Analisa Keandalan Flexible Riser Porch FPSO Belanak Terhadap Kepecahan

(1)

Analisa Keandalan Flexible Riser Porch FPSO Belanak Terhadap Kepecahan

Andie Kusuma S.(1),Eko Budi Djatmiko(2), Rudi Walujo Prastianto(3) 1

Mahasiswa 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 2250 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

(2)

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

(3)

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,

(4)

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 1800 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) R A O ( m /m ) Roll Pitch Yaw

(5)

Gambar 5. grafik transfer function translasi arah 00 dan 1800

Gambar 7. grafik transfer function rotasi arah 450 dan 2250

Gambar 8 grafik transfer function translasi arah 900 dan 2700

Gambar 9. grafik transfer function rotasi arah 900 dan 2700

Gambar 11. grafik transfer function rotasi arah 1350 dan 3150 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) R A 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) R A 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) R A 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) R A 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) R A 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) R A O ( m /m ) Roll Pitch Yaw

(6)

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) R A O ( m /m ) Surge Sway Heave

(7)

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

(8)

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.

(9)

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 a W a f K_I        

(10)

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 a W a f K_I        

(11)

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 a t E C dN da

_K

        _     67308160 7 . 0 ) 2

( _max2 _max _min _min2

Dan moda kegagalan terhadap perambatan retak circumferencial: m a kell E C dN da

_K

        _     67308160 2 7 . 0 ) 2 ( 2 min min max 2 max

Dengan a: Panjang retak

Kmax = SIF maksimum

Kmin = SIF minimum

(12)

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

(13)

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) prob a bl it y of f a il 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,

(14)

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