2.1 pengkajian ulang struktur anjungan lepas · pdf filelaporan tugas akhir ... 3. aws d1, 1...

Laporan Tugas Akhir - Analisa Struktur Anjungan Lepas Pantai Tipe Tetap Jenis Tripod di Selat Makassar 2-1

Bab

2

2 Dasar Teori

2.1 Pengkajian Ulang Struktur Anjungan Lepas Pantai

Pengkajian ulang adalah sebuah proses untuk menganalisis kembali dan memberikan

penilaian (assessment) terhadap suatu desain struktur berdasarkan suatu peraturan (code)

tertentu. Dengan analisis tersebut akan diketahui kesesuaian desain struktur dengan

peraturan sehingga dapat dinyatakan aman dan layak untuk dilanjutkan ke tahap konstruksi.

Pengkajian ulang biasanya dilakukan oleh pihak independen untuk memberikan kesimpulan

yang objektif.

Peraturan perencanaan dan spesifikasi standar yang dipergunakan dalam pengkajian ulang

ini dilakukan berdasarkan:

1. API RP 2A, 21st Edition (WSD)

“Recommended Practice for Planning, Designing, and Construction Fixed Offshore

Platform”. American Petroleum Institute, Washington DC, July 1, 2000.

2. AISC 9th Edition

“Manual of Steel Construction, Allowable Stress Design”. American Institute of Steel

Construction, AISC, New York 1989.

3. AWS D1, 1 – 88,

“Structural Welding Code – Steel”. American Welding Society, Inc., New York 1988.


Gambar 2.1 Peraturan anjungan lepas pantai di Indonesia.

2.1.1 Tahapan Analisa Struktur

Suatu analisis struktur dilakukan untuk menguji hasil dari suatu desain struktur agar dapat

memenuhi kriteria desain berdasarkan peraturan yang digunakan. Adapun tahapan dalam

suatu kajian ulang analisa struktur terdiri dari:


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

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

3. Analisa kelelahan struktur (fatigue).

4. Analisa dinamik akibat gempa (strength dan ductility).

2.1.2 Kriteria Desain

Kriteria desain untuk setiap anjungan berbeda-beda. Kriteria dominan yang ada di suatu

kawasan akan menentukan jenis anjungan yang akan dipilih. Kriteria desain yang terpenting

antara lain (dari segi teknik) :

1. Kedalaman Laut.

2. Gelombang (tinggi, periode, distribusinya).

3. Seismik.

4. Kondisi Tanah.

5. Angin

6. Arus

7. Marine Growth

8. Kapasitas desain dari deck

2.1.3 Kriteria Lingkungan

Tahap ini merupakan penentuan berdasarkan lingkungan dimana anjungan lepas pantai akan

ditempatkan. Meliputi gaya-gaya gelombang dan angin yang bekerja pada platform. Faktor-

faktor lingkungan yang harus ditaksir sebelum gaya-gaya dapat diperkirakan adalah

kedalaman air, kondisi air pasang, tinggi gelombang badai, kecepatan angin badai, dan

dapat juga gempa bumi dan kondisi es.

2.1.4 Kriteria Operasional

Salah satu kriteria dalam menganalisis suatu anjungan adalah mengetahui fungsi anjungan,

misalnya untuk produksi, penyimpanan, material handling, jumlah sumur bor, tipe

pemboran, dan lain-lain. Konfigurasi anjungan yang dikehendaki juga harus dapat difabrikasi

dengan perlengkapan pemasangan yang tersedia.

2.1.5 Faktor Pondasi

Karakteristik tanah dan dasar laut merupakan faktor penting yang harus diperhatikan. Data

lain yang perlu diketahui misalnya sejarah geologi, data pengeboran tanah, hasil eksperimen


pemancangan pile, dll. Diperlukan interpretasi data yang tepat dari hasil eksperimen untuk

mengetahui pengaruhnya terhadap struktur atas.

2.1.6 Faktor Struktural

Tahapan selanjutnya adalah analisis dari struktur anjungan. Banyaknya deck dan konfigurasi

struktur perlu ditentukan agar dapat memikul beban operasional dan ekstrem yang bekerja.

Pada tahap ini, harus dipastikan bahwa anjungan memang aman dan layak untuk digunakan.

Semua interpretasi data akan diolah pada tahap ini.

2.1.7 Fabrikasi dan Instalasi

Pola dan urutan penempatan komponen struktur dalam proses pembangunan, pola

instalasi,dan transportasi jacket, deck, dan peralatan harus menjadi kriteria dalam

perencanaan dan desain struktur. Pertimbangan ekonomi dan kemudahan pelaksanaan juga

menjadi dasar pemikiran struktur pada tahap ini.

2.2 Struktur Anjungan Tipe Tetap (Jacket)

Ada 3 komponen pada template platform baja yaitu jacket, piles dan deck. Ketiga komponen

ini dapat dilihat lebih jelas pada Gambar 2.2.

Gambar 2.2 Komponen template platform baja.

Ada 3 (tiga) komponen utama struktur yaitu:


1. Deck

Fungsinya adalah menyokong peralatan, pengeboran dan kegiatan yang dikerjakan

diatas air. Deck bisa dibagi-bagi menjadi beberapa tingkat sesuai dengan kebutuhan dan

fungsi yang dibutuhkan. Beberapa tingkatan deck yang sudah umum:

a. Main deck (deck utama)

b. Cellar deck

c. Mezzanine deck

2. Jacket

Jacket ini menyokong deck dan melindungi conductor dan juga menyokong sub-struktur

lainnya seperti boat landing, barge bumper dan lain-lain. Element utama struktur jacket

adalah sebagai berikut:

a. Kaki jacket

b. Braces (penguat) vertikal, horisontal dan diagonal

c. Joint pertemuan antara kaki jacket dan braces

d. Skirt pile

e. Boat landing, barge bumper, riser, conductor bracing, mud-muts dan lain sebagainya.

3. Pondasi

Tiang pancang yang diletakkan didalam kaki jacket akan dipancangkan pada dasar laut.

Deck didukung pada girder, truss dan kolom. Dibawahya, piles yang ujungnya bersambung

dengan kolom deck dipancang ke bawah melalui kaki-kaki jacket ke dasar laut. Kaki jacket

berpenampang bulat berdiameter besar dan dirangkai bersama sejumlah pipa tubular yang

lebih kecil yang disebut braces. Kaki jacket tidaklah vertikal, kaki ini akan semakin melebar

yang disebut batter. Kaki jacket melebar untuk menyediakan landasan yang lebih luas untuk

jacket pada mudline dan membantu menahan gaya lingkungan yang menyebabkan momen

guling.

2.2.1 Desain Jacket

Jacket adalah tiang-tiang disekitar sumur eksplorasi yang melindungi pompa-pompa, sumur

pengeboran dan lainnya. Jacket dipasang mulai dari garis mudline sampai deck substruktur.

Kaki jacket mengarahkan pile sewaktu pemancangan pile. Jacket termasuk elemen struktur

yang mendasar pada platform yang memberi dukungan terhadap tumbukan kapal yang

berlabuh, sistem proteksi terhadap korosi, sistem navigasi dan lain-lain.


2.2.2 Penentuan Ukuran Kaki Jacket

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

jacket dilakukan berdasarkan pengalaman sebelumnya. Aturan yang yang baik adalah

memperkecil luas proyeksi batang didaerah dekat permukaan air sehingga memperkecil

beban lingkungan yang diterima struktur.

Ketebalan dinding jaket didisain untuk dapat menahan gaya aksial, tegangan bending

(bending stress) dan deformasi. Untuk ketebalan dinding jaket biasanya dipakai ½ inchi

sampai 2 ½ inchi. Kurang dari ½ inchi penyebabkan masalah korosi cepat terjadi. Ketebalan

lebih dari 2 ½ inchi menyebabkan kesulitan dalam fabrikasi dan sering terjadi patahan di

daerah titik pengelasan antar braces.

2.2.3 Susunan Rangka

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

1. Bracing diagonal pada bidang vertikal

2. Bracing horisontal pada bidang horisontal

3. Bracing diagonal pada bidang horisontal

Sistem bracing memiliki 3 fungsi:

1. Membantu memindahkan beban-beban horisontal ke pondasi

2. Memberikan kesatuan struktural selama fabrikasi dan instalasi

3. Menyokong anoda korosi dan kepala konduktor dan meneruskan gaya-gaya gelombang

yang dihasilkan ke pondasi

2.2.4 Bracing

A. Tipe-tipe Braces

Braces yang berbentuk vertikal, horisontal, dan diagonal bersama kaki jacket membentuk

suatu sistem kekakuatan tersendiri. Sistem kekakuan ini menjalarkan beban dan gaya

dari platform ke pondasinya. Ada banyak macam tipe-tipe bentuk braces seperti berikut:

a. Tipe 1 : Bentuk pola K brace

b. Tipe 2 : Bentuk pola V brace

c. Tipe 3 : Bentuk pola N brace

d. Tipe 4 : Bentuk pola V dan X brace

e. Tipe 5 : Bentuk pola V brace

f. Tipe 6 : Bentuk pola semua X brace


Gambar 2.3 Bentuk umum pola brace.

B. Ukuran Brace

Gaya yang bekerja dominan pada braces berpenampang lingkaran adalah gaya aksial.

Diameter braces ditentukan sebagai berikut:

9060 <<r

kL ( 2.1 )

dimana:

k = koefisien panjang efektif

L = panjang

r = radius girasi penampang melintang

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


Tabel 2.1 Koefisien panjang efektif (k)

Ujung kolom k

sendi-sendi 1

jepit-jepit 0,5

jepit-sendi 0,7

jepit-bebas 2

Perbandingan antara diameter dan ketebalan:

6019 <<tD

( 2.2 )

dengan:

D = diameter

t = ketebalan dinding

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

3/1)(250ht

D>

( 2.3 )

Bila kemiringan kaki jacket bertambah akan berpengaruh pada:

1. Beban aksial pada tiang menurun

2. Beban horizontal pada kepala tiang lebih besar

3. Luas proyeksi tiang pada horizontal bertambah

4. Gaya gelombang pada jacket bertambah

5. Kedalaman pemancangan lebih dangkal

6. Beban jacket bertambah

7. Efisiensi menurun

2.3 Perencanaan Pembebanan

Suatu sistem struktur, dimana pun berada tidak akan lepas dari pengaruh beban yang akan

bekerja. Hal tersebut berlaku juga bagi anjungan lepas pantai yang berada pada berdiri di

daerah perairan laut. Berdasarkan filosofi dasar desain, suatu sistem struktur dalam hal ini

anjungan lepas pantai harus mampu menahan beban-beban yang bekerja selama umur


bangunan tersebut. Dalam proses independent analysis, beban-beban yang dianalisis adalah

beban-beban akibat anjungan itu sendiri dan beban akibat pengoperasian anjungan dan

beban lingkungan. Gambar dibawah ini akan mendeskripsikan beban-beban yang bekerja

pada anjungan lepas pantai, lengkap dengan arah dan daerah dimana beban bekerja.

Gambar 2.4 Pembebanan pada anjungan.

2.3.1 Definisi Pembebanan

Beberapa macam pembebanan yang bekerja pada anjungan yaitu :

1. Beban Mati

Beban mati adalah berat sendiri dari struktur anjungan dan semua peralatan permanen

dan struktur pelengkap yang tetap keberadaannya. Beban mati harus memasukkan:

a. Berat dari struktur anjungan di udara, termasuk tiang pancang, semen pengisi, dan

ballast jika ada.

b. Berat dari peralatan dan struktur pelengkap yang dipasang permanen pada anjungan.

c. Gaya hidrostatik yang bekerja pada struktur dibawah permukaan laut termasuk

tekanan dan gaya apung.

2. Beban Hidup

Beban hidup adalah beban yang bekerja pada anjungan selama pemakaian yang dapat

berubah selama masa operasi anjungan. Beban hidup harus memasukkan:


a. Berat dari peralatan pengeboran dan produksi yang dapat ditambahkan atau

dipindahkan dari anjungan.

b. Berat dari persediaan dan cairan dalam tangki penyimpanan.

c. Gaya yang dikenakan pada struktur akibat operasi seperti pengeboran, penanganan

bahan-bahan, boat landing (tempat penambatan kapal), dan beban helikopter.

3. Beban Lingkungan

Sebelum melakukan analisis terhadap respon dari anjungan lepas pantai, perlu dilakukan

estimasi kuantitatif terhadap semua beban yang mempengaruhi struktur tersebut,

terutama yang penting diperhitungkan adalah kondisi lingkungan. Kondisi lingkungan

yang menjadi pertimbangan antara lain :

a. Kondisi diatas permukaan laut, yaitu angin.

b. Kondisi dipermukaan laut, yaitu gelombang.

c. Kondisi dibawah permukaan laut, yaitu arus.

Dimana ketiga kondisi diatas, dianalisis untuk kondisi operasi dan kondisi ekstrem (storm).

Beban lingkungan juga turut memasukkan perubahan tekanan hidrostatik dan gaya apung

pada elemen yang diakibatkan oleh adanya perubahan permukaan laut karena gelombang

dan pasang surut. Selain itu diperhitungkan juga beban akibat gempa bumi. Beban

lingkungan harus diantisipasi dari segala arah kecuali diketahui hal tertentu yang membuat

asumsi lain. masuk akal.

2.3.2 Angin

Gaya angin pada struktur terjadi karena gesekan (friction) udara pada permukaan struktur

dan karena adanya perbedaan tekanan di depan dan di belakang struktur. Pengaruh angin

dalam kondisi ekstrem sangat signifikan terhadap desain anjungan lepas pantai karena

besarnya beban yang diakibatkan akan mempengaruhi kekuatan anjungan diatas permukaan

laut. Pengaruh besarnya beban akibat angin tergantung kepada :

a. Ukuran dan bentuk dari elemen strukturnya

b. Besarnya kecepatan angin

A. Gaya angin

Beban angin dikenakan pada bagian struktur yang berada diatas permukaan air. Beban

angin diperhitungkan dengan menggunakan persamaan dibawah ini:


( 2.4 )

dimana ρ* = berat jenis udara

Cs ** = koefisien bentuk

A = luas obyek (ft2)

V *** = kecepatan angin (mph)

* : ρ biasanya dianggap konstan terhadap perubahan tekanan dan suhu. Untuk suhu

60° F dan tekanan 14,7 lb/in2 persamaannya menjadi:

2.00256,0 VACF s= ( 2.5 )

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

a. Area proyeksi anjungan secara keseluruhan 1,0

b. Bagian silinder 0,5

c. Balok 1,5

d. Sisi bangunan 1,5

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

meter disajikan dengan persamaan :

( 2.6 )

Dimana: V10 = kecepatan angin pada ketinggian 10 meter

y = ketinggian yang diinginkan (m)

10 = ketinggian referensi (m)

X = eksponensial biasanya 1/8 atau 1/13 tergantung durasi

hembusan angin Rekomendasi dari API RP 2A

- x = 1/13 untuk angin yang berhembus keras

- x = 1/8 untuk angin yang berhembus terus-menerus

B. Gaya Angin Pada Bidang Miring

Untuk angin dari segala arah, gaya pada permukaan datar harus dianggap bekerja tegak

lurus dari permukaan. Namun, untuk permukaan yang tidak tegak lurus terhadap arah

angin, gaya angin harus diperhitungkan dengan menggunakan persamaan berikut ini.


αρ 22 cos...21 VACF = ( 2.7 )

Dimana : α = sudut arah angin dan arah normal dari permukaan elemen

A = luas area pada arah normal elemen

Kecepatan angin pada arah normal elemen menjadi V cosα. Untuk circular silinder dengan

panjang L dan diameter D atau untuk pelat datar dengan panjang L dan lebar D, maka A = L

x D. Setelah F didapat, besar beban diproyeksikan kepada arah x dan y, sehingga Fx= F cos

α dan Fy= F sin α.

Gambar 2.5 Proyeksi bidang angin.

2.3.3 Gelombang

Gelombang pada dasarnya adalah manifestasi dari gaya-gaya yang bekerja pada fluida.

Tiupan angin pada permukaan air dapat menimbulkan gelombang. Ketika gelombang

terbentuk, gaya gravitasi dan tegangan permukaan akan bereaksi untuk menimbulkan

rambatan gelombang. Pengaruh gelombang dipermukaan laut ditinjau dalam kondisi ekstrem

menjadi pertimbangan penting dalam desain anjungan lepas pantai karena besarnya beban

yang dihasilkan akan berpengaruh terhadap anjungan, terutama yang terendam air.

Terdapat 3 jenis gelombang : (1) gelombang sinusoidal, (2) gelombang cnoidal, (3)

gelombang solitary. Pada umumnya, teori gelombang sinusoidal biasa digunakan untuk laut

dalam dan teori gelombang cnoidal untuk laut dangkal. Untuk laut yang sangat dangkal,

teori gelombang solitary lebih direkomendasikan. Karakteristik gelombang 2 dimensi yang

merambat dalam arah x dapat dilihat pada Gambar 2.6.


Gambar 2.6 Kinematika gelombang 2 Dimensi.

Keterangan: L = Panjang gelombang

H = Tinggi gelombang

A = Amplitudo gelombang (=1/2 H)

C = Cepat rambat gelombang

U = Kecepatan horizontal partikel air

W = Kecepatan vertikal partikel air

MWL = Mean water level

η(x,t) = Elevasi muka air dilokasi x pada saat t

H = Kedalaman perairan

Dalam kebutuhan desain, analisis terhadap efek dari gelombang kepada struktur bisa

dilakukan dengan cara mengambil salah satu yang mewakili kondisi ekstrem pada daerah

yang berpotensi maksimum atau bisa juga dengan cara statistik dari gelombang selama

kondisi ekstrem.

A. Pemilihan Teori Gelombang

Dalam perencanaan desain gelombang suatu struktur anjungan lepas pantai perlu ditentukan

teori gelombang yang sesuai, Baltrop et al (1990) menawarkan suatu diagram yang

diperoleh dari hasil membandingkan kecepatan partikel air, percepatan, tinggi gelombang,

dan panjang gelombang yang dihitung dari teori gelombang yang sering digunakan.

Gambar 2.8 adalah diagram daerah aplikasi dari stream function, Stokes 5, dan teori


gelombang linier yang telah dimodifikasi API RP 2A untuk keperluan desain. Tahapan

pemilihan teori gelombang :

1. Input data yang diperlukan :

d = kedalaman air (ft)

g = gaya gravitasi (ft/s2)

T = periode maksimum gelombang (s)

V = kecepatan arus pada permukaan laut (ft/s)

H = tinggi gelombang maksimum (ft)

2. Untuk menghasilkan kombinasi beban yang maksimal, maka gelombang dan arus

akan dihitung dengan arah yang sejajar.

3. Berdasarkan pertimbangan diatas, maka ada syarat yang harus dipenuhi agar

grafik penentuan apparent wave period bisa digunakan. Syaratnya adalah

kedalaman relatif ( 2gTd ) harus lebih besar dari 0,01.

4. Hitung gTV , kemudian plot grafik apparent wave period, sehingga didapat nilai

Tapp / T. Sehingga besar Tapp bisa diketahui.

Gambar 2.7 Grafik penentuan Tapp dari API.

5. Hitung nilai d/gTapp2 dan H/ gTapp

2.

6. Plot nilai d/gTapp2 dan H/gTapp

2 pada grafik validasi teori gelombang, sehingga akan diketahui teori gelombang yang akan dipakai.


Gambar 2.8 Grafik pemilihan teori gelombang dari API.

B. Teori Gelombang Stokes

Stokes (1847) mengembangkan teori gelombang Airy dengan melanjutkan analisis sampai

orde ketiga untuk mendapatkan ketelitian yang lebih baik dalam kecuraman muka

gelombang (wave stepness) H/L. Pengembangan lebih jauh dilakukan oleh Skjelbreia dan

Hendrickson (1961) sampai orde kelima. Hasil pengembangan tersebut dikenal sebagai teori

gelombang Stokes orde kelima yang sampai saat ini banyak digunakan dalam perhitungan

desain untuk gelombang dengan amplitudo kecil. Teori gelombang Stokes orde kelima

dianggap valid untuk kondisi perairan dimana rasio kedalaman h/L lebih besar dari 1/10.

Kondisi ini umumnya sesuai dengan gelombang badai (storm wave) yang biasanya

diperhitungkan dalam perencanaan bangunan lepas pantai.


C. Gaya Gelombang Pada Tiang Silinder Tegak

Gambar 2.9 Gaya gelombang pada silinder tegak.

Gaya pada tiang silinder tegak akibat gelombang pertama kali diperkenalkan oleh Morison

dengan batasan diameter tiang relatif kecil dibandingkan panjang gelombang yang menerpa

tiang.

tUV

gwCUUA

gwCFFF MDID δ

δ+=+=

2 ( 2.8 )

Dimana :

− F adalah gaya hidrodinamik per satuan panjang yang bekerja tegak lurus terhadap

sumbu elemen, lb/ft (N/m)

− FD adalah gaya seret per satuan panjang yang bekerja tegak lurus terhadap sumbu

elemen dan U, lb/ft (N/m)

− FI adalah gaya inersia per satuan panjang yang bekerja tegak lurus terhadap sumbu

elemen dan αU/αt, lb/ft (N/m)

− CD adalah koefisien seret

− w adalah berat jenis air, lb/ft3 (N/m3)

− g adalah percepatan gravitasi, ft/sec2 (m/sec2)

− A adalah area proyeksi tegak lurus terhadap sumbu silinder per satuan panjang (D

untuk silinder), ft (m)

− V adalah volume terpindahkan dari silinder per satuan panjang (πD2/4 untuk silinder),

ft2 (m2)

− D adalah diameter efektif dari elemen silinder termasuk marine growth, ft (m)


− U adalah komponen kecepatan (karena gelombang dan/atau arus) dari air yang tegak

lurus sumbu elemen, ft/sec (m/sec)

− |U| adalah nilai mutlak dari U, ft/sec (m/sec)

− CM adalah koefisien inersia

− tUδδ

adalah komponen percepatan lokal dari air yang tegak lurus sumbu elemen,

ft/sec2 (m/sec2)

Suku pertama dari ruas kanan pada persamaan Morison merupakan komponen gaya

seret (drag force) yang besarnya sebanding dengan kuadrat kecepatan partikel. Tanda

harga absolut digunakan untuk memastikan arah (dan tanda) komponen gaya seret

sesuai dengan arah kecepatan partikel. Suku ke-dua dari ruas kanan merupakan

komponen gaya inersia yang besarnya sebanding dengan perepatan partikel air.

Besarnya gaya seret (FD) bergantung kepada : bentuk, kekasaran dari objek, bilangan

reynold, dan intensitas turbulensi dari aliran air. Sedangkan gaya inersia diakibatkan oleh

adanya percepatan partikel air. Koefisien drag merupakan fungsi dari bilangan Reynolds

Rn. Untuk aliran yang memiliki kecepatan u, melewati silinder dengan diameter D, Rn

diberikan :

ν/uDRn = ( 2.9 )

dimana ν = Kinematik viskositas dari aliran

Untuk keperluan praktis perencanaan struktur anjungan lepas pantai dapat digunakan nilai

koefisien drag dan inersia yang direkomendasikan dalam API RP2A sebagai berikut:

- Smooth CD = 0.65, CM =1.6

- Rough CD = 1.05, CM =1.2

Tabel 2.2 Koefisien Hidrodinamika API untuk Berbagai Diameter


Modifikasi nilai koefisien Drag dan Inersia diperlukan apabila pada batang tubular tersebut

terdapat tambahan struktur/komponen lain, misalnya anode. Modifikasi koefisien drag dan

inersia tersebut ditentukan dengan rumusan sebagai berikut:

1

2211'

ACnACA

C ddd

+= ( 2.10 )

1

2211'

VCnVCV

C mmm

+= ( 2.11 )

dengan :

A1 = luas drag batang tubular

Cd1 = koefisien drag batang tubular

A2 = luas drag komponen/anode

Cd2 = koefisien drag komponen/anode

V1 = volume batang tubular

Cm1 = koefisien massa batang tubular

V2 = volume komponen/anode

Cm2 = koefisien massa komponen/anode

n = jumlah komponen/anode

Gaya total F diperoleh dengan cara mengintegrasikan persamaan morison sepanjang elemen

struktur. Pada gambar silinder tegak diatas, gaya total dihitung dengan mengintegrasikan

persamaan morison dari z = 0 sampai z = z.

∫=z

dzzfF0

)( ( 2.12 )

Dengan cara yang sama, momen total M pada z = 0 (sea floor) akibat gaya gelombang yang

bekerja sepanjang z = 0 sampai dengan z = z adalah,

∫=z

dzzzfM0

)( ( 2.13 )

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

dengan persamaan

FMz = ; dimana z dihitung dari dasar tiang (sea floor) ( 2.14 )


D. Gaya Akibat Gelombang Stokes

Dalam melakukan perhitungan gaya dan momen maksimum, dilakukan dengan

menggunakan metoda numerik dimana tiang silinder dibagi menjadi N segmen dan

menghitung gaya pada setiap segmen dengan menggunakan persamaan F(z) = FD (z) + FI

(z) pada saat (t) gaya maksimum terjadi dan menganggap gaya yang terjadi merata

sepanjang tiap segmen. Momen pada dasar tiang bisa didapat dengan menjumlahkan

momen dari setiap segmen. Perhatikan gambar dibawah dimana tiang dibagi dalam 2 (dua)

segmen, dimana segmen terbawah panjangnya z1 dan segmen atas panjangnya z2-z1.

Gambar 2.10 Pembagian segmen gaya gelombang.

Gaya yang terjadi pada segmen bawah adalah F(z1) dan gaya yang terjadi pada segmen atas

adalah F(z2) - F(zl). Dengan menganggap gaya tersebut terditribusi secara merata, titik

tangkap gaya resultan akan terletak ditengah setiap segmen sehingga momen pada tiang di

dasar perairan dapat dituliskan sebagai berikut :

( 2.15 )

Harga t harus dicari dimana gaya yang terjadi maksimum. Secara umum, momen yang

terjadi pada dasar tiang bila kita membagi tiang menjadi N segmen dimana F0 = 0 dan z0=0

adalah :

))((21

11

1 −=

− +−= ∑ nn

N

nnn zzFFM ( 2.16 )

E. Apparent wave period

Arus yang searah dengan gelombang cenderung memperbesar panjang , sedangkan arus

yang berlawanan memperkecil panjang gelombang. Apparent wave period, Tapp, adalah

periode gelombang relatif terhadap arus sejajar efektif. Untuk gelombang yang merambat

))((21

21

121211 zzFFzFM +−+=


pada suatu profil arus, penentuan apparent wave period dilakukan dengan menyelesaikan

persamaan di bawah ini secara bersamaan:

)/2(tanh22

λππλλλ

dgTV

TT appIapp

=+= (2.17)

∫ ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +

=0 )(4

cosh)()/4(sinh

/4d cI dz

dzzU

dV

λπ

λπλπ

(2.18)

Dimana :

λ = panjang gelombang

d = kedalaman laut badai

Uc(z) = komponen profil arus untuk kondisi tetap pada arah gelombang z

g = percepatan gravitasi

VI = kecepatan arus sejajar efektif

T = periode gelombang relatif terhadap obyek tetap

F. Faktor Kinematika Gelombang

Kinematika gelombang umum dua dimensi dari teori gelombang Stream Function atau

Stokes 5 tidak memperhitungkan penyebaran arah gelombang atau ketidakseragaman dalam

bentuk profil gelombang. Karakteristik nyata ini dapat dimodelkan dalam analisis gelombang

deterministik dengan mengalikan kecepatan dan percepatan mendatar dari penyelesaian

gelombang dua dimensi umum dengan faktor kinematika gelombang. Pengukuran

kinematika gelombang memiliki faktor berkisar antara 0,85 sampai 0,95 untuk badai tropis

dan 0,95 sampai 1,00 untuk badai bukan tropis.

G. Marine Growth

Semua bagian dari struktur (elemen, conductor, riser, struktur tambahan, dan lain-lain)

yang terbenam, luas penampangnya diperbesar dikarenakan adanya marine growth.

Diameter efektif dari elemen adalah D = Dc + 2t, dimana Dc adalah diameter luar dan t

adalah ketebalan marine growth rata-rata yang dapat diperoleh dari pengukuran keliling

dengan pita pengukur 1 sampai 4 inci. Pertambahan luas melintang ini mengakibatkan gaya

gelombang yang diterima oleh struktur menjadi lebih besar.


2.3.4 Arus

Arus, relatif memiliki pergerakan yang konstan. Arus di laut biasanya terjadi akibat adanya

pasang surut dan gesekan angin pada permukaan air (wind-drift current). Kecepatan arus

bekerja pada arah horisontal dan bervariasi menurut kedalaman. Besar dan arah arus

pasang surut dipermukaan biasanya ditentukan berdasarkan pengukuran di lokasi. Wind-drift

current di permukaan biasanya diasumsikan sekitar 1 % dari kecepatan angin pada

ketinggian 30 ft diatas permukaan air. Untuk kebutuhan rekayasa, variasi arus pasang surut

terhadap kedalaman biasanya diasumsikan mengikuti profil pangkat 1/7 ("one-seventh

power law") dan variasi arus akibat gesekan angin diasumsikan linier terhadap kedalaman.

Variasi arus ditunjukkan pada Gambar 2.11.

Gambar 2.11 Variasi arus.

Dalam kondisi badai, arus terjadi bersamaan dengan gerakan air akibat gelombang. Arah

arus pasang surut bisa tidak sama dengan arah rambat gelombang, tetapi wind-drift current

biasanya diasumsikan searah dengan gerakan gelombang. Arus yang terjadi bersamaan

dengan gelombang akan mempengaruhi karakteristik gelombang. Besar pengaruh arus

terhadap gelombang tergantung pada rasio kecepatan maksimum arus terhadap kecepatan

gelombang. Tetapi, pengaruh arus bisa diabaikan untuk kondisi gelombang saat badai

(storm). Sehingga untuk kebutuhan desain, dalam perhitungan gaya akibat arus dan

gelombang yang bekerja pada struktur dilakukan dengan menambahkan kecepatan arus

dengan kecepatan horisontal akibat gelombang. Metoda ini sesuai dengan rekomendasi API

yang ditunjukkan pada Gambar 2.12.


Gambar 2.12 Diagram perhitungan arus dan gelombang.

A. Current Blockage Factor

Kecepatan arus disekitar anjungan bekurang dari kondisi mengalir bebas oleh faktor

hambatan. Dengan kata lain, kehadiran struktur mengakibatkan arus menyebar; sebagian

arus mengelilingi struktur dan tidak melaluinya, dan kecepatan arus disekitar struktur

berkurang. Current blockage factor dihitung dengan menggunakan persamaan berikut :

1

4)(

1−

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+ ∑ W

DC id (2.19)

Dimana Σ(CdD)i adalah penjumlahan dari “drag diameter” dari seluruh elemen yang

terpotong oleh suatu bidang mendatar tertentu dan W adalah lebar keseluruhan dari

anjungan tegak lurus terhadap arus pada elevasi tersebut.

B. Kinematika Gelombang dan Arus Gabungan

Kinematika gelombang yang telah disesuaikan dengan penyebaran arah dan

ketidakseragaman, harus digabungkan dengan profil arus yang telah disesuaikan dengan

faktor hambatan. Karena profil arus hanya ditentukan untuk kedalaman air rata-rata pada

kriteria desain, harus digunakan beberapa cara untuk memperpanjang atau memperpendek

profil arus tersebut terhadap ketinggian gelombang lokal.


Untuk profil arus dimana perpanjangan linear merupakan pendekatan yang dapat diterima,

Vz arus pada jarak z diatas kedalaman laut rata-rata, dapat diperhitungkan dari profil arus

yang telah ditentukan pada elevasi z’ dengan menggunakan persamaan di bawah ini:

)()()(

η++′+′=

dd

dzdzVV zx (2.20)

dimana: V’z = arus tertentu pada elevasi z’

d = kedalaman air pada saat badai

η = jarak antara permukaan gelombang dengan kedalaman laut rata-rata (η

dan z positif diatas kedalaman laut rata-rata dan sebaliknya)

Penelitian telah menunjukkan bahwa sebuah profil arus yang diperpanjang secara non linier

cocok digabungkan dengan kinematika gelombang yang telah terpengaruh Doppler.

Perpanjangan non linier memperhitungkan arus yang telah dipanjangkan, Vz, untuk sebuah

partikel yang berada pada elevasi z, berdasarkan kecepatan Vz’ yang telah ditentukan di

profil arus pada elevasi z’ sebagai berikut:

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ +′+′′=)/2(sinh/)(2(sinh

n

nzz d

dzz

zVVλπ

λπη (2.21)

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

2.3.5 Gaya Apung

Tekanan air pada struktur yang tenggelam timbul karena berat air diatasnya dan pergerakan

fluida di sekitar struktur yang diakibatkan oleh gelombang. Tekanan air pada struktur yang

tenggelam dapat memperbesar tegangannya. Gaya yang diakibatkan oleh gelombang telah

dihitung di dalam persamaan Morison. Besar gaya apung yang bekerja pada struktur

terendam dalam fluida baik itu sebagian atau seluruhnya adalah :

(2.22)

dimana γf = berat jenis air

V = volume benda atau struktur yang tenggelam.


2.3.6 Ketinggian Aman Deck

Gelombang yang menerpa deck terbawah dari suatu anjungan dan peralatannya dapat

menimbulkan gaya yang besar dan momen guling. Kecuali jika anjungan memang didesain

untuk dapat menahan gaya-gaya ini, ketinggian dari deck harus cukup untuk menyediakan

ruang bebas diatas puncak dari gelombang desain. Sebagai tambahan, suatu “air gap” harus

disediakan untuk mengantisipasi gelombang yang lebih besar dari gelombang desain. Hal ini

terdapat dalam API RP2A Bagian 1.2.7.

API RP2A Bagian 2.3.4g menyatakan bahwa untuk menghindari gaya yang besar tersebut,

ketinggian dari deck terbawah harus berada pada elevasi diatas puncak gelombang desain

ditambah dengan daerah aman. Suatu kisaran aman, atau air gap sebesar 5 ft ditambahkan

ke ketinggian puncak gelombang untuk mengantisipasi penurunan anjungan, ketidakpastian

kedalaman laut, dan untuk kemungkinan terjadinya gelombang yang sangat besar untuk

menentukan elevasi minimum dari deck terbawah anjungan yang diperlukan untuk

menghindari terpaan gelombang pada deck.

2.3.7 Kombinasi Pembebanan

Anjungan harus didesain dengan kombinasi pembebanan yang akan menghasilkan efek yang

paling membahayakan bagi struktur. Kombinasi pembebanan ini terdiri dari beban

lingkungan, beban mati dan beban hidup yang sesuai. Beban lingkungan harus

dikombinasikan dengan cara yang sesuai dengan kemungkinan kejadian tersebut terjadi

bersamaan selama kondisi pembebanan yang sedang dipertimbangkan. Pembagian beban

yang akan dikombinasikan :

1. Beban gravitasi

Beban gravitasi ini terdiri dari :

a. Berat sendiri platform

b. Beban peralatan

c. Beban lain-lain (ketepatan item, perubahan desain, perubahan fabrikasi, dll).

Kombinasi dari ketiganya terbagi menjadi :

a. Beban mati nominal

b. Beban mati maksimum

c. Beban mati minimum

Ketiga kombinasi tersebut dibedakan berdasarkan berat jenisnya.


2. Beban angin

a. Dianalisis untuk kondisi operasi dan kondisi ekstrem.

b. Beban angin ini bekerja pada 12 mata angin. Setiap arahnya diproyeksikan pada arah

x dan arah y.

c. Koefisien untuk beban angin ini dibedakan berdasarkan arah angin yang sedang

ditinjau. Hal ini dilakukan agar desain yang dihasilkan lebih akurat dan menyerupai

kondisi sebenarnya.

d. Penting untuk diperhatikan formula yang akan dipakai dalam analisis beban angin.

3. Beban gelombang dan arus

a. Dianalisis untuk kondisi operasi dan kondisi ekstrem

b. Dianalisis pada 12 mata angin.

c. Koefisien untuk beban gelombang dan arus diperoleh dari besarnya dynamic

amplification factor (DAF), yang nilainya sudah diasumsikan sebelumnya. Besar DAF

untuk kondisi operasi dan ekstrem memiliki nilai yang berbeda.

Tiap elemen anjungan harus didesain dengan kombinasi pembebanan yang mengakibatkan

tegangan terbesar pada elemen, dengan turut mempertimbangkan tegangan izin untuk

kondisi pembebanan yang mengakibatkan tegangan tersebut. Kombinasi pembebanan pada

umumnya terbagi menjadi :

1. Kombinasi pembebanan pada kondisi operasi dan kedalaman laut maksimum

2. Kombinasi pembebanan pada kondisi operasi dan kedalaman laut minimum

3. Kombinasi pembebanan pada kondisi ekstrim, maksimum gravitasi, dan kedalaman

laut maksimum

4. Kombinasi pembebanan pada kondisi ekstrim, maksimum gravitasi, dan kedalaman

laut minimum

5. Kombinasi pembebanan pada kondisi ekstrim, minimum gravitasi, dan kedalaman laut

maksimum

6. Kombinasi pembebanan pada kondisi ekstrim, minimum gravitasi, dan kedalaman laut

minimum

Adapun komponen penyusun dari kombinasi pembebanan :


1. Komponen akibat beban mati.

Untuk kondisi operasi, beban mati yang digunakan adalah beban mati maksimum,

sedangkan untuk kondisi ekstrim, beban mati yang digunakan adalah beban mati

minimum.

2. Komponen akibat beban angin yang sudah diproyeksikan pada arah x dan arah y.

3. Komponen akibat beban gelombang dan arus pada arah mata angin yang sedang

ditinjau.

2.4 Sambungan Baja Tubular

2.4.1 Sambungan Sederhana

Sambungan sederhana adalah sambungan yang terdiri dari tidak terlalu banyak cabang dan

tidak terjadi overlap. Ada beberapa klasifikasi sambungan seperti K, T, Y, dan X yang

ditentukan berdasarkan pola sambungan dan pola pembebanan. Untuk dapat dianggap

sebagai sambungan tipe K, punching load pada brace harus diseimbangkan oleh punching

load pada brace di seberang sambungan pada bidang yang sama. Untuk sambungan T & Y,

punching load didekati sebagai gaya geser balok di chord. Untuk sambungan X, punching

load diteruskan melalui chord ke brace di seberang. Untuk brace yang meneruskan sebagian

bebannya sebagai sambungan K dan sebagian sebagai sambungan T & Y atau sambungan X,

interpolasikan berdasarkan masing-masing bagian secara keseluruhan.

Gambar 2.13 Tipe-tipe sambungan tubular.


Kemampulayanan sambungan dapat dihitung dengan perhitungan punching shear atau

beban nominal pada brace. Kedua pendekatan tersebut diharapkan menghasilkan

kesimpulan yang sama. Beberapa terminologi dan parameter geometri dari sambungan

sederhana baja tubular adalah sebagai berikut :

Gambar 2.14 Detail sambungan sederhana.

Keterangan: θ = Sudut brace (dari chord)

g = Jarak renggang, in. (mm)

t = Ketebalan brace, in. (mm)

T = Ketebalan chord, in. (mm)

d = Diameter brace, in. (mm)

D = Diameter chord, in. (mm)

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

a. DL2

=α b. Dd

=β c. T

D2

=γ d. Tt

=τ e. Dg

=ζ

A. Punching Shear

Punching shear yang bekerja dapat dihitung dengan rumus :

θτν sinfp ×= (2.23)

dengan : f = gaya aksial nominal, lentur in-plane, atau lentur out of plane pada brace

(punching shear untuk masing-masing dipisah ).


Gambar 2.15 Gaya aksial nominal, lentur in-plane, lentur out of plane.

Tegangan punching shear yang diizinkan pada dinding chord adalah yang terkecil dari geser

AISC izin ( 0,4 fy ) atau :

0,6yc

pa q f

FQ Qν

γ= ( ditambah 1/3 peningkatan jika memungkinkan ) (2.24)

Kapasitas νpa harus dievaluasi secara terpisah untuk setiap komponen pembebanan brace

dan menggunakan faktor Qq dan Qf yang bersesuaian. Qq adalah faktor untuk

memperhitungkan efek pembebanan dan geometri. Qf adalah faktor untuk memperhitungkan

keberadaan tegangan nominal longitudinal pada chord.

21,0fQ Aλγ= − (2.25)

dengan : λ = 0,030 untuk tegangan aksial brace (fax)

= 0,045 untuk tegangan lentur in-plane (fbz)

= 0,021 untuk tegangan lentur out-of-plane (fby)

2 2 2

0,6AX IPB OPB

yc

f f fA

F+ +

= (ditambah 1/3 peningkatan jika memungkinkan) (2.26)

dengan : fAX, fIPB, fOPB = tegangan nominal aksial, lentur in-plane, dan lentur out-of-plane

pada chord.

Qf = 1,0 (apabila tegangan serat paling ekstrem dari chord adalah

tegangan tarik.)


Tabel 2.3 Nilai Qq

Tarik Tekan Lentur IP Lentur OPK overlap 1,8 1,8K gap (1,1 + 0,2/β) Qg (1,1 + 0,2/β) Qg

T&Y 1,1 + 0,2/β 1,1 + 0,2/βX 1,1 + 0,2/β (0,75 + 0,2/β) Qβ

X dgn. diaph 1,1 + 0,2/β 1,1 + 0,2/β

Tipe & Geometri

Tipe Pembebanan Brace

3,72 + 0,67/β (3,72 + 0,67/β) Qβ

- )833,01(

3,0βββ −

=Q untuk β > 0,6

- Qβ = 1,0 untuk β ≤ 0,6

- Qg = 1,8 – 0,1 g/T untuk γ ≤ 20

- Qg = 1,8 – 4 g/T untuk γ > 20

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

digunakan :

2 2

1,0p p

pa paIPB OPB

V VV V⎡ ⎤ ⎡ ⎤

+ ≤⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎣ ⎦ (2.27)

2 22 arcsin 1,0p pP

pa pa paAX IPB OPB

V VVV V Vπ⎡ ⎤ ⎡ ⎤ ⎡ ⎤

+ + ≤⎢ ⎥ ⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎢ ⎥ ⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎣ ⎦ ⎣ ⎦ (2.28)

B. Beban Nominal

Kapasitas sambungan izin dalam hal ini beban nominal brace adalah :

θsin7,1

2TFQQP yc

fua = (2.29)

)8,0(sin7,1

2

dTF

QQM ycfua θ

= (2.30)

dengan : Pa = kapasitas izin untuk beban aksial brace

Ma = kapasitas izin untuk momen lentur brace.

Qu = faktor kekuatan ultimit yang bergantung pada tipe sambungan dan beban.


Tabel 2.4 Nilai Qu

Tipe Sambungan dan Braces

Tipe Pembebanan Pada Brace

Tarik Aksial Tekan Aksial Lentur In-plane

Lentur Out-plane

K ( 3,4 + 19 β ) Qg

( 3,4 + 19 β ) ( 3,4 + 7 β ) Qg T & Y ( 3,4 + 19 β ) w/o diafragma ( 3,4 + 19 β ) ( 3,4 + 13 β ) Qg w/ diafragma ( 3,4 + 19 β )

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

0,122

≤⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛OPB

a

IPB

a MM

MM

(2.31)

0,1arcsin222

≤⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+ OPB

a

IPB

aa MM

MM

PP

π (2.32)

2.4.2 Sambungan Overlap

Pada sambungan overlap momen brace berpengaruh signifikan dan beban aksial disalurkan

langsung dari satu brace ke brace yang lain melalui las.

Gambar 2.16 Detail sambungan overlap.

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

berikut :

)2()lT( 21 ltVVPp wwapa += , untuk cara punching shear (2.33a)

)2(sin 21 ltllPPp wwaa νθ +⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= , untuk cara beban nominal. (2.34b)


dengan : Vpa = tegangan izin punching shear

Pa = beban aksial izin

T = ketebalan chord

Vwa = tegangan izin las

l = keliling daerah kontak brace dengan chord mengabaikan overlapp

l1 = keliling brace yang menyambung ke chord

l2 = panjang chord terproyeksi dari las overlap, diukur tegak lurus dari chord

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

2.4.3 Penyaluran Beban Melintasi Chord

Sambungan dimana bebannya disalurkan melewati chord dapat diperiksa untuk keruntuhan

umum sesuai rekomendasi API. Untuk sambungan yang diperkuat dengan meningkatkan

ketebalan dan memiliki rasio diameter chord brace kurang dari 0,9, beban cabang aksial izin

(allowable axial branch load) dihitung dari persamaan:

[ ](1) (2) (1) 2,52,5

LP P P P untuk L DD

= + − < (2.35a)

(2) 2,5P P untuk L D= > (2.35b)

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

nominal

P(2) = kapasitas brace izin dengan menggunakan ketebalan sambungan

2.5 Sambungan Grouting Pile dan Leg

Beban platform dapat disalurkan ke pile melalui grouting antara jacket leg dengan pile.

Mekanisme transfer beban tersebut merupakan kombinasi antara lekatan / friksi antara

semen grouting dengan permukaan baja dan tumpuan antara grouting terhadap shear key.

Pada saat konstruksi, sebaiknya digunakan centralizer untuk menjaga keseragaman jarak

antara pile dengan leg. Jarak minimum antara kedua baja tubular yang konsentrik adalah 38

mm apabila grouting merupakan satu-satunya cara transfer beban. Perlu diperhatikan agar

saat konstruksi tidak terjadi void pada grouting dan intrusi lumpur dari dasar laut yang

lunak.


Banyak faktor yang mempengaruhi kekuatan sambungan grouting. Beberapa diantaranya

adalah kuat tekan unconfined grouting, ukuran dan jarak shear key, tipe admixture, metoda

penempatan grouting, kondisi permukaan baja, keberadaan material lain yang dapat

mengganggu lekatan, dan banyaknya gangguan dari pergerakan platform selama grouting

setting.

Dalam perhitungan gaya aksial yang bekerja pada grouting, perlu diperhatikan distribusi dari

keseluruhan beban ke masing-masing pile. Dalam kondisi tidak tersedianya data

komprehensif, beban aksial transfer izin diambil sebagai nilai terkecil dari gaya yang dihitung

dengan mengalikan antara bidang kontak antara grouting dan permukaan baja dan

tegangan aksial transfer izin fba. Nilai tegangan tersebut harus lebih besar atau sama dengan

gaya aksial aktual yang bekerja. Sambungan grouting dengan menggunakan shear key

ditunjukkan seperti pada Gambar 2.17 berikut :

Gambar 2.17 Sambungan grouting dengan shear key.

Besarnya tegangan aksial transfer izin fba untuk sambungan dengan shear key menurut API

RP2A 21st edition adalah sebagai berikut :

a. Untuk kondisi pembebanan lingkungan pada kondisi operasi yang dikombinasikan dengan beban hidup

shfMPapsif cuba ×+= 5,0)138,0(20 (2.36)

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

shfMPapsif cuba ×+= 67,0)184,0(7,26 (2.37)

dengan : fcu = tegangan tekan unconfined grouting (MPa)


h = dimensi shear key terluar (mm)

s = spasi shear key (mm)

API RP2A 21st edition mengatur ketentuan detail untuk shear key sebagai berikut :

1. Shear key dapat dipasang dengan susunan lingkaran yang berjajar dengan jarak S

atau dipasang berbentuk spiral.

2. Shear key sebaiknya mengambil salah satu tipe dari ketiga tipe pada Gambar 2.18.

3. Untuk pile pancang perlu diperhatikan agar setelah pengeboran, panjang pile yang

kontak dengan grout memiliki jumlah shear key yang cukup.

4. Shear key dan las harus didesain dengan baja dasar dan las yang diizinkan untuk

meneruskan gaya yang sama dengan area tumpuan shear key dikali 1,7 fcu, kecuali

untuk jarak antara dua diameter pile dari atas dan bawah ujung sambungan. Pada

kondisi tersebut digunakan 2,5 fcu.

Gambar 2.18 Tipe shear key.

Batasan-batasan berikut perlu diperhatikan saat mendesain sambungan grouting dengan

shear key berdasarkan API RP2A 21st edition.

a. Nilai fcu dibatasi sebesar 17,25 MPa ≤ fcu ≤ 110 Mpa

b. Geometri pile dibatasi sebesar 40≤p

p

tD

c. Geometri annulus grouting dibatasi sebesar 457 ≤≤g

g

tD

d. Rasio spasi untuk shear key spiral dibatasi sebesar 85,2 ≤≤s

Dp

e. Rasio shear key dibatasi sebesar 10,0≤sh


f. Faktor bentuk shear key dibatasi sebesar 35,1 ≤≤hw

g. Produk fcu dan sh≤ 5,5 MPa.

Sambungan grouting yang menerima beban signifikan lain selain beban aksial perlu

diperhitungkan dengan metoda analisis yang sesuai.

2.6 Pondasi Pile

2.6.1 Umum

Pondasi harus didesain untuk dapat menahan beban statik, siklik, dan transien tanpa

mengalami deformasi yang berlebihan atau getaran pada platform. Desain pondasi dan

perhitungan kekuatan pondasi memerlukan tersedianya data tanah yang memadai hasil dari

observasi lapangan.

Penentuan ukuran pondasi pile perlu memperhatihan hal-hal seperti diameter, penetrasi,

ketebalan pile, kekuatan material, metoda instalasi, tahanan mudline, dan lain-lain. Defleksi

dan rotasi perlu dikontrol pada beberapa lokasi kritis seperti pile tops, titik perubahan

kelengkungan, mudline, dan lain-lain. Faktor keamanan yang dianjurkan oleh API RP2A

(recommnended Practice 2A) adalah sebesar 2.0 untuk kondisi operasional dan 1.5 untuk

kondisi beban ekstrem.

2.6.2 Tipe Pondasi Strukur Lepas Pantai

Beberapa tipe pondasi yang biasanya digunakan untuk struktur lepas pantai adalah sebagai

berikut :

1. Tiang Pancang ( Driven Piles )

Pile dengan ujung terbuka umumnya digunakan sebagai pondasi struktur lepas pantai.

Pile dipancang ke dasar laut dengan impak dari hammer. Ketebalan dinding pile harus

memadai untuk menahan beban aksial dan lateral selama proses pemancangan. Ada

kalanya, saat proses pemancangan pondasi tidak bisa mencapai kedalaman penetrasi

yang diinginkan. Apabila kondisi ini terjadi maka perlu dilakukan evaluasi pada

kemampuan hammer, kedalaman penetrasi desain, atau metoda pelaksanaan pancang.


2. Pondasi Bor dan Grouting ( Drilled and Grouted Piles )

Pondasi tipe ini dapat digunakan pada tanah yang tidak akan mengalami longsor pada

lubang bor dengan atau tanpa drilling mud. Pada jenis single-stage, pondasi

dilaksanakan dengan cara memasukkan pile pada lubang yang telah dibor, kemudian

memberi grouting pada annulus pile dan tanah. Pada jenis two-stage, pile yang

digunakan adalah konsentrik tubular dan di-grouting pada annulus antara pile dan tanah

serta pada annulus antara kedua tubular. Hal itu akan menjadikan pile berperilaku

sebagai komposit.

3. Pondasi Lonceng ( Belled Piles )

Pada tipe ini, pelebaran pondasi dibagian bawah pile untuk meningkatkan daya dukung

pondasi. Pelebaran daerah ujung pondasi akan berpengaruh signifikan pada daya

dukung aksial pondasi.

2.6.3 Daya Dukung Aksial Pile

Daya dukung aksial ultimit pile, dapat dihitung dengan rumus berikut :

Qd = Qf + Qp = ∑ fAs + qAp (2.38)

dengan : Qd = kapasitas ultimate pile

Qf = kapasitas friksi pile

Qp = total daya dukung ujung ujung pile

f = unit friksi permukaan pile

As = luas sisi perrnukaan tiang pancang

q = kapasitas daya dukung di ujung pile (end bearing)

Ap = luas kotor ujung pile

A. Skin Friction dan End Bearing untuk Tanah Kohesif

Untuk tiang pancang (pile) yang terletak pada tanah yang kohesif, kapasitas gaya gesek

(skin friction ) tiang pancang adalah :

f = αc (2.39)

dengan : c = kekuatan geser undrained pada kondisi kering

α = faktor tidak berdimensi, yang diperoleh dari persamaan berikut:

- α = 0,5 ψ-0.5 jika ψ ≤ 1,0

- α = 0,5 ψ -0.25 jika ψ > 1,0


- α ≤ 1,0 ; dengan : oP

c'

=ψ (P0' = tekanan efektif overburden )

Gaya gesek bekerja pada bagian permukaan luar pile, permukaan dalam pile, dan ujung

permukaan pile seluas penampang pile. Untuk kondisi pile terisi, end bearing dapat dianggap

bekerja seluas seluruh penampang pile. Kapasitas daya dukung ujung pile (end bearing)

pada tanah kohesif adalah sebesar q = 9c, dengan q dan c seperti yang telah dijelaskan

sebelumnya.

B. Skin Friction dan End Bearing untuk Tanah Kurang Kohesif

Untuk tiang pancang yang terletak pada tanah dengan gaya kohesi yang kurang, besarnya

skin friction adalah :

f = Kpo tan(δ) (2.40)

dengan : K = koefesien tekanan lateral (rasio tekanan efektif horizontal dan vertikal)

Untuk pile ujung terbuka, biasanya digunakan K = 0,8

po = tekanan efektif overburden

δ = sudut gesek tanah pada dinding tiang pancang

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

q = poNq (2.41)

dengan : po = tekanan efektif overburden.

Nq = faktor tak berdimensi daya dukung

API RP2A 21st edition memberikan perkiraan desain parameter untuk tanah silikat yang

kurang kohesif sebagai berikut :


Gambar 2.19 Parameter desain untuk tanah non-kohesif.

2.6.4 Reaksi Tanah Untuk Pile dengan Beban Aksial

Pondasi pile harus didesain untuk dapat memikul beban aksial statik dan siklik. Tahanan

aksial tanah diberikan oleh kombinasi dari adhesi aksial pile-tanah atau transfer beban

sepanjang sisi pile dan tahanan end bearing. Hubungan antara tegangan geser pada pile

dengan defleksi lokal pile digmbarkan dengan kurva T-Z. Hubungan antara mobilisasi

tahanan ujung pile dengan defleksi ujung tiang digambarkan dengan kurva Q-Z. API RP2A

21st edition memberikan rekomendasi kurva T-Z dan Q-Z untuk digunakan dalam kondisi

tidak tersedianya data tanah yang memadai.

2.6.5 Reaksi Tanah Untuk Pile dengan Beban Lateral

Pondasi pile harus didesain untuk menahan beban lateral baik static maupun siklik. Desain

ketahanan lateral pile dapat dinaikkan dengan menggunakan faktor keamanan tertentu.

Tahanan lateral dekat permukaan tanah berpengaruh signifikan terhadap desain pile. Pada

pembebanan lateral, umumnya tanah lempung berperilaku seperti material plastis sehingga

perlu diperiksa hubungan antara deformasi pile-tanah dan tahanan tanah. Karena itu perlu

dibuat kurva defleksi – tahahan tanah lateral (P-Y) dengan menggunakan data tegangan-

regangan hasil pemeriksaan laboratorium. Ordinat dari kurva ini adalah tahanan tanah P dan

absisnya adalah defleksi tanah Y.


2.6.6 Daya Dukung Lateral pada Tanah Lempung Halus

Untuk tanah lempung halus, apabila tidak tersedia kriteria yang lebih definitif besarnya

tekanan arah lateral dirumuskan sebagai berikut :

a. untuk 0 < X < XR

DJcXXcpu ++= γ3 (2.42)

b. untuk X > XR

pu = 9c (2.43)

dengan : pu = tahanan ultimit

c = kekuatan geser undrained untuk sampel lempung tak terganggu

D = diameter tiang pancang

γ = berat jenis tanah efektif

J = konstanta ( 0.25 - 0.5 )

X = kedalaman tanah

XR = kedalaman hingga daya dukung berkurang.

Pada kondisi kekuatan konstan, kedua rumus pu diatas dapat diselesaikan simultan dengan

memberikan :

JcD

DX R

+= γ

6

(2.44)

Pada kondisi kekuatan tidak konstan, kedua persamaan diplot dalam grafik pu vs kedalaman.

Titik perpotongan pertama dari kedua persamaan diambil sebagai nilai XR. Hubungan P-Y pile

pada tanah lempung halus tidak linier. Untuk pembebanan statik jangka pendek atau ketika

keseimbangan tercapai dibawah pembebanan siklik kurva P-Y dapat dibuat dengan

menggunakan penyesuian sesuai API RP2A 21st edition.

2.6.7 Daya Dukung Lateral pada Tanah Pasir

Untuk tanah pasir, hubungan P-Y juga tidak linier. Apabila tidak tersedia kriteria yang lebih

definitif besarnya tekanan arah lateral dirumuskan sebagai berikut :

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡×××

=u

u pAyHkApP tanh (2.45)

dengan : P = tahanan lateral


pu = tahanan ultimit

k = modulus inisial reaksi subgrade. Ditentukan dengan grafik, sesuai sesuai

API RP2A 21st edition.(Gambar 2.20)

y = defleksi lateral

H = kedalaman

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

pembebanan statik.

Gambar 2.20 Grafik modulus inisial reaksi subgrade.

Besarnya tahanan ultimit dapat dihitung dengan rumus berikut :

- ( ) HDCHCpus ×××+×= γ21 , untuk pile dangkal (2.46)

- HDCpud ×××= γ3 , untuk pile dalam. (2.47)

dengan : pu = tahanan ultimit

γ = berat jenis tanah efektif H = kedalaman

φ = sudut friksi internal

C1, C2, C3 = koefisien, ditentukan dengan grafik sesuai API RP2A 21st edition

(Gambar 2.21)

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

y = defleksi lateral

H = kedalaman


Gambar 2.21 Grafik koefisien tahanan ultimit berdasar φ.

2.1 pengkajian ulang struktur anjungan lepas · pdf filelaporan tugas akhir ... 3. aws d1, 1...

Documents