analisa keandalan flexible riser porch fpso belanak ... · diperoleh keandalan circumferrencial...
TRANSCRIPT
Jurnal Tugas Akhir
Analisa Keandalan Flexible Riser Porch FPSO Belanak Terhadap Kepecahan
Andie Kusuma S.
(1),Eko Budi Djatmiko
(2), Rudi Walujo Prastianto
(3)
1Mahasiswa Teknik Kelautan,
2,3Staf Pengajar Teknik Kelautan
FPSO Belanak memiliki 17 flexible riser dengan konektor berupa riser porch. Terjadinya crack pada
riser porch menyebabkan terjadinya fracture failure akibat perambatan retak dan dapat mengurangi
keandalan riser porch tersebut. Tujuan tugas akhir ini adalah untuk mengetahui keandalan riser porch
pada FPSO Belanak pasca terjadinya crack. Software yang digunakan untuk analisa global adalah
MOSES dan Orcaflex untuk memperoleh tension, sedangkan analisa lokal menggunakan finite element
method dengan bantuan software ANSYS untuk memperoleh tegangan lokal. Untuk analisa keandalan
digunakan software minitab dengan menggunakan simulasi Monte Carlo. Hasil analisa global,
didapatkan tension maksimum berasal dari arah 450 dan tension minimum berasal dari arah 225
0 true
north dengan beban lingkungan 100-tahunan. Perambatan retak dinyatakan dengan a1, a2, a3, a4 dan
a5. Diperoleh tension maksimum terjadi pada R11 sebesar 165.66 kN. Initial crack dimodelkan
berbentuk elips sesuai standard DnV OS F201. Output ANSYS yang berupa tegangan dimasukkan ke
dalam persamaan SIF dan diperoleh SIF circumferrencial dan SIF thickness. Harga maksimum SIF
terjadi pada R2 yaitu sebesar 497.160 MPa√mm pada a1 dan meningkat menjadi 9075.347 MPa√mm
pada a5 untuk circumferrencial dan SIF thickness sebesar 255.6 MPa√mm pada a1 dan meningkat
menjadi 1310.807 MPa√mm pada a5. Keandalan dihitung terhadap terjadinya perambatan retak ke arah
thicknes dan circumferrencial. Diperoleh keandalan circumferrencial terkecil terjadi pada R2 yakni
sebesar 0.9994 pada a1, menjadi 0.1084 pada a5 dan keandalan thickness terkecil terjadi pada R4
sebesar 1.0 pada a1 hingga menjadi 0.4342 pada tahap a5. Kecepatan rambat (da/dN) dihitung dengan
metode Paris & Endorgan. Diperoleh umur kelelahan terkecil yaitu pada R2 dengan umur kelelahan
total sebesar 26.67 tahun. Semakin bertambahnya SIF seiring dengan pertambahan panjang retak
mengakibatkan semakin berkurangnya keandalan dan juga berkurangnya umur retakan
Kata kunci : Riser Porch, Monte carlo, crack, circumferrencial, keandalan
1. PENDAHULUAN
Daerah interface riser berupa riser porch
sangat kritis mengalami kelelahan (fatigue). Hal
ini juga berlaku pada flexible riser yang
mengalami beban hidrodinamis secara berulang
ulang (siklis). Untuk itu diperlukan analisa
untuk mengetahui berapa umur flexible riser
setelah terjadinya initial crack dengan
menggunakan metode fracture mechanics
(Kurniawan, 2009). Seperti halnya desain
struktur yang lainnya, riser porch yang telah
mengalami initial crack dipastikan akan
berkurang keandalannya. Sehingga diperlukan
kajian lanjutan untuk mengetahui keandalan
riser porch pasca mengalami initial crack.
Moda kegagalan didefinisikan sebagai
terjadinya crack propagation dan analisa
dilakukan pada seluruh riser porch. Hal ini
perlu dilakukan karena posisi tiap riser porch
mempengaruhi beban yang diterima masing-
masing riser porch.
Perhitungan yang dilakukan pada tugas akhir
ini meliputi analisa global struktur untuk
mendapatkan nilai tension pada riser porch.
Setelah itu dilakukan analisa lokal dengan input
nilai tension yang dihasilkan pada analisa
global. Output hasil analisa lokal digunakan
sebagai variabel random dalam perhitungan
Jurnal Tugas Akhir
keandalan riser porch. Keandalan riser porch
dihitung dengan menggunakan metode
montecarlo. Perhitungan dilakukan dengan
membuat model matematis dengan bantuan
software MOSES, ORCAFLEX untuk
mendapatkan nilai tension dan ANSYS 11
untuk analisa fracture mecahnics dan keandalan
riser porch.
2. DASAR TEORI
2.1 Konsep Pembebanan Pada Analisa
Global
Analisa fracture mechanics merupakan bentuk
analisa lokal dari sebuah struktur. Pembebanan
yang bekerja pada analisa ini adalah
pembebanan lokal yang diambil dari hasil
analisa global suatu suatu struktur secara
keseluruhan. Oleh karena itu dibutuhkan
pemahaman yang baik mengenai pembebanan
secara global bangunan lepas pantai.
Pada suatu proses perancangan bangunan lepas
pantai, untuk menentukan kemampuan kerja
suatu struktur akan dipengaruhi oleh beban
yang terjadi pada bangunan tersebut.. Menurut
Soedjono (1999) beban-beban yang harus
dipertimbangkan dalam perancangan bangunan
lepas pantai adalah sebagai berikut :
1. Beban mati (Dead Load)
Beban mati (dead load) adalah beban
dari komponen-komponan kering serta
beban-beban peralatan, perlengkapan
dan permesinan yang tidak berubah dari
mode operasi pada suatu struktur,
meliputi : berat struktur,berat peralatan
dari permesinan yang tidak digunakan
untuk pengeboran atau proses
pengeboran..
2. Beban hidup (Live Load)
Beban hidup adalah beban yang terjadi
pada bangunan lepas pantai selama
beroperasi dan bisa berubah dari mode
operasi satu ke mode operasi yang lain.
3. Beban akibat kecelakaan (Accidental
Load)
Beban kecelakaan merupakan beban
yang tidak dapat diduga sebelumnya
yang terjadi pada suatu bangunan lepas
pantai, misalnya tabrakan dengan kapal
pemandu operasi, putusnya tali tambat,
kebakaran, letusan.
4. Beban lingkungan (Environmetal Load)
Beban lingkungan adalah beban yang
terjadi karena dipengaruhi oleh
lingkungan dimana suatu bangunan
lepas pantai dioperasikan atau bekerja.
Beban lingkungan yang biasanya
digunakan dalam perancangan adalah :
a. Wave Drift Force
b. Beban angin
c. Beban arus
2.2 Retak Awal
Cacat (defect) pada struktur dapat bertindak
sebagai awal keretakan. Cacat pada struktur
berdasarkan asal terbentuknya dapat
dikategorikan menjadi dua kelompok
(Aulia,2005)
1. Cacat yang terbentuk selama masa
fabrikasi.:
2. Cacat yang terbentuk selama service
struktur
2.3 Perambatan retak (crack growth)
Perambatan retak disebabkan oleh mekanisme-
mekanisme sebagai berikut (Broek,1989):
a) Fatigue akibat beban siklis
b) Stress corrosion akibat menahan beban
yang ada
c) Mulur (creep)
d) Hydrogen pada material yang
menyebabkan keretakan
e) Liquid metal yang menyebabkan
keretakan
Perambatan retak dipengaruhi oleh parameter
stress intensity factor (K). Parameter ini
menunjukkan adanya perambatan retak akibat
medan tegangan dan regangan di sekitar ujung
Jurnal Tugas Akhir
retak. Nilai K tidak tergantung pada jenis
material dan koordinat terjadinya crack,
melainkan tergantung pada external load ( gaya
dari luar), external geometry, dan bentuk retak
(crack geometry). Nilai ini merupakan nilai
yang mewakili karakteristik pada retak (stress
singularities) (Almar Naess,1987)
2.4 Konsep Analisa Keandalan dalam
Perancangan
Keandalan sebuah komponen atau sistem
adalah peluang komponen atau sistem
tersebut untuk memenuhi tugas yang telah
ditetapkan tanpa mengalami kegagalan
selama kurun waktu tertentu apabila
dioperasikan dengan benar dalam
lingkungan tertentu. Rosyid, D.M, dan
Mukhtasor (2002). Dalam konsep
keandalan, suatu masalah akan didefinisikan
dalam hubungan permintaan dan
penyediaan, yang keduanya merupakan
variabel-variabel acak. Peluang terjadinya
kegagalan suatu rancangan, dimana
penyediaan (ketahanan atau kekuatan
sistem) tidak dapat memenuhi permintaan
(beban yang bekerja pada sistem). Ang,
H.S dan Tang, W.H (1985).
Pemakaian konsep analisa keandalan yang
didasarkan pada metode probabilistik telah
berkembang dan semakin penting
peranannya terutama untuk memecahkan
masalah- masalah dalam perancangan
praktis Baker dan Wyatt (1979).
Kecenderungan ini salah satunya
dikarenakan adanya kerusakan yang terjadi
pada sistem rekayasa yang disebabkan oleh
intraksi panas, beban statis maupun beban
dinamis dapat dijelaskan secara lebih baik
dengan konsep ini.
Dalam konsep ini perancang dapat
menggambarkan suatu sistem dengan segala
hal yang mempengaruhi atau mengakibatkan
kerusakan pada sistem tersebut misalnya
kondisi pembebanan, ketahanan struktur,
kondisi lingkungan yang lebih mendekati
keadaan yang sebenarnya karena melibatkan
aspek ketidakpastian dalam analisanya.
Dalam analisa keandalan sistem struktural
maka perlu untuk mendefinisikan
ketidakpastian yang diterima oleh struktur.
Cristenson dan Yoshida Murotshu (1985)
membagi ketidakpastian dalam 3 kelompok
yaitu :
1. Ketidakpastian fisik, adalah ketidakpastian
yang berhubungan dengan keragaman
(variability) fisik seperti : beban, sifat
material, dan ukuran material. Keragaman
fisik ini hanya bisa dinyatakan dalam data
sampel, dengan pertimbangan praktis dan
ekonomis.
2. Ketidakpastian statistical, adalah
ketidakpastian yang berhubungan dengan
data yang dibuat untuk membuat model
secara probabilistik dari berbagai
macam keragaman fisik diatas.
3. Ketidakpastian model, yaitu
ketidakpastian yang berhubungan dengan
tanggapan dari jenis struktur yang
dimodelkan secara matematis dalam
bentuk deterministik atau probabilistik.
Ketidakpastian yang terjadi disini
merupakan hasil dari penyederhanaan
dengan memakai bermacam-macam
asumsi, kondisi batas yang tidak
diketahui, dan sebagai hasil dari pengaruh
interaksi ketidakpastian yang tidak
tercakup dalam model
3.PEMODELAN GLOBAL STRUKTUR
3.1 Pemodelan dengan Maxsurf
Pemodelan dengan sofware Maxsurf ver. 9.6 ini
hanya bertujuan sebagai validasi pemodelan
FPSO yang akan dilakukan di Moses. FPSO
dimodelkan sebagai vessel yang mempunyai
bagian simetris dibagian bow dan stern tanpa
propeller. Input yang digunakan untuk
pemodelan Maxsurf adalah dimensi-dimensi
utama yang didapat dari gambar lines plan.
Kemudian pada Maxsurf, didetailkan section,
buttock, dan waterline serta memasukkan
Jurnal Tugas Akhir
dimensinya untuk tiap section hingga terbentuk
surface hull dari FPSO Belanak. Dan untuk
mendapatkan model yang mendekati kondisi
kenyataannya maka perlu diinputkan nilai Cb,
Cp, dan Cm dari FPSO Belanak pada menu
parametric transformation.
Gambar 1. Lines plan FPSO Belanak
Gamabar 2. Pemodelan FPSO Belanak pada
Maxsurf
3.2 Pemodelan pada software MOSES
Pemodelan ini bertujuan untuk mendapatkan
wave drift dan RAO motion dari FPSO belanak.
Dengan parameter desain utama yang
dikonversi dari pemodelan Maxsurf, maka
dilakukan pemodelan dengan menentukan titik
untuk setiap plane. Untuk pemodelan dan
perhitungan hidrostatis, dilakukan dengan
MOSES 7.0, sedangkan untuk perhitungan
hidrodinamis, digunakan MOSES 6.0. Adapun
hasil pemodelan MOSES 7 adalah sebagai
berikut sebagai berikut :
Gambar 3. Pemodelan pada Sftware MOSES
Pada pemodelan moses, FPSO dimodelkan
tanpa mooring dan flexible riser sehingga RAO
yang dihasilkan ini baru menunjukkan perilaku
FPSO pada saat keadaan free floating. Yang
harus diperhatikan adalah bahwa pembebanan
yang berlaku pada pemodelan moses ini
hanyalah beban pay load yang diwakili oleh
sarat air untuk kondisi gelombang 1 tahunan, 10
tahunan, dan 100 tahunan. Dalam pemodelan
moses ini syarat air yang dipakai adalah 14
meter dimana FPSO dalam keadaan ballast.
Gambar 4. grafik transfer function rotasional
arah 00 dan 180
0
RAO Rotasional
0
0.05
0.1
0.15
0.2
0.25
0.3
0.35
0.4
0.45
0 0.5 1 1.5 2
Frekuensi (rad/sec)
RA
O (
m/m
)
Roll
Pitch
Yaw
Jurnal Tugas Akhir
Gambar 5. grafik transfer function translasi
arah 00 dan 180
0
Gambar 6. grafik transfer function translasi
arah 450 dan 225
0
Gambar 7. grafik transfer function rotasi arah
450 dan 225
0
Gambar 8 grafik transfer function translasi
arah 900 dan 270
0
Gambar 9. grafik transfer function rotasi arah
900 dan 270
0
Gambar 11. grafik transfer function rotasi arah
1350 dan 315
0
RAO Translasi
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
0 0.5 1 1.5 2
Frekuensi (rad/sec)
RA
O (
m/m
)
surge
sway
heave
RAO Translasi
-0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
0 0.5 1 1.5 2
Frekuensi (Rad/sec)
RA
O (
m/m
)
surge
Sway
heave
RAO Rotasional
-0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.5 1 1.5 2
Frekuensi (rad/sec)
RA
O (
m/m
)
Roll
Pitch
Yaw
RAO Translasi
0
0.5
1
1.5
2
0 0.5 1 1.5 2
Frekuensi (rad/sec)
RA
O (
m/m
)
Surge
Sway
Heave
RAO Rotasional
0
0.5
1
1.5
2
0 0.5 1 1.5 2
Frekuensi (rad/sec)
RA
O (
m/m
)
Roll
Pitch
Yaw
RAO Rotasional
-0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.5 1 1.5 2
Frekuensi (rad/sec)
RA
O (
m/m
)
Roll
Pitch
Yaw
Jurnal Tugas Akhir
Gambar 12. grafik transfer function translasi
arah 1350 dan 315
0
3.3 Pemodelan pada Software Orcaflex
Pada pemodelan MOSES tidak disertakan
flexible riser dan sistem spread mooring,
sehingga dilakukan pemodelan ulang untuk
analisa statis dan dinamis. Tujuan utama dari
pemodelan ini adalah untuk mendapatkan nilai
tension pada riser porch flexible riser.
Titik-titik pada MOSES ditransformasikan pada
koordinat ORCAFLEX. Kemudian titik-titik
tersebut akan dihubungkan berupa garis garis
yang kemudian akan membentuk hull FPSO.
Setelah itu memasukkan output hasil running
MOSES 6 berupa wave drift dan RAO motion
untuk masing-masing arah.
Flexible riser dimodelkan menggunakan line
dengan ujung A fixed di vessel dan ujung B
fixed di seabed. Selain itu vessel ditambatkan
ke seabed dengan 12 spread mooring sesuai
dengan konfigurasi yang disyaratkan.
Analisa statis dilakukan dengan input beban
gelombang paling ekstrim yaitu pada kondisi
gelombang 100 tahunan yang bekerja pada
syarat 14 m (ballasted). Dimana pada sarat ini
flexible riser bekerja pada keadaan paling kritis
. Yang kemudian dicari nilai tension terbesar
yang bekerja pada ujung A dari flexible riser.
Gambar 13. Pemodelan pada Software Orcaflex
Tabel 1. Tension maks pada riser porch
R1 R2 R3
Total Force (kN) 176.02 175.98 169.39
End Tension (kN) -163.17 -163.15 -159.77
End Shear Force (kN) 66.01 65.97 56.28
Total Moment (kN.m) 45.49 45.49 45.84
End Bend Moment (kN.m) 45.49 45.49 45.84
Force (kN) 176.02 175.98 169.39
Ex -13.4 -13.63 -9.87
Ey 64.21 64.12 54.98
Ez -163.34 -163.32 -159.92
Tabel 1. Tension maks pada riser porch
(lanjutan)
R4 R5 R6 R7 R8
169.36 159.29 169.35 169.35 159.36
-159.76 -148.96 -159.79 -159.79 -149.04
56.2 56.42 56.09 56.09 56.4
45.84 45.51 45.85 45.85 45.51
45.84 45.51 45.85 45.85 45.51
169.36 159.29 169.35 169.35 159.36
-10.41 -12.16 -11.99 -12.1 -13.84
54.81 54.7 54.37 54.34 54.28
-159.91 -149.11 -159.93 -159.94 -149.19
RAO Translasi
-0.2
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
0 0.5 1 1.5 2
Frekuensi (rad/sec)
RA
O (
m/m
)
Surge
Sway
Heave
Jurnal Tugas Akhir
Tabel 1. Tension maks pada riser porch
(lanjutan)
R9 R10 R11 R12 R13
159.37 181.11 181.12 175.88 169.36
-149.05 -170.69 -170.7 -163.09 -159.76
56.4 60.55 60.56 65.83 56.2
45.51 45.82 45.82 45.5 45.84
45.51 45.82 45.82 45.5 45.84
159.37 181.11 181.12 175.88 169.36
-13.95 -14.71 -14.83 -14.57 -10.45
54.25 58.28 58.26 63.77 54.8
-149.2 -170.84 -170.86 -163.26 -159.9
Tabel 1. Tension maks pada riser porch
(lanjutan)
R14 R15 R16 R17
169.36 175.78 159.29 169.35
-159.76 -163.05 -148.97 -159.79
56.2 65.69 56.39 56.09
45.84 45.51 45.51 45.85
45.84 45.51 45.51 45.85
169.36 175.78 159.29 169.35
-10.42 -16.1 -12.76 -12.06
54.81 63.25 54.53 54.35
-159.91 -163.22 -149.12 -159.94
Tabel 2. Tension Minimum pada riser porch
R1 R2 R3
Total Force (kN) 160.1 160.06 154.09
End Tension (kN) -148.33 -148.3 -144.8
End Shear Force (kN) 60.27 60.22 52.7
Total Moment (kN.m) 44.78 44.78 44.74
End Bend Moment (kN.m) 44.78 44.78 44.74
Force (kN) 160.1 160.06 154.09
Ex -11.39 -11.58 -8.55
Ey 58.8 58.71 51.63
Ez -148.48 -148.45 -144.93
Tabel 2. Tension Minimum pada riser porch
(lanjutan)
Tabel 2. Tension Minimum pada riser porch
(lanjutan)
R9 R10 R11 R12 R13
143.1 165.63 165.66 159.9 153.99
-133.64 -155.51 -155.54 -148.2 -144.73
51.16 57.02 57.03 60.06 52.6
44.84 44.77 44.77 44.8 44.75
44.84 44.77 44.77 44.8 44.75
143.1 165.63 165.66 159.9 153.99
-11.77 -12.94 -13.05 -12.4 -9.05
49.43 55.12 55.11 58.37 51.43
-133.78 -155.66 -155.68 -148.35 -144.86
Tabel 2. Tension Minimum pada riser porch
(lanjutan)
R14 R15 R16 R17
153.99 159.79 142.97 153.94
-144.73 -148.14 -133.51 -144.72
52.6 59.9 51.13 52.46
44.75 44.81 44.84 44.76
44.75 44.81 44.84 44.76
153.99 159.79 142.97 153.94
-9.03 -13.76 -10.73 -10.47
51.44 57.91 49.64 51.03
-144.87 -148.29 -133.64 -144.85
R4 R5 R6 R7 R8
154 142.97 153.93 153.94 143.08
-144.73 -133.5 -144.71 -144.72 -133.62
52.6 51.17 52.47 52.46 51.15
44.75 44.84 44.76 44.76 44.84
44.75 44.84 44.76 44.76 44.84
154 142.97 153.93 153.94 143.08
-9.02 -10.21 -10.4 -10.51 -11.67
51.45 49.79 51.04 51.02 49.45
-144.87 -133.64 -144.85 -144.86 -133.76
Jurnal Tugas Akhir
3.4 Pemodelan pada Software ANSYS
Riser porch dimodelkan sesuai dengan dimensi
dan materialnya. Berikut data material riser
porch:
Klasifikasi : High Carbon Steel
Tipe material : ASTM A 694 grade F60
Tegangan ijin : 415 Mpa
Modulus Young : 210 Mpa
Poisson ratio : 0.29
Gambar 14. Pemodelan riser porch pada
ANSYS
Retak awal diasumsikan berbentuk elliptis yang
akan dimodelkan sesuai dengan standart code
dari DNV OS F201 sebagai berikut
Kedalaman retak : 0.1 mm
Panjang retak : 5 mm
Tebal retak : 1 mm
Retak awal diletakkan pada daerah yang
memiliki konsentrasi tegangan yang besar
Gambar 15. Pemodelan retak elpitis
Pembebanan diberikan pada arah x,y,dan z
sesuai dengan output tension pada orcaflex.
Gambar 15. Pembebanan pada riser porch
Jurnal Tugas Akhir
Gambar 16. Tegangan maksimum pada ujung
crack
3.5 Perhitungan Stress Intensity Factor
Stress Intensity Factor dihitung pada 2 posisi,
yaitu pada kedalaman crack (thickness) dan
circumferencial crack. Untuk SIF arah
circumferencial dihitung dengan persamaan:
f(a/W)
(a/W) h/W =
1 h/W = tak hingga
0 1.12 1.12
0.2 1.37 1.21
0.4 2.11 1.35
0.5 2.83 1.46
Dengan a : ½ panjang crack (mm)
W : Keliling riser (mm)
h : lebar riser (mm)
Tabel 3. SIF arah circumferensial untuk
beberapa retakan.
a (mm) σ (Mpa) SIF(Mpa√mm)
R1 2.5 145.04 455.342
45 158.68 2113.532
90 159 2995.013
135 159.47 6271.291
180 160.09 7861.956
R2 2.5 158.36 497.16
45 158.52 2111.401
90 158.83 2991.811
135 159.31 3675.279
180 159.93 9075.347
R3 2.5 75.121 235.837
16 98.582 782.957
51 122.2 1732.753
159.5 145.81 3656.352
275 169.43 5377.323
Tabel 3. SIF arah circumferensial untuk
beberapa retakan (lanjutan)
a (mm) σ (Mpa) SIF(Mpa√mm)
R4 2.5 74.945 235.284
16 98.54 782.624
51 122.15 1732.044
159.5 145.75 3654.847
275 169.35 5374.784
R5 2.5 97.267 305.363
26.5 113.07 1155.715
67 128.88 2094.61
159.5 144.68 3762.018
275 158.55 5248.908
R6 2.5 74.879 235.077
16 98.466 782.036
51 122.05 1730.626
159.5 145.64 3652.089
275 169.23 5370.975
R7 2.5 74.877 235.071
16 98.464 782.02
51 122.05 1730.626
159.5 145.64 3652.089
275 169.22 5370.658
R8 2.5 97.08 304.776
26.5 112.86 1157.913
67 128.63 2090.547
159.5 144.41 3754.998
275 158.24 5659.608
R9 2.5 97.072 304.75
26.5 112.85 1153.466
67 128.62 2090.385
159.5 144.39 3754.478
275 158.23 5659.25
R10 2.5 78.781 247.327
29 103.6 822.811
83.5 128.41 1820.809
152 153.23 3842.417
306 178.04 5650.585
R11 2.5 78.783 247.333
29 103.6 1107.743
83.5 128.42 2330.002
152 153.23 3750.99
306 178.05 5656.429
aW
afK I
Jurnal Tugas Akhir
Tabel 3. SIF arah circumferensial untuk
beberapa retakan (lanjutan)
a (mm) σ (Mpa) SIF(Mpa√mm)
R12 2.5 157.71 495.119
45 157.87 2102.743
90 158.18 2979.567
135 158.66 3954.413
180 159.27 4583.718
R13 2.5 67.573 212.14
16 98.538 782.608
51 122.14 1731.902
159.5 145.75 3654.847
275 169.35 5374.784
R14 2.5 74.935 235.253
16 98.54 782.624
51 122.14 1731.902
159.5 145.75 3654.847
275 169.35 5374.784
R15 2.5 156.78 492.199
45 156.94 2090.356
90 157.25 2962.049
135 157.72 3930.985
180 158.33 4556.666
R16 2.5 97.186 305.108
26.5 112.98 1154.795
67 128.77 2092.823
159.5 144.56 3758.898
275 158.41 5665.688
R17 2.5 68.504 215.063
16 98.464 782.02
51 122.05 1730.626
159.5 145.64 3652.089
275 115.65 3670.468
Untuk SIF arah thickness digunakan rumus
(a/W) f(a/W)
0.1 1.044
0.2 1.055
0.3 1.125
0.4 1.257
0.5 1.5
0.6 1.915
Dengan a : Kedalaman crack (mm)
W : Tebal specimen yang mengalami
crack (mm)
Tabel 4. SIF arah Thickness untuk beberapa
retakan.
a (mm) σ (Mpa)
SIF (Mpa√ mm)
R1 0.1 126.55 74.56365
8 138.4 724.5092
14 138.68 986.9903
19 139.09 1211.396
22.21 139.63 1312.405
R2 0.1 138.1 81.36895
8 138.23 723.6193
14 138.51 985.7804
19 138.93 1210.002
22.21 139.46 1310.807
R3 0.1 64.399 37.94409
5 84.475 349.6037
15 104.71 758.4877
25 124.95 1392.207
35 145.18 2283.991
R4 0.1 64.22 37.83862
5 84.443 349.4713
15 104.67 758.198
25 124.9 1391.65
35 145.13 2283.204
R5 0.1 73.27 43.17091
5 85.177 352.509
15 97.083 703.2401
25 108.99 1214.379
35 119.43 1878.889
R6 0.1 64.175 37.81211
5 84.39 349.2519
15 104.6 757.6909
25 124.82 1390.759
35 145.03 2281.631
R7 0.1 64.174 37.81152
5 84.388 349.2436
15 104.6 757.6909
25 124.82 1390.759
35 145.03 2281.631
aW
afK I
Jurnal Tugas Akhir
Tabel 4. SIF arah Thickness untuk beberapa
retakan (lanjutan)
a (mm) σ (Mpa)
SIF (Mpa√ mm)
R8 0.1 73.086 43.0625
5 84.963 351.6233
15 96.839 701.4726
25 108.72 1211.371
35 119.13 1874.169
R9 0.1 73.077 43.0572
5 84.952 351.5778
15 96.827 701.3857
25 108.7 1211.148
35 119.12 1874.012
R10 0.1 50.144 29.545
5 65.94 272.8957
15 81.735 592.0638
25 97.53 1086.69
35 113.33 1782.923
R11 0.1 50.145 29.54559
5 65.941 272.8999
15 81.736 592.071
25 97.532 1086.713
35 113.33 1782.923
R12 0.1 137.43 80.97418
8 137.56 720.1119
14 137.84 964.6151
19 138.25 1201.868
22.21 138.79 1304.51
R13 0.1 57.839 34.07892
5 84.441 349.463
15 104.67 758.198
25 124.9 1391.65
35 145.12 2283.047
R14 0.1 64.215 37.83568
5 84.443 349.4713
15 104.67 758.198
25 124.9 1391.65
35 145.13 2283.204
R15 0.1 136.45 80.39677
8 136.59 715.034
14 136.86 957.757
19 137.27 1193.348
22.21 137.8 1295.204
Tabel 4. SIF arah Thickness untuk beberapa
retakan (lanjutan)
a (mm) σ (Mpa)
SIF (Mpa√ mm)
R16 0.1 73.194 43.12613
5 85.088 352.1406
15 96.982 702.5084
25 108.88 1213.153
35 119.31 1877.001
R17 0.1 58.717 34.59624
5 84.389 349.2478
15 104.6 757.6909
25 124.82 1390.759
35 145.03 2281.631
3.6 Perhitungan Keandalan Riser Porch
Keandalan dihitung dengan simulasi
Montecarlo dibantu dengan software minitab
untuk menentukan distribusi variable random.
Keandalan riser porch dibagi menjadi 2, yaitu:
keandalan terhadap perambatan retak
circumferencial dan keandalan terhadap retak
thickness. Berikut mode kegagalan terhadap
perambatan retak thickness:
m
at
EC
dN
da KKKK
67308160
7.0)2(2
minminmax
2
max
Dan moda kegagalan terhadap perambatan
retak circumferencial:
m
akell
EC
dN
da KKKK
67308160
27.0)2(2
minminmax
2
max
Dengan a: Panjang retak
Kmax = SIF maksimum
Kmin = SIF minimum
C = 6.9 x 103 (konstanta material)
Jurnal Tugas Akhir
m = 3 (konstanta material)
E = Modulus Young (210 x 106 Pa)
Dari software minitab diperoleh output berupa
distribusi variable random, sebagai berikut:
Tabel 5. Distribusi SIF untuk retakan arah
circumferencial
Riser Distribusi
R1 Weibull
R2 Weibull
R3 Log normal
R4 Log normal
R5 Log normal
R6 Log normal
R7 Log normal
R8 Log normal
R9 Log normal
R10 Log normal
R11 Log normal
R12 Weibull
R13 Log normal
R14 Log normal
R15 Weibull
R16 Log normal
R17 Log normal
Tabel 6. Distribusi SIF untuk retakan arah
Thickness.
Riser Distribusi
R1 Log normal
R2 Log normal
R3 3-parameter Weibull
R4 3-parameter Weibull
R5 2-parameter eksponensial
R6 3-parameter Weibull
R7 3-parameter Weibull
R8 2-parameter eksponensial
R9 2-parameter eksponensial
R10 normal
R11 normal
R12 Log normal
R13 3-parameter Weibull
R14 3-parameter Weibull
R15 Log normal
R16 2-parameter eksponensial
R17 3-parameter Weibull
Dari hasil simulasi montecarlo diperoleh
keandalan masing riser porch untuk tiap-tiap
terjadinya perambatan retak. Perambatan retak
disimbolkan dengan huruf a1, a2, a3, a4 dan a5.
Tabel 7. keandalan riser porch terhadap
parambatan retak circumferencial
a1 a2 a3 a4 a5
R1 0.9997 0.7354 0.5875 0.2909 0.0620
R2 0.9994 0.7262 0.5382 0.4287 0.1085
R3 0.9999 0.9983 0.8722 0.5303 0.1133
R4 0.9999 0.9983 0.8734 0.5331 0.1493
R5 0.9999 0.9382 0.7179 0.4348 0.2874
R6 0.9999 0.9984 0.8723 0.5304 0.1133
R7 0.9999 0.9849 0.8682 0.5388 0.1137
R8 0.9999 0.9394 0.7224 0.4284 0.2794
R9 0.9999 0.9395 0.7225 0.4284 0.2796
R10 0.9999 0.9986 0.8819 0.5239 0.1130
R11 0.9999 0.9857 0.7817 0.5532 0.3606
R12 0.9997 0.7259 0.5380 0.4285 0.1084
R13 0.9999 0.9982 0.8721 0.5303 0.1134
R14 0.9999 0.9822 0.8888 0.5406 0.1135
R15 0.9995 0.7257 0.5379 0.4284 0.1089
R16 0.9999 0.9390 0.7221 0.4282 0.2793
R17 0.9999 0.9984 0.8723 0.5304 0.1138
Tabel 8. keandalan riser porch terhadap
parambatan retak thickness.
a1 a2 a3 a4 a5
R1 1 0.9982 0.9672 0.8995 0.8550
R2 1 0.9621 0.9016 0.8331 0.7923
R3 1 0.9998 0.9438 0.7150 0.4366
R4 1 0.9999 0.9459 0.7151 0.4342
R5 1 0.9999 0.9968 0.9296 0.7177
R6 1 0.9999 0.9489 0.7151 0.4366
R7 1 0.9999 0.9439 0.7155 0.4367
R8 1 0.9945 0.9564 0.8659 0.6877
R9 1 0.9946 0.9565 0.8660 0.6878
R10 1 0.9968 0.9617 0.9582 0.6888
R11 1 0.9968 0.9621 0.9455 0.6970
R12 1 0.9617 0.9013 0.8328 0.7920
R13 1 0.9997 0.9437 0.7149 0.4366
R14 1 0.9996 0.9437 0.7149 0.4363
R15 1 0.9615 0.9010 0.8326 0.7918
R16 1 0.9968 0.9560 0.8655 0.6874
R17 1 0.9999 0.9439 0.7151 0.4367
Jurnal Tugas Akhir
Probablity of failure R4
-0.1
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
0 10 20 30 40
a (mm)
pro
bab
lity
of
fail
ure
probability of failure
thickness
Probability of failure
circumferencial
Gambar 16. probability of failure pada R4
Dari hasil dan analisa diatas, dari sini terlihat
bahwa keandalan riser porch semakin
berkurang seiring dengan pertambahan panjang
retakan dan meskipun jauh lebih tipis, dari sini
terlihat bahwa riser porch lebih tahan terhadap
peramabatan retak ke arah thickness daripada
circumferencial.
5. KESIMPULAN DAN SARAN
5.1 Kesimpulan
1. Hasil analisa ORCAFLEX berupa nilai
tension global pada daerah interface antara
vessel dengan ujung riser, didapatkan
tension maksimum akibat beban pay load
dan occurence sebesar 181.12 KN yang
terjadi pada R11 dan tension minimum
terjadi pada R16 dan R5 yang sama-sama
memiliki tension sebesar 159.29 KN.
Sedangkan tension pada Riser porch yang
lain berada pada kisaran tension tersebut.
2. SIF ke arah circumferrencial maksimum
pada initial crack terjadi pada R2 sebesar
497.160 MPa√mm dan semakin meningkat
seiring dengan perambatan retak menjadi
9075.347 MPa√mm pada tahap perambatan
retak a5 pada posisi arah sumbu y local
(koordinat ANSYS) dan terletak pada ujung
crack. SIF ke arah thickness maksimum
pada initial crack juga terjadi pada R2
yakni sebesar 255.6 MPa√mm dan semakin
meningkat seiring dengan perambatan retak
menjadi 1310.807 MPa√mm pada tahap
perambatan retak a5. Semakin besar crack
yang terjadi semakin besar pula tegangan
pada ujung crack yang berakibat semakin
besar pula SIF dan menyebabkan semakin
bertambahnya kecepatan panjang retak.
3. Keandalan kepecahan pada arah
circumferrencial terkecil terjadi pada R2
yakni sebesar 0.9994 pada tahap
perambatan retak a1 dan terus menurun
menjadi 0.1084 pada tahap perambatan
retak a5. Hal ini sesuai dengan pernyataan
no.2 yakni R2 memiliki SIF ke arah
circumferrencial terbesar. Meskipun R2
juga memiliki SIF ke arah thickness
terbesar, namun keandalan kepecahan ke
arah thickness terkecil dimiliki oleh R4
yakni sebesar 1.0 pada tahap perambatan
retak a1 dan terus menurun menjadi 0.4342
pada tahap perambatan retak a5. Hal ini
dikarenakan tebal R4 hanya lebih besar 10
mm, namun keliling R4 dua kali dari
keliling R2. Sehingga R2 memiliki
keandalan kepecahan ke arah thickness
yang lebih baik.
4. Informasi lebih lanjut dari pengkajian yang
dilakukan ialah didapatkannya umur
kelelahan riser porch. Umur kelelahan
terkecil terjadi pada R2 sebesar 13.89 tahun
dari a1 ke a2, 8.2 tahun dari a2 ke a3, 2.45
tahun dari a3 ke a4 dan 2.13 tahun dari a4
ke a5. Sehingga umur kelelahan totalnya
adalah 26.67 tahun. Semakin bertambahnya
SIF seiring dengan pertambahan panjang
retak mengakibatkan semakin berkurangnya
keandalan dan juga berkurangnya umur
kelelahan.
5.2 Saran
1. Dalam perhitungan perambatan retak,
diasumsikan bahwa perambatan terjadi
simetris antara kiri dan kanan. Padahal
tegangan antara ujung-ujung retak tidaklah
sama. Sehingga diperlukan penelitian lebih
lanjut untuk perhitungan perambatan
retaknya.
2. Meskipun pembebanan yang bekerja adalah
gaya aksial serta bending ke arah x dan y,
Jurnal Tugas Akhir
namun analisa fracturer-mechanic hanya
dilakukan pada mode opening
3. Pada analisa lokal digunakan material
properties elastis. Sehingga model masih
berupa model elastis. Padahal terjadinya
crack pada riser porch adalah crack elasto-
plastis Oleh karena itu, perlu dilakukan
kajian lebih lanjut dengan menggunakan
model elasto-plastis.
Daftar Pustaka
Almar-Naess, A.Ed,1985 FATIGUE
HANDBOOK: Offshore Steel
Structure,Trondheim,Norway:Tapir
Publisher.
American Bureau of Shipping, 2003 Fatigue
Assessment of Offshore Structures, New
York
American Petroleum
Institute.2001.Recomended Practice for
Planing Riser.API RP
2RD.Washington:API Publising Service
Aulia.2005. Analisa Umur Kelelahan Turbular
Joint Tipe T dengan Retak Eliptis pada
Chord Menggunakan Metode Elastic
Plastic Fracture Mechanics.Tugas akhir:
Jurusan Teknik Kelautan.
Broek, David.1987. Elementary Engineering
Fracture Mechanics.Martinus Nijhoff
Publishers. Netherlands.
Chakrabarti, S.K2005.Offshore Structure
Analysis.Handbook of Offshore
Engineering vol 2.Oxford:Elsevier
Det Norske Veritas.2001.Dynamic Riser.DNV
OS-F201.Oslo Norway:DNV
Indiyono, P., 2004, “Hidrodinamika Bangunan
Lepas Pantai”, Surabaya: SIC
Kozak V.1997.crack effect on
fracture.International Conference on
structural mechanics :Lyon.
Kottegoda, N.T. and Rosso R.1998. Statistic,
Probability, and Reliability for civil and
enviromental Engineers. Mcgraw-Hill
Companies , Inc. Singapore
Kurniawan, M.F. 2009. Analisa Fatigue-
fracture Mechanic Flexible Riser Porch
FPSO Belanak. Tugas Akhir. Jurusan
Teknik Kelautan
Purnomo.2006. Pengaruh Riser Terhadap
Tegangan Pada Tendon Porch Akibat
Gerakan Tension Leg Platform (TLP).
Tugas Akhir. Jurusan Teknik Kelautan
Rosyid, D.M. 2007. PengantarRekayasa
Keandalan. Airlangga University Press.
Surabaya.
Styawan, D. 2009. Analisis Kelelahan Berbasis
Keandalan Pada FPSO Konversi Dari
Tanker. Tugas Akhir. Jurusan Teknik
Kelautan.
Yong Bai.2001. Subsea Pipeline and
Risers.Elsevier book series vol 3.Oxford :
Elsevier