautan, Fakultas

Teknologi Kelautan, Institut Teknologi Sepuluh Nopember (ITS), 6(1).

Ridlwan, A., Rochani, I., & Ikhwani, H. (2017). Analisis On-Bottom Stability Offshore

Pipeline Pada Kondisi Operasi : Studi Kasus Platform SP Menuju Platform B1C /

B2c PT . Pertamina Hulu Energi Offshore North West Java. JURNAL TEKNIK

Kelautan, Fakultas Teknologi Kelautan, Institut Teknologi Sepuluh Nopember

(ITS), 6(2), 1–5.

Rizkalla, M., & Series, M. (2008). Pipeline Geo-Environmental Design and Geohazard

Management.

RP-2A, A. (2003). API RP-2A, (December 2000).

102

Syarafi, Y. L., Mahardhika, P., & Rizal, M. C. (2017). Analisa Perbandingan Sistem

Pengendali Buoyancy pada Jalur Pipeline di Lingkungan Rawa Menggunakan

Metode Concrete Weight Coating dan Set On Weight. 2nd Conference on Piping

Engineering and Its Application, 2(1), 55–60. Retrieved from

http://journal.ppns.ac.id/index.php/CPEAA/article/view/396

LAMPIRAN A

GENERAL LAYOUT PIPELINE AND RISER

103

104


105

106


LAMPIRAN B

DETAIL ENGINEERING DRAWING CONCRETE WEIGHT

107

108


109

110


LAMPIRAN C

STANDARD-STANDARD YANG DIGUNAKAN

LAMPIRAN C-1

API RP-2A

111

16 API RECOMMENDED PRACTICE 2A-WSD

For members that are not circular cylinders, appropriate

coefficients can be found in Det norske Veritas’ “Rules for the

Design, Construction, and Inspection of Offshore Structures;

Appendix B—Loads,” 1977.

8. Conductor Shielding Factor. Depending upon the configuration of

the structure and the number of well conductors, the wave forces

on the conductors can be a significant portion of the total wave

forces. If the conductors are closely spaced, the forces on them may

be reduced due to hydrodynamic shielding. A wave force reduction

factor, to be applied to the drag and inertia coefficients for the

conductor array, can be estimated from Figure 2.3.1-4, in which S

is the center-tocenter spacing of the conductors in the wave

direction and D is the diameter of the conductors, including marine

growth. This shielding factor is appropriate for either (a) steady

current with negligible waves or (b) extreme waves, with Umo

Tapp/S > 5 . For less extreme waves with Umo Tapp/S < 5 , as in

fatigue analyses, there may be less shielding. The Commentary

provides some guidance on conductor shielding factors for fatigue

analyses.

9. Hydrodynamic Models for Appurtenances. Appurtenances such as

boat landings, fenders or bumpers, walkways, stairways, grout

lines, and anodes should be considered for inclusion in the

hydrodynamic model of the structure. Depending upon the type and

number of appurtenances, they can significantly increase the global

wave forces. In addition, forces on some appurtenances may be

important for local member design. Appurtenances are generally

modeled by non-structural members which contribute equivalent

wave forces. For appurtenances such as boat landings, wave forces

are highly dependent on wave direction because of shielding

effects. Additional guidance on the modeling of appurtenances is

provided in the Commentary.

10. Morison Equation. The computation of the force exerted by waves

on a cylindrical object depends on the ratio of the wavelength to

the member diameter. When this ratio is large (> 5), the member

does not significantly modify the incident wave. The wave force

can then be computed as the sum of a drag force and an inertia

force, as follows:

w w U

F = FD + FI = CD ---- A U U + Cm --- V ------- (2.3.1-1)

2g g t

where

F = hydrodynamic force vector per unit length acting

normal to the axis of the member, lb/ft (N/m),

FD = drag force vector per unit length acting to the axis of the

member in the plane of the member axis and U, lb/ft

(N/m),

S/D

Figure 2.3.1-4—Shielding Factor for Wave Loads on Conductor

Arrays as a Function of Conductor Spacing

COPYRIGHT 2003; American Petroleum Institute Document provided by IHS Licensee=BP Amoco/5928366101, User=, 04/23/2003

1.1

1

0.9

0.8

0.7

0.6

0.5

0.4

0.3

1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5

112

00:37:38 MDT Questions or comments about this message: please call the Document Policy Management Group at 1-800-

451-1584. RECOMMENDED PRACTICE FOR PLANNING, DESIGNING AND CONSTRUCTING FIXED OFFSHORE PLATFORMS—WORKING STRESS DESIGN 17

FI = inertia force vector per unit length acting normal to

the axis of the member in the plane of the member

axis and U/ t, lb/ft (N/m),

Cd = drag coefficient, w = weight density of water,

lb/ft3 (N/m

3), g = gravitational acceleration, ft/sec

2

(m/sec2),

A = projected area normal to the cylinder axis per unit

length (= D for circular cylinders), ft (m),

V = displaced volume of the cylinder per unit length

(= D2/4 for circular cylinders), ft

2 (m

2),

D = effective diameter of circular cylindrical member

including marine growth, ft (m),

U = component of the velocity vector (due to wave and/or

current) of the water normal to the axis of the

member, ft/sec (m/sec),

|U| = absolute value of U, ft/sec (m/sec),

Cm = inertia coefficient,

U

------- = component of the local acceleration vector

of the t water normal to the axis of the member, ft/sec 2

(m/sec2).

Note that the Morison equation, as stated here, ignores the

convective acceleration component in the inertia force calculation

(see Commentary). It also ignores lift forces, slam forces, and axial Froude-Krylov forces.

When the size of a structural body or member is sufficiently

large to span a significant portion of a wavelength, the incident

waves are scattered, or diffracted. This diffraction regime is

usually considered to occur when the member width exceeds a

fifth of the incident wave length. Diffraction theory, which

computes the pressure acting on the structure due to both the

incident wave and the scattered wave, should be used, instead of

the Morison equation, to determine the wave forces. Depending

on their diameters, caissons may be in the diffraction regime,

particularly for the lower sea states associated with fatigue conditions.

Diffraction theory is reviewed in “Mechanics of Wave Forces on

Offshore Structures” by T. Sarpkaya and M. Isaacson, Van Nostrand

Reinhold Co., 1981. A solution of the linear diffraction problem for a

vertical cylinder extending from the sea bottom through the free surface

(caisson) can be found in “Wave Forces on Piles: A Diffraction

Theory,” by R. C. MacCamy and R. A. Fuchs, U.S. Army Corps of

Engineers, Beach Erosion Board, Tech. Memo No. 69, 1954.

02 11. Global Structure Forces. Total base shear and overturning

moment are calculated by a vector summation of (a) local drag and inertia forces due to waves and currents (see

2.3.1b20), (b) dynamic amplification of wave and current forces (see

2.3.1c), and (c) wind forces on the exposed portions of the structure (see

2.3.2). Slam forces can be neglected because they are nearly vertical.

Lift forces can be neglected for jacket-type structures because they are

not correlated from member to member. Axial Froude-Krylov forces

can also be neglected. The wave crest should be positioned relative to

the structure so that the total base shear and overturning moment have

their maximum values. It should be kept in mind that: (a) maximum

base shear may not occur at the same wave position as maximum

overturning moment; (b) in special cases of waves with low

steepness and an opposing current, maximum global structure

force may occur near the wave trough rather than near the wave

crest; and (c) maximum local member stresses may occur for a

wave position other than that causing the maximum global

structure force.

12. Local Member Design. Local member stresses are due to both

local hydrodynamic forces and loads transferred from the rest of

the structure. Locally generated forces include not only the drag

and inertia forces modeled by Morison’s equation (Eq. 2.3.1-1),

but also lift forces, axial Froude-Krylov forces, and buoyancy and

weight. Horizontal members near storm mean water level will also

experience vertical slam forces as a wave passes. Both lift and

slam forces can dynamically excite individual members, thereby

increasing stresses (see Commentary). Transferred loads are due

to the global fluid-dynamic forces and dynamic response of the

entire structure. The fraction of total stress due to locally

generated forces is generally greater for members higher in the

structure; therefore, local lift and slam forces may need to be

considered in designing these members. The maximum local

member stresses may occur at a different position of the wave

crest relative to the structure centerline than that which causes the

greatest global wave force on the platform. For example, some

members of conductor guide frames may experience their greatest

stresses due to vertical drag and inertia forces, which generally

peak when the wave crest is far away from the structure

centerline.

2.3.1.c Dynamic Wave Analysis

1. General. A dynamic analysis of a fixed platform is indicated when

the design sea state contains significant wave energy at frequencies

near the platform’s natural frequencies. The wave energy content

versus frequency can be described by wave (energy) spectra as

determined from measured data or predictions appropriate for the

platform site. Dynamic analyses should be performed for guyed

towers and tension leg platforms.

2. Waves. Use of a random linear wave theory with modified crest

kinematics is appropriate for dynamic analysis of fixed platforms.

Wave spreading (three-dimensionality) should be considered.

Wave group effects may also cause important dynamic responses

in compliant structures.

LAMPIRAN C-2

ASME B31.8

113

114

115

116


LAMPIRAN D

STRESS EXTEND REPORT WITH CAESAR II IN

DESIGN CONCRETE WEIGHT COATING

117

CAESAR II 2014 Ver.7.00.00.2800, (Build 140416) Date: AUG 6, 2019 Time: 15:46

Job Name: CONCRETECOATING

Licensed To: SPLM: Edit company name in <system>\company.txt

STRESSES EXTENDED REPORT: Stresses on

Elements CASE 4 (SUS) W+P1

Node Axial StressBending StrTorsion StreHoop StressMax Stress SIF/Index InSIF/Index OCode

Stress

Piping Code: B31.8 = B31.8 -2012, Jan 4, 2013

CODE STRESS CHECK PASSED : LOADCASE 4 (SUS) W+P1

Highest Stresses: (lb./sq.in.)

Ratio (%): 56.4 @Node 50

Code Stress: 30443.5 Allowable Stress: 54000.0

Axial Stress: 6131.5 @Node 20

Bending Stress: 16136.7 @Node 50

Torsion Stress: 0.0 @Node 20

Hoop Stress: 20438.3 @Node 20

Max Stress Intensity: 25507.3 @Node 50

10 6131.5 0 0 20438.3 21272.5 1 1 14306.8

20 6131.5 75.8 0 20438.3 21272.5 1 1 14382.6

20 0 0 0 0 0 0 0 0

30 0 0 0 0 0 0 0 0

30 6131.5 368.9 0 20438.3 21272.5 1 1 14675.7

40 6131.5 77.6 0 20438.3 21272.5 1 1 14384.4

40 6131.5 77.6 0 20438.3 21272.5 1 1 14384.4

50 6131.5 16136.7 0 20438.3 25507.3 1 1 30443.5

50 6131.5 16136.7 0 20438.3 25507.3 1 1 30443.5

60 6131.5 0 0 20438.3 21272.5 1 1 14306.8

118

Allowable SRatio % Piping Code

54000 26.5 B31.8

54000 26.6 B31.8

0 0 B31.8

0 0 B31.8

54000 27.2 B31.8

54000 26.6 B31.8

54000 26.6 B31.8

54000 56.4 B31.8

54000 56.4 B31.8

54000 26.5 B31.8

119


Job Name: COATING6


DISPLACEMENTS REPORT:

Nodal Movements CASE 1 (SUS)

W+F1

Node DX in. DY in. DZ in. RX deg. RY deg. RZ deg.

10 0 0.2436 0 -0.2717 0 0

20 0 0.1109 0 -0.2719 0 0

30 0 0 0 -0.2719 0 0

40 0 0 0 0.2811 0 0

50 0 0 0 -0.8585 0 0

60 0 -12.2497 0 -2.0025 0 0

120


110

LAMPIRAN E

STRESS EXTEND REPORT WITH CAESAR II IN

DESIGN SADDLE CONCRETE WEIGHT

121


Job Name: CONCRETESADDLEFIX


STRESSES EXTENDED REPORT: Stresses on

Elements CASE 4 (SUS) W+P1

Node Axial StressBending StrTorsion StreHoop StressMax Stress SIF/Index InSIF/Index OCode

Stress

Piping Code: B31.8 = B31.8 -2012, Jan 4, 2013

CODE STRESS CHECK PASSED : LOADCASE 4 (SUS) W+P1

Highest Stresses: (lb./sq.in.)

Ratio (%): 36.6 @Node 45

Code Stress: 19766.6 Allowable Stress: 54000.0

Axial Stress: 6131.5 @Node 20

Bending Stress: 5459.8 @Node 45

Torsion Stress: 0.0 @Node 20

Hoop Stress: 20438.3 @Node 20

Max Stress Intensity: 21272.5 @Node 20

10 6131.5 0 0 20438.3 21272.5 1 1 14306.8 20 6131.5 58.2 0 20438.3 21272.5 1 1 14365

20 0 0 0 0 0 0 0 0

30 0 0 0 0 0 0 0 0

30 6131.5 169.6 0 20438.3 21272.5 1 1 14476.4 40 6131.5 3851.2 0 20438.3 21272.5 1 1 18158

40 6131.5 3851.2 0 20438.3 21272.5 1 1 18158 45 6131.5 5459.8 0 20438.3 21272.5 1 1 19766.6

45 6131.5 5459.8 0 20438.3 21272.5 1 1 19766.6

50 6131.5 1120.2 0 20438.3 21272.5 1 1 15426.9

50 6131.5 1120.2 0 20438.3 21272.5 1 1 15426.9

55 6131.5 2242.9 0 20438.3 21272.5 1 1 16549.7

55 6131.5 2242.9 0 20438.3 21272.5 1 1 16549.7

60 6131.5 0 0 20438.3 21272.5 1 1 14306.8

122

Allowable SRatio % Piping Code

54000 26.5 B31.8

54000 26.6 B31.8

0 0 B31.8

0 0 B31.8

54000 26.8 B31.8

54000 33.6 B31.8

54000 33.6 B31.8

54000 36.6 B31.8

54000 36.6 B31.8

54000 28.6 B31.8

54000 28.6 B31.8

54000 30.6 B31.8

54000 30.6 B31.8

54000 26.5 B31.8

123


Job Name: SADDLE2907


DISPLACEMENTS REPORT: Nodal Movements

CASE 1 (SUS) W+F1

Node

DX in. DY in. DZ in. RX deg. RY deg. RZ deg.

10 12.4756 0.1659 0 -0.2217 1.5274 **********

20 11.636 0.044 0 -0.2219 1.5274 **********

30 11.3331 0 0 -0.2219 1.5274 **********

40 0.2679 -0.046 0 0.0919 0.4234 **********

45 0 0 0 0.0362 0.3565 **********

50 0.0814 -0.0609 0 0.0967 0.0844 **********

55 0 0 0 0.0766 0.1555 **********

60 0.0192 0.1482 0 0.0289 -0.166 **********

124


125

LAMPIRAN F

HASIL REPORT ANSYS DI DESIGN CONCRETE

WEIGHT COATING

Project Page 125 of 227

125

Project

First Saved Wednesday, July 17, 2019 Last Saved Tuesday, August 13, 2019

Product Version 17.2 Release Save Project Before Solution No

Save Project After Solution No

Contents


126

l Units

l Model (A4)

¡ Geometry n Parts

¡ Coordinate Systems

¡ Connections n Contacts n Bonded - COATING\concrete To COATING\coating

¡ Mesh

¡ Static Structural (A5) n Analysis Settings n Loads

n Solution (A6) n Solution Information n Maximum Shear Stress

l Material Data

¡ CONCRETE

¡ MATERIAL COATING

Units

TABLE 1

Unit System Metric (mm, kg, N, s, mV, mA) Degrees rad/s Celsius Angle Degrees Rotational Velocity rad/s Temperature Celsius

Model (A4)

Geometry

TABLE 2

Model (A4) > Geometry

Object Name Geometry

State Fully Defined

Definition

Source C:\Users\AMALIA SABRINA\Documents\TUGAS AKHIR\ANSYS\CIMENG\cobacoating_files\dp0\SYS\DM\SYS.scdoc

Type SpaceClaim Length Unit Meters Element Control Program Controlled

Display Style Body Color

Bounding Box

Length X 408.93 mm Length Y 408.93 mm

Length Z 12200 mm

Properties

Volume 5.9739e+008 mm³ Mass 130.79 kg Scale Factor Value 1.

Statistics

Bodies 2 Active Bodies 2 Nodes 189990 Elements 27944

Mesh Metric None

Basic Geometry Options


127

Solid Bodies Yes Surface Bodies Yes Line Bodies Yes

Parameters Independent Parameter Key Attributes Yes Attribute Key Named Selections Yes Named Selection Key Material Properties Yes

Advanced Geometry Options

Use Associativity Yes

Coordinate Systems Yes Coordinate System Key Reader Mode Saves

Updated File No

Use Instances Yes Smart CAD Update Yes

Compare Parts On Update No

Attach File Via Temp File Yes

Temporary Directory C:\Users\AMALIA SABRINA\AppData\Roaming\Ansys\v172 Analysis Type 3-D Mixed Import Resolution None Decompose Disjoint

Geometry Yes

Enclosure and Symmetry

Processing Yes

TABLE 3

Model (A4) > Geometry > Parts

Object Name COATING\concrete COATING\coating State Me shed

Graphics Properties Visible Y es Transparency 1 Definition Suppressed No

Stiffness Behavior Fle xible Coordinate System Default Coor dinate System Reference Temperature By Envi ronment Behavior N one Material

Assignment CONCRETE MATERIAL

COATING


128

Nonlinear Effects Y es Thermal Strain Effects Y es Bounding Box

Length X 408.93 mm 328.93 mm Length Y 408.93 mm 328.93 mm

Length Z 12200 mm

Properties Volume 5.6561e+008 mm³ 3.1775e+007 mm³ Mass 101.76 kg 29.024 kg Centroid X 1.5512e-015 mm -2.3585e-014 mm

Centroid Y 6.7864e-016 mm -7.2984e-014 mm Centroid Z -610 0 . mm Moment of Inertia Ip1 1.2495e+009 kg·mm² 3.5628e+008 kg·mm² Moment of Inertia Ip2 1.2495e+009 kg·mm² 3.5628e+008 kg·mm² Moment of Inertia Ip3 3.4242e+006 kg·mm² 7.5556e+005 kg·mm²

Statistics Nodes 42780 147210 Elements 6944 21000 Mesh Metric None

CAD Attributes PartTolerance: 0.00000001 Color:143.175.143

Coordinate Systems

TABLE 4

Model (A4) > Coordinate Systems > Coordinate System

Object Name Global Coordinate System

State Fully Defined D efinition Type Cartesian Coordinate System ID 0.

Origin Origin X 0. mm Origin Y 0 . mm Origin Z 0 . mm Directi onal Vectors

X Axis Data [ 1. 0. 0. ] Y Axis Data [ 0. 1. 0. ] Z Axis Data [ 0. 0. 1. ]

Connections

TABLE 5

Model (A4) > Connections

Object Name Connections State Fully Defined


129

Auto Detection Generate Automatic Connection On Refresh Yes Transparency

Enabled Yes TABLE 6

Model (A4) > Connections > Contacts

Object Name Contacts State Fully Defined

Defi nition Connection Type Contact Sc ope Scoping Method Geometry Selection

Geometry All Bodies

Auto Detection

Tolerance Type Slider Tolerance Slider 0. Tolerance Value 30.534 mm Use Range No

Face/Face Yes Cylindrical Faces Include Face/Edge No Edge/Edge No Priority Include All

Group By Bodies Search Across Bodies Stat istics Connections 1

Active Connections 1 TABLE 7

Model (A4) > Connections > Contacts > Contact Regions

Object Name Bonded - COATING\concrete To COATING\coating State Fully Defined

Scope Scoping Method Geometry Selection Contact 1 Face Target 1 Face Contact Bodies COATING\concrete

Target Bodies COATING\coating Definition Type Bonded Scope Mode Automatic

Behavior Symmetric Trim Contact Program Controlled


130

Trim Tolerance 30.534 mm Suppressed No Advanced

Formulation Augmented Lagrange Detection Method Nodal-Normal To Target Penetration Tolerance Program Controlled Elastic Slip Tolerance Program Controlled Normal Stiffness Program Controlled

Update Stiffness Program Controlled Pinball Region Program Controlled Geometric Modification Contact Geometry Correction None

Target Geometry Correction None

Mesh

TABLE 8

Model (A4) > Mesh

Object Name Mesh State Solved Display Display Style Body Color Defaults Physics Preference Mechanical Relevance 0

Shape Checking Standard Mechanical

Element Midside Nodes Program Controlled Sizing Size Function Adaptive Relevance Center Fine

Element Size 50.0 mm Initial Size Seed Active Assembly Smoothing High Transition Slow Span Angle Center Medium

Automatic Mesh Based Defeaturing On Defeature Size Default Minimum Edge Length 1017.40 mm Inflation

Use Automatic Inflation None Inflation Option Smooth Transition Transition Ratio 0.272 Maximum Layers 5 Growth Rate 1.2

Inflation Algorithm Pre


131

View Advanced Options No Advanced Number of CPUs for Parallel Part Meshing Program Controlled Straight Sided Elements No

Number of Retries Default (4) Rigid Body Behavior Dimensionally Reduced Mesh Morphing Disabled Triangle Surface Mesher Program Controlled

Topology Checking No Pinch Tolerance Please Define Generate Pinch on Refresh No Statistics Nodes 189990

Elements 27944 Mesh Metric None

Static Structural (A5)

TABLE 9

Model (A4) > Analysis

Object Name Static Structural (A5) State Solved Definit ion

Physics Type Structural Analysis Type Static Structural Solver Target Mechanical APDL Optio ns Environment Temperature 22 . °C

Generate Input Only No TABLE 10

Model (A4) > Static Structural (A5) > Analysis Settings

Object Name Analysis Settings

State Fully Defined

Step Controls

Number Of Steps 1.

Current Step Number 1.

Step End Time 1 . s Auto Time Stepping Program Controlled

Solver Controls

Solver Type Program Controlled

Weak Springs Off Solver Pivot Checking Program Controlled Large Deflection Off Inertia Relief Off

Restart Controls


132

Generate Restart Points Program Controlled

Retain Files After Full

Solve No

Nonlinear Controls

Newton-Raphson Option Program Controlled

Force Convergence Program Controlled Moment Convergence Program Controlled

Displacement

Convergence Program Controlled

Rotation Convergence Program Controlled Line Search Program Controlled Stabilization Off

Output Controls

Stress Yes Strain Yes Nodal Forces No Contact Miscellaneous No General Miscellaneous No

Store Results At All Time Points

Analysis Data Management

Solver Files Directory C:\Users\AMALIA SABRINA\Documents\TUGAS

AKHIR\ANSYS\CIMENG\cobacoating_files\dp0\SYS\MECH\ Future Analysis None Scratch Solver Files Directory

Save MAPDL db No Delete Unneeded Files Yes Nonlinear Solution No Solver Units Active System Solver Unit System nmm

TABLE 11

Model (A4) > Static Structural (A5) > Loads

Object Name Force Force 2 Fixed Support State Fully Defined Scop e

Scoping Method G eometry Selection Geometry 3 F aces 2 Faces Definiti on Type Fo rce Fixed Support

Define By Comp onents Coordinate System Global Coord inate System X Component 0 . N (r amped ) Y Component -6715. N (ramped) 1872. N (ramped)


133

Z Component 0 . N (ramped )

FIGURE 1

Suppressed No

Model (A4) > Static Structural (A5) > Force


134

FIGURE 2

Solution (A6)

TABLE 12

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution

Object Name Solution (A6) State Solved Adaptive Mesh Re finement Max Refinement Loops 1.

Refinement Depth 2. Informatio n Status Done MAPDL Elapsed Time 6 m 45 s

MAPDL Memory Used 3.4502 GB MAPDL Result File Size 72.313 MB Post Proces sing Beam Section Results No

TABLE 13

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Solution Information

Object Name Solution Information State Solved Solution Infor mation Solution Output Solver Output

Model (A4) > Static Structural (A5) > Force 2


135

Newton-Raphson Residuals 0 Identify Element Violations 0 Update Interval 2.5 s Display Points All

FE Connection V isibility Activate Visibility Yes Display All FE Connectors Draw Connections Attached To All Nodes Line Color Connection Type

Visible on Results No Line Thickness Single Display Type Lines

TABLE 14

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Results

Object Name Maximum Shear Stress State Solved Sc ope Scoping Method Geometry Selection

Geometry All Bodies Defi nition Type Maximum Shear Stress By Time Display Time Last

Calculate Time History Yes Identifier Suppressed No Integration Point Results Display Option Averaged

Average Across Bodies No Re sults Minimum 7.3004e-005 MPa Maximum 0.94126 MPa

Minimum Occurs On COATING\coating Maximum Occurs On COATING\concrete Infor mation


136

Page Time 1. s

Load Step 1 Substep 1 Iteration Number 1

FIGURE 3

TABLE 15

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Maximum Shear Stress

Time [s] Minimum [MPa] Maximum [MPa]

1. 7.3004e-005 0.94126

Material Data

CONCRETE

TABLE 16

CONCRETE > Constants

Density 1.7992e-007 kg mm^-3 TABLE 17

CONCRETE > Color

Red Green Blue 130 181 143

TABLE 18



137

CONCRETE > Isotropic Elasticity

Temperature C Young's Modulus MPa Poisson's Ratio Bulk Modulus MPa Shear Modulus MPa

40000 3.e-002 14184 19417

MATERIAL COATING

Page

TABLE 19

MATERIAL COATING > Constants


MATERIAL COATING > Color

Red Green Blue

181 155 130 TABLE 21

MATERIAL COATING > Isotropic Elasticity


2.e-004 3.e-002 7.0922e-005 9.7087e-005


138


110

LAMPIRAN G

HASIL REPORT ANSYS DI DESIGN SADDLE

CONCRETE WEIGHT


139

First Saved Thursday, June 13, 2019 Last Saved Wednesday, August 14, 2019

Product Version 17.2 Release Save Project Before Solution No

Save Project After Solution No


140

l Material Data

¡ material coating

¡ Concrete coat

¡ stailess steel

Report Not Finalized

Not all objects described below are in a finalized state. As a result, data may be incomplete, obsolete or in error. View first state problem. To finalize this report, edit objects as needed and solve the analyses.

Units

TABLE 1

Unit System Metric (mm, kg, N, s, mV, mA) Degrees rad/s Celsius Angle Degrees

Rotational Velocity rad/s Temperature Celsius

Model (A4)

Geometry

TABLE 2

Model (A4) > Geometry

Object Name Geometry State Fully Defined

Definition

Source C:\Users\AMALIA SABRINA\Documents\TUGAS

AKHIR\ANSYS\CIMENG\saddleeditlagi_files\dp0\SYS\DM\SYS.scdoc Type SpaceClaim

Length Unit Meters Element Control Program Controlled

Display Style Body Color

Bounding Box

Length X 6190. mm Length Y 549.91 mm Length Z 998.47 mm

Properties

Volume 5.4535e+008 mm³ Mass 1993.2 kg

Scale Factor Value 1.

Statistics

Bodies 3 Active Bodies 3


141

Nodes 226783 Elements 32740

Mesh Metric None

Basic Geometry Options

Solid Bodies Yes Surface Bodies Yes

Line Bodies Yes Parameters Independent

Parameter Key Attributes Yes

Attribute Key Named Selections Yes Named Selection

Key

Material Properties Yes

Advanced Geometry Options

Use Associativity Yes Coordinate

Systems Yes

Coordinate System

Key

Reader Mode Saves

Updated File No

Use Instances Yes Smart CAD Update Yes Compare Parts On

Update No

Attach File Via

Temp File Yes

Temporary

Directory C:\Users\AMALIA SABRINA\AppData\Roaming\Ansys\v172

Analysis Type 3-D Mixed Import

Resolution None

Decompose

Disjoint Geometry Yes

Enclosure and

Symmetry Processing

Yes

TABLE 3

Model (A4) > Geometry > Parts

Object Name SYS\coating SYS\saddle SYS\pipe State Meshed

Graphics Properties

Visible Yes Transparency 1

Definition


142

Suppressed No

Stiffness Behavior Flexible Coordinate System Default Coordinate System

Reference Temperature By Environment Behavior None

Material

Assignment material coating Concrete coat stailess steel Nonlinear Effects Yes

Thermal Strain Effects Yes Boundi ng Box

Length X 6190. mm 1000. mm 6190. mm Length Y 328.93 mm 549.91 mm 323.85 mm Length Z 328.93 mm 998.47 mm 323.85 mm

Prope rties Volume 1.6122e+007 mm³ 4.5239e+008 mm³ 7.6837e+007 mm³

Mass 14.726 kg 1375.3 kg 603.17 kg Centroid X 1095. mm Centroid Y -1.4512e-013 mm 137.04 mm -9.5143e-015 mm Centroid Z 3.7187e-013 mm 1.2104e-003 mm 4.7572e-015 mm

Moment of Inertia Ip1 3.8335e+005 kg·mm² 1.7047e+008 kg·mm² 1.4294e+007 kg·mm²

Moment of Inertia Ip2 4.6677e+007 kg·mm² 2.5106e+008 kg·mm² 1.9113e+009 kg·mm² Moment of Inertia Ip3 4.6677e+007 kg·mm² 1.4887e+008 kg·mm² 1.9113e+009 kg·mm²

Statis tics Nodes 43616 959 182208

Elements 6208 548 25984 Mesh Metric None

CAD Attributes PartTolerance: 0.00000001

Color:143.175.143

Coordinate Systems

TABLE 4

Model (A4) > Coordinate Systems > Coordinate System

Object Name Global Coordinate System State Fully Defined

D efinition

Type Cartesian Coordinate System ID 0.

Origin Origin X 0. mm Origin Y 0 . mm Origin Z 0 . mm

Directi onal Vectors X Axis Data [ 1. 0. 0. ] Y Axis Data [ 0. 1. 0. ]


143

Z Axis Data [ 0. 0. 1. ]

Connections

TABLE 5

Model (A4) > Connections

Object Name Connections State Fully Defined

Auto Detection

Generate

Automatic

Connection On

Refresh

Yes

Transparency

Enabled Yes


Solver Files

Directory

C:\Users\AMALIA SABRINA\Documents\TUGAS AKHIR\ANSYS\CIMENG\saddleeditlagi_files\dp0\global\MECH\SYS\Contact

Tool\ TABLE 6

Model (A4) > Connections > Contacts

Object Name Contacts State Fully Defined Defi nition

Connection Type Contact Sc ope

Scoping Method Geometry Selection Geometry All Bodies

Auto D etection Tolerance Type Slider

Tolerance Slider 0. Tolerance Value 15.735 mm

Use Range No Face/Face Yes

Cylindrical Faces Include Face/Edge No Edge/Edge No

Priority Include All Group By Bodies

Search Across Bodies Stat istics

Connections 4 Active Connections 4

TABLE 7

Model (A4) > Connections > Contacts > Contact Regions

Object Name

Frictional -

SYS\Solid

To

SYS\Solid

Contact

Region Contact Region

3 Contact

Region

4


144

State Fully Defined

Scope

Scoping Method Geometry Select ion

Contact 1 F ace 3 Faces Target 3 Faces 1 F ace

Contact Bodies SYS\ coating SYS\saddle Target Bodies SYS\saddle SYS\pipe

Definitio n

Type Frictional Bonded Friction Coefficient 0.35

Scope Mode Manual Automatic Behavior Symmetric Program Controlled

Trim Contact Program Controlled

Suppressed No

Trim Tolerance 15.735 mm

Advance d

Formulation Augmented Lagrange Program Controlled Detection Method Nodal-Normal From

Contact Program Controlled

Penetration Tolerance Program Controlled Elastic Slip Tolerance Program Controlled

Normal Stiffness Program Controlled Update Stiffness Program Controlled

Stabilization Damping Factor

0.

Pinball Region Program Controlled Time Step Controls None

Geometric Modi fication

Interface Treatment Add Offset, No

Ramping

Offset 0. mm Contact Geometry

Correction None

Target Geometry

Correction None

TABLE 8

Model (A4) > Connections > Contact Tools

Object Name Contact Tool State Obsolete

Sco pe Scoping Method Worksheet

Model (A4) > Connections > Contact Tool

Name Contact Side Frictional - SYS\Solid To SYS\Solid Both

TABLE 9


145

Model (A4) > Connections > Contact Tool > Contact Data Tables

Object Name Initial Information State Obsolete

Model (A4) > Connections > Contact Tool > Initial Information

Name Contact

Side Type Status Number

Contacting Penetration

(mm) Gap

(mm)

Geometric Penetration

(mm)

Geometric

Gap (mm)

Resulting Pinball ( mm )

Real

Constant

Frictional -

SYS\Solid To

SYS\Solid

Contact Frictional Closed 594. 3.0643e003 0. 3.0643e003 2.7756e014 9.5619 4.

Frictional -

SYS\Solid To

SYS\Solid

Target Frictional Closed 72. 1.2222e003 0. 1.2222e003 3.9252e014 143.24 5.

Mesh

TABLE 10

Model (A4) > Mesh

Object Name Mesh

State Solved Display

Display Style Body Color Defaults

Physics Preference Mechanical Relevance 0

Shape Checking Standard Mechanical Element Midside Nodes Program Controlled

Sizing Size Function Adaptive

Relevance Center Fine

Element Size 50000 mm Initial Size Seed Active Assembly

Smoothing High Transition Slow

Span Angle Center Fine

Automatic Mesh Based Defeaturing On Defeature Size Default

Minimum Edge Length 164.740 mm Inflation

Use Automatic Inflation None Inflation Option Smooth Transition Transition Ratio 0.272

Maximum Layers 5


146

Growth Rate 1.2

Inflation Algorithm Pre View Advanced Options No

Advanced Number of CPUs for Parallel Part Meshing Program Controlled

Straight Sided Elements No

Number of Retries Default (4) Rigid Body Behavior Dimensionally Reduced

Mesh Morphing Disabled Triangle Surface Mesher Program Controlled

Topology Checking No Pinch Tolerance Please Define

Generate Pinch on Refresh No Statistics

Nodes 226783

Elements 32740 Mesh Metric None

TABLE 11 Model (A4) > Mesh > Mesh Controls

Object Name Body Sizing 2 Face Meshing

State Fully Defined Ignored Scope

Scoping Method Geometry Selection Geometry Selection Geometry 1 Body 10 Faces

Definition Suppressed No No

Type Element Size Element Size Default (91.884 mm)

Mapped Mesh Yes

Constrain Boundary No

Advanced Defeature Size Default

Behavior Soft Specified Sides No Selection

Specified Corners No Selection

Specified Ends No Selection

Named Selections

TABLE 12

Model (A4) > Named Selections > Named Selections

Object Name nodal support State Fully Defi ned

S cope Scoping Method Geometry S election


147

Geometry 1 Fac e

De finition Send to Solver Yes

Visible Yes Program Controlled Inflation Exclud e

St atistics

Type Manu al Total Selection 1 Fac e

Surface Area 5.1521e+005 mm² 2574.8 mm² Suppressed 0

Used by Mesh Worksheet No

Static Structural (A5)

TABLE 13

Model (A4) > Analysis

Object Name Static Structural (A5) State Solved

Definit ion Physics Type Structural

Analysis Type Static Structural Solver Target Mechanical APDL

Optio ns Environment Temperature 22 . °C

Generate Input Only No TABLE 14

Model (A4) > Static Structural (A5) > Analysis Settings

Object Name Analysis Settings State Fully Defined

Step Controls

Number Of Steps 1. Current Step Number 1.

Step End Time 1 . s Auto Time Stepping Program Controlled

Solver Controls

Solver Type Program Controlled

Weak Springs Off Solver Pivot Checking Program Controlled

Large Deflection Off Inertia Relief Off

Restart Controls

Generate Restart Points Program Controlled Retain Files After Full

Solve No

Nonlinear Controls


148

Newton-Raphson Option Program Controlled

Force Convergence Program Controlled Moment Convergence Program Controlled

Displacement

Convergence Program Controlled

Rotation Convergence Program Controlled Line Search Program Controlled

Stabilization Off

Output Controls

Stress Yes Strain Yes

Nodal Forces No Contact Miscellaneous No

General Miscellaneous No Store Results At All Time Points


Solver Files Directory C:\Users\AMALIA SABRINA\Documents\TUGAS

AKHIR\ANSYS\CIMENG\saddleeditlagi_files\dp0\SYS\MECH\ Future Analysis None

Scratch Solver Files Directory

Save MAPDL db No Delete Unneeded Files Yes

Nonlinear Solution Yes Solver Units Active System

Solver Unit System nmm TABLE 15

Model (A4) > Static Structural (A5) > Loads

Object Name Fixed Support Force Force 2 State Fully Defined

S cope Scoping Method Geometry Selecti on

Geometry 6 Faces 10 Faces 7 Faces Def inition

Type Fixed Support Fo rce Suppressed No Define By Comp onents

Coordinate System Global Coord inate System

X Component 0 . N (r amped )

Y Component -6864. N (ramped) 11874 N (ramped)

Z Component 0 . N (ramped )

FIGURE 1

149

FIGURE 2

Solution (A6)

TABLE 16

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution

Object Name Solution (A6) State Solved

Adaptive Mesh Re finement Max Refinement Loops 1.

Refinement Depth 2. Informatio n

Status Done MAPDL Elapsed Time 1 h 44 m

MAPDL Memory Used 4.0488 GB MAPDL Result File Size 237.5 MB

Post Proces sing Beam Section Results No

TABLE 17

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Solution Information

Object Name Solution Information State Solved

Solution Infor mation Solution Output Solver Output

Newton-Raphson Residuals 0 Identify Element Violations 0

Update Interval 2.5 s Display Points All

Model (A4) > Static Structural (A5) > Force Model (A4) > Static Structural (A5) > Force 2

150

FE Connection V isibility Activate Visibility Yes

Display All FE Connectors Draw Connections Attached To All Nodes

Line Color Connection Type Visible on Results No

Line Thickness Single Display Type Lines

TABLE 18

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Results

Object Name Equivalent Stress Maximum Shear Stress Total Deformation State Solved

Scope Scoping Method G eometry Selection

Geometry All Bodies Definition

Type Equivalent (von-Mises) Stress Maximum Shear Stress Total Deformation By Time

Display Time Last Calculate Time History Yes

Identifier Suppressed No

Integration Point Results Display Option Averag ed

Average Across Bodies No Results

Minimum 1.8989e-004 MPa 1.0752e-004 MPa 0 . mm Maximum 2.0525 MPa 1.1206 MPa 10.012 mm

Minimum Occurs On SYS\pipe SYS\coating Maximum Occurs On SYS\pipe SYS\coating

Minimum Value Over Time Minimum 7.5363e-005 MPa 4.3487e-005 MPa 0 . mm Maximum 1.8989e-004 MPa 1.0752e-004 MPa 0 . mm

Maximum Value O ver Time Minimum 0.28881 MPa 0.1459 MPa 2.0183 mm Maximum 2.0525 MPa 1.1206 MPa 10.012 mm

Information Time 1 . s

Load Step 1 Substep 4

Iteration Number 13

151

FIGURE 3

TABLE 19

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Equivalent Stress

Time [s] Minimum [MPa] Maximum [MPa] 0.2 7.5363e-005 0.28881 0.4 8.5764e-005 0.60791 0.7 1.035e-004 1.2483 1. 1.8989e-004 2.0525

FIGURE 4

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Equivalent Stress

152

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Maximum Shear Stress TABLE 20


Time [s] Minimum [MPa] Maximum [MPa] 0.2 4.3487e-005 0.1459

0.4 4.8538e-005 0.32161 0.7 5.6115e-005 0.67355 1. 1.0752e-004 1.1206

FIGURE 5

153

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Total Deformation TABLE 21

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Total Deformation

Time [s] Minimum [mm] Maximum [mm] 0.2

0.

2.0183

0.4 4.0315 0.7 7.0334 1. 10.012

TABLE 22

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Contact Tools

Object Name Contact Tool State Solved Sco pe

Scoping Method Worksheet Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Contact Tool

Name Contact Side

Frictional - SYS\Solid To SYS\Solid Both TABLE 23

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Contact Tool > Results

Object Name Status Sliding Distance Frictional Stress State Solved

D efinition Type Status Sliding Distance Frictional Stress

By Time Display Time Last

Calculate Time History Yes Identifier

Suppressed No

154

Integration Point Results

Display Option Averaged Information

Time 1 . s Load Step 1

Substep 4 Iteration Number 13

Results Minimum 0. mm 0. MPa

Maximum 0.1888 mm 1.1494e-002 MPa

Minimum Occurs On SYS\ coating

Maximum Occurs On SYS\ saddle

Mi nimum Value Over Time Minimum 0. mm 0. MPa

Maximum 0. mm 0 . MPa

Ma ximum Value Over Time Minimum 5.1166e-002 mm 2.8616e-003 MPa

Maximum 0.1888 mm 1.1494e-002 MPa

FIGURE 6

TABLE 24

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Contact Tool > Status

Time [s] Minimum Maximum 0.2

0. 3. 0.4

0.7 1.

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Contact Tool > Status

155

FIGURE 7

TABLE 25

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Contact Tool > Sliding Distance

Time [s] Minimum [mm] Maximum [mm] 0.2

0.

5.1166e-002 0.4 9.6057e-002

0.7 0.14905 1. 0.1888

FIGURE 8

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Contact Tool > Sliding Distance

156

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Contact Tool > Frictional Stress TABLE 26

Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Contact Tool > Frictional Stress

Time [s] Minimum [MPa] Maximum [MPa] 0.2

0.

2.8616e-003

0.4 5.6771e-003 0.7 9.0007e-003 1. 1.1494e-002

Material Data

material coating

TABLE 27 material coating >

Constants


material coating > Color


TABLE 29

material coating > Isotropic Elasticity


200 3.e-002 70.922 97.087

Concrete coat

TABLE 30

Concrete coat > Constants

Density 3.04e-006 kg mm^-3 Coefficient of Thermal Expansion 1.2e-005 C^-1

157

TABLE 31

Concrete coat > Color


TABLE 32

Concrete coat > Isotropic Secant Coefficient of Thermal Expansion

Zero-Thermal-Strain Reference Temperature C 22

TABLE 33

Concrete coat > Isotropic Elasticity


40000 3.e-002 14184 19417

stailess steel

TABLE 34

stailess steel > Constants


stailess steel > Color


TABLE 36

stailess steel > Isotropic Elasticity

Temperature C Young's Modulus MPa Poisson's Ratio Bulk Modulus MPa Shear Modulus MPa 23 200 0.3 166.67 76.923

158


LAMPIRAN H

LEMBAR ASISTENSI

160

161

162

LAMPIRAN I

LEMBAR REKOMENDASI

164

LAMPIRAN J

LEMBAR REVISI

166

LAMPIRAN K

LEMBAR BIODATA PENULIS

168

BIODATA PENULIS

Nama Lengkap : Amalia Sabrina

Tempat, Tanggal Lahir : Pasuruan, 13 Juli 1998

Alamat Asal : Jln. Joas RT 04 RW 02 Mojojejer, Mojowarno,

Jombang – Jawa Timur

Alamat di Surabaya : Jl. Gebang Wetan No.27 Kost Putri Tanjuang

Gebang Putih Sukolilo Surabaya – Jawa Timur

Telepon / HP : +6285854527024

Email : [email protected]

Sosial Media : @amaliasbrnaa

Hobi : Nge-game

Penulis lahir di Pasuruan 13 Juli 1998, anak pertama dari 2 bersaudara. Penulis telah

menempuh pendidikan formal yaitu;

1. MI AL-MA’UNAH MOJOWARNO

2. SMPN 1 MOJOWARNO

3. SMA DARUL ‘ULUM 2 UNGGULAN BPPT - CAMBRIDGE INTERNATIONAL

SCHOOL ID 113 JOMBANG

Setelah lulus SMA penulis mengikuti tes UMPN dan diterima di Politeknik Perkapalan

Negeri Surabaya (PPNS) pada tahun 2015 dan terdaftar dengan NRP. 0815040033

169

Pada tahun 2018 penulis mengikuti training piping design dan pada tahun 2019 mengikuti

pelatihan inspeksi pipa penyalur di Politeknik Perkapalan Negeri Surabaya. Dan pada bulan

September 2018 sampai Oktober 2018 penulis melaksanakan On The Job Training (OJT) di

PT. Paramesti Mitra Indonesia, Surabaya, Jawa Timur dan pada bulan November 2018 sampai

Januari 2019 penulis melaksanakan On The Job Training (OJT) di PT.McDermott Indonesia,

Batam, Kepulauan Riau. Penulis juga menyelesaikan penelitian yang berjudul “Perancangan

Concrete Weight Pada Instalasi Pipa Bwah Laut” dengan data yang di terima di

PT.McDermott Indonesia.