View
8
Download
0
Category
Preview:
Citation preview
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. 21 Rumus Simple beam and loading .......................................................... 82
Gambar 4. 22 Rumus Simple beam and loading .......................................................... 82
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
(Halaman ini sengaja dikosongkan)
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)
(Rizkalla & Series, 2008)
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
(Rizkalla & Series, 2008)
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
(Rizkalla & Series, 2008)
- 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)
(Syarafi et al., 2017)
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
G = Gaya Gravitasi (ft/s2)
W = Density Seawater (lb/ft3)
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 :
FD = Gaya Drag (lb/ft)
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
dapat dilihat pada Gambar 2.6 sebagai berikut:
Gambar 2. 6 Fenomena Vortex dan Flow Separation
(Ridlwan et al., 2017).
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 :
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)
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
dapat dilihat pada Gambar 2.7 sebagai berikut:
Gambar 2. 7 Ilustrasi Streamline pada Pipa
(Ridlwan et al., 2017).
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)
Dan nilai dari gaya gelombang ialah gabungan antara gaya drag dengan gaya
inertia, berikut ini adalah Persamaan (2.21) dari gaya-gaya yang akan dijumlahkan.
F = FD + FL (2.21)
(RP-2A, 2003)
20
Dimana :
FD = Gaya Drag (lb/ft)
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
(Sumber : ASME B31.3, 2014)
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
(Sumber : ASME B31.8, 2016)
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)
(Rizkalla & Series, 2008)
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
(Halaman ini sengaja dikosongkan)
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 )
(sumber : Sam Kanapan Handbook)
43
Gambar 4. 2 Tabel Nilai section modulus (Z) dan Moment Inertia ( I )
(sumber : Sam Kanapan Handbook)
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
(Syarafi et al., 2017)
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
Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai gaya drag yang terjadi
pada riser adalah 7,765 lb/ft.
Dan nilai dari gaya gelombang ialah gabungan antara gaya drag dengan gaya
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
Dari hasil perhitungan diatas dapat diketahui bahwa nilai gaya drag yang terjadi
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)
Berdasarkan pada gambar point 2, point 3, dan point 4, dengan W = 75,4092
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)
Berdasarkan pada gambar point 3, point 4, dan point 5, dengan W = 75,4092
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
Berdasarkan pada gambar point 4, point 5, dan point 6, dengan W = 75,4092
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)
Berdasarkan pada gambar point 1, point 2, dan point 3, dengan W = 75,4092
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)
Berdasarkan pada gambar point 2, point 3, dan point 4, dengan W = 75,4092
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)
Berdasarkan pada gambar point 3, point 4, dan point 5, dengan W = 75,4092
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
Berdasarkan pada gambar point 4, point 5, dan point 6, dengan W = 75,4092
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
Gambar 4. 20 Tabel Nilai section modulus (Z) dan Moment Inertia ( I )
(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.
4.9.3 Combined Stress
Tegangan kombinasi merupakan resultan dari seluruh komponen tegangan
yang terjadi pada pipa pada Persamaan 2.28.
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.
Gambar 4. 21 Rumus Simple beam and loading
(Sumber : Applied Statics and Strength of Material Handbook )
Gambar 4. 22 Rumus Simple beam and loading
(Sumber : Applied Statics and Strength of Material Handbook )
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.
4.10.3 Combined Stress
Tegangan kombinasi merupakan resultan dari seluruh komponen tegangan
yang terjadi pada pipa pada Persamaan 2.28.
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
(Halaman sengaja dikosongkan)
105
106
(Halaman sengaja dikosongkan)
LAMPIRAN B
DETAIL ENGINEERING DRAWING CONCRETE WEIGHT
107
108
(Halaman sengaja dikosongkan)
109
110
(Halaman sengaja dikosongkan)
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
(Halaman ini sengaja dikosongkan)
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
CAESAR II 2014 Ver.7.00.00.2800, (Build 140416) Date: AUG 6, 2019 Time: 11:35
Job Name: COATING6
Licensed To: SPLM: Edit company name in <system>\company.txt
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
(Halaman ini sengaja dikosongkan)
110
LAMPIRAN E
STRESS EXTEND REPORT WITH CAESAR II IN
DESIGN SADDLE CONCRETE WEIGHT
121
CAESAR II 2014 Ver.7.00.00.2800, (Build 140416) Date: AUG 6, 2019 Time: 10:58
Job Name: CONCRETESADDLEFIX
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 (%): 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
CAESAR II 2014 Ver.7.00.00.2800, (Build 140416) Date: AUG 6, 2019 Time: 11:4
Job Name: SADDLE2907
Licensed To: SPLM: Edit company name in <system>\company.txt
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
(Halaman ini sengaja dikosongkan)
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
Project Page 126 of 227
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
Project Page 127 of 227
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
Project Page 128 of 227
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
Project Page 129 of 227
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
Project Page 130 of 227
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
Project Page 131 of 227
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
Project Page 132 of 227
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)
Project Page 133 of 227
133
Z Component 0 . N (ramped )
FIGURE 1
Suppressed No
Model (A4) > Static Structural (A5) > Force
Project Page 134 of 227
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
Project Page 135 of 227
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
Project Page 136 of 227
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
Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Maximum Shear Stress
Project Page 137 of 227
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
Density 9.1344e-007 kg mm^-3 TABLE 20
MATERIAL COATING > Color
Red Green Blue
181 155 130 TABLE 21
MATERIAL COATING > Isotropic Elasticity
Temperature C Young's Modulus MPa Poisson's Ratio Bulk Modulus MPa Shear Modulus MPa
2.e-004 3.e-002 7.0922e-005 9.7087e-005
Project Page 138 of 227
138
Project Page 110 of 227
110
LAMPIRAN G
HASIL REPORT ANSYS DI DESIGN SADDLE
CONCRETE WEIGHT
Project Page 139 of 227
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
Project Page 140 of 227
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
Project Page 141 of 227
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
Project Page 142 of 227
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. ]
Project Page 143 of 227
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
Analysis Data Management
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
Project Page 144 of 227
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
Project Page 145 of 227
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
Project Page 146 of 227
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
Project Page 147 of 227
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
Project Page 148 of 227
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
Analysis Data Management
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
Model (A4) > Static Structural (A5) > Solution (A6) > Maximum Shear Stress
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
Density 9.1344e-007 kg mm^-3 TABLE 28
material coating > Color
Red Green Blue 170 170 170
TABLE 29
material coating > Isotropic Elasticity
Temperature C Young's Modulus MPa Poisson's Ratio Bulk Modulus MPa Shear Modulus MPa
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
Red Green Blue 181 194 156
TABLE 32
Concrete coat > Isotropic Secant Coefficient of Thermal Expansion
Zero-Thermal-Strain Reference Temperature C 22
TABLE 33
Concrete coat > Isotropic Elasticity
Temperature C Young's Modulus MPa Poisson's Ratio Bulk Modulus MPa Shear Modulus MPa
40000 3.e-002 14184 19417
stailess steel
TABLE 34
stailess steel > Constants
Density 7.85e-006 kg mm^-3 TABLE 35
stailess steel > Color
Red Green Blue 181 155 130
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
(Halaman ini sengaja dikosongkan)
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 : amaliasbrn@gmail.com
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.
Recommended