Gambar 3.1 Upheaval Buckling Pada Pipa Penyalur Minyak di Riau ± 21 km

BAB III

STUDI KASUS LAPANGAN

3.1. Umum

Pada bab ini akan dilakukan studi kasus pada pipa penyalur minyak yang dipendam di bawah tanah (onshore pipeline). Namun karena dibutuhkan untuk inspeksi keadaan pipa, maka pipa pipa dibuka hingga tidak lagi berada di bawah tanah. Keadaan ini menyebabkan pipa mengalami kenaikan temperatur akibat terkespos langsung oleh panas matahari. Kondisi ini menyebabkan pipa pada akhirnya mengalami upheaval buckling dalam bentuk defleksi secara global seperti yang ditunjukkan pada Gambar 3.1.

Pipa penyalur minyak ini berada di Riau ± 21 km yang mengalirkan minyak crude oil dengan temperatur 80°C dan tekanan maksimum 180 psi atau 1.24 MPa.

Berdasarkan hasil inspeksi lapangan ditemukan bahwa telah terjadi upheaval buckling dengan tinggi defleksi 50 cm pada sepanjang 20 m segmen pipa.

(a)

Upheaval buckling Akibat Terekspos Panas Matahari

(b)

Upheaval buckling Akibat Kebakaran Hutan Gambar 3.1 Upheaval Buckling Pada Pipa Penyalur Minyak di Riau ± 21 km

3.1.1. Data Operasional Pipeline

Sebelumnya, perencanaan pipa harus dirancang sedemikian rupa sehingga pipa dapat bertahan selama masa operasi dan memenuhi persyaratan untuk instalasi. Data operasional serta instalasi akan mempengaruhi pipa secara struktural, seperti ketebalan pipa, sehingga pipa dapat bekerja optimal selama masa operasi.

Tabel 3.1 Data Operasional Pipeline

PARAMETER NILAI

Diameter Pipa, D_o 8 (in) 203.2 (mm)

Ketebalan Pipa, t 0.313 (in) 7.94 (mm)

Tekanan Internal Pipa, P 180 (psi) 1.24 (MPa)

Temperatur Instalasi, T1 68 (°F) 20 (°C)

Temperatur Operasi Maksimum, T2 176 (°F) 80 (°C) Fluida Isi (content) Minyak mentah (crude oil)

Massa Jenis Oil, ρoil 834 (kg/m³)

Kelas Material Pipa API 5L Grade B

SMYS, S 35000 (psi) 241.3 (MPa)

SMTS 60000 (psi) 413.7 (MPa)

Modulus Young, E 30 x 10⁶ (psi) 207,000 (MPa)

Rasio Poisson’s, υ 0.3

Massa Jenis Material Pipa, ρsteel 490 (lb/ft³) 7,849 (kg/m³)

Koefisien Ekspansi Termal, α 6.5 x 10^-6 (in/in °F) 1.17 x 10^-5 (mm/mm °C)

3.1.2. Properti Tanah

Seperti telah diketahui bahwa gaya aksial penyebab buckling ditahan oleh gaya friksi tanah serta berat total pipa. Oleh karena itu sangat penting untuk diketahui jenis serta properti tanah seperti yang ditunjukkan pada Tabel 3.2 berikut :

Tabel 3.2 Data Properti Tanah

Properti Tanah

Jenis Tanah Sand

Massa Jenis Tanah, ρsoil 1,984 (kg/m³) Koefisien Friksi Tanah, μ ^0.5

Kedalaman Pipa di Bawah Tanah 0 (mm)

3.2. Tekanan Isi Pipa

Disain tekanan isi pipa tentunya dirancang jauh lebih kecil daripada tekanan maksimum yang diijinkan. Namun dengan memperhitungkan tekanan maksimum yang diijinkan di dalam pipa terhadap ketebalan pipa, dapat diketahui profil kekuatan tebal pipa terhadap tekanan isi pipa. Dengan menggunakan persamaan ASME B 31.4 untuk disain pipa minyak berikut :

(

^{F E T}

)

D t P S

o

⋅

⋅ ⋅

= 2⋅

Maka diperoleh tekanan maksimum yang diijinkan bekerja pada tebal pipa 7.94 mm adalah P = 13.5 MPa. Tekanan disain operasi (P = 1.24 MPa) masih jauh lebih kecil dari tekanan ini atau lebih kurang 10 kali lebih kecil dari tekanan maksimum yang diijinkan.

3.2.1. Properti Pipa

Dalam perhitungan, akan digunakan data – data operasional seperti yang telah diuraikan di atas. Awalnya diperhitungkan properti pipa sebagai berikut :

a) Luas penampang pipa

• Luas permukaan potongan melintang pipa

( )

870 2

,

4 mm

A

t t D A

s

o s

=

−

⋅

=π

• Luas permukaan pipa bagian dalam

( )

2 2

559 , 27

4 2

mm A

t D A

i

o i

=

−

⋅

=π

• Luas permukaan pipa bagian luar

2 2

429 . 32

4

mm A

D A

o

o o

=

⋅

=π

b) Momen inersia pipa

( )

[ ]

4 4 4

793 , 250 , 23 64 2

mm I

t D D

I _{o o}

=

−

−

⋅

= π

c) Massa total pipa

content steel

p M M

M = +

Dimana :

•

( )

m kg M

t t D M

steel

steel o

steel

/ 23 .

=38

⋅

−

⋅

=π ρ

• Mcontent π

(

Do t

)

ρoil

⋅

−

⋅

= 2 ²

4

M_content = 22.98 kg/m Maka :

M_p = 61.21 kg/m

3.2.2. Tegangan Kerja yang Diijinkan

Sesuai dengan kode standar ASME B31.4 2002, tegangan yang diijinkan :

Tabel 3.3 Besar Tegangan Operasi Yang Diijinkan Tegangan Kerja yang Diijinkan Tegangan

f ^. SMYS

Tegangan Hoop 72% SMYS 174 MPa

Tegangan Longitudinal 80% SMYS 193 MPa

Tegangan Ekivalen 90% SMYS 217 MPa

Jika terdapat salah satu tegangan yang melebihi tegangan ijinnya, maka sistem pipa akan mengalami kegagalan dalam bentuk deformasi plastis atau yielding.

3.3. Analisis Tegangan

Akan dilakukan analisis perhitungan tegangan yang mungkin bekerja pada pipa.

Dengan beban operasi tekanan dan perubahan temperatur pipa, tegangan – tegangan yang bekerja pada pipa didisain untuk tidak melebihi tegangan yang diijinkan. Oleh karena itu dilakukan perhitungan dan analisis tegangan – tegangan yang bekerja pada pipa apakah masih berada di bawah tegangan ijinnya hingga sistem pipa tidak akan mengalami kegagalan.

Tabel 3.4 Analisis Tegangan Pada Temperatur Operasi Normal

Analisis Tegangan Keterangan

t D P _o

h 2

= ⋅

σ σ_h =16MPa Tegangan Hoop

t SMYS D P _o

h 0.72

2 ≤

= ⋅

σ σh =16^MPa≤174^MPa OK!

h

P υ σ

σ = ⋅ σ_P =5MPa Tegangan longitudinal

Poisson’s

(

^{T T}

)

E −

−

= _{2 1}

T α

σ σ_T =−145MPa Tegangan longitudinal

termal

(

T₂ T₁

)

h E

L =υσ − α −

σ σ_L =−140MPa Total tegangan longitudinal

L ≤0.8SMYS

σ σ_L =−140MPa≤193MPa OK!

(

_{h L}

)

L h

E σ σ σ σ

σ = ² + ² − σ_E =149MPa Tegangan ekivalen Von

Misses

E ≤0.9SMYS

σ σ_E =149MPa≤217MPa OK!

Berdasarkan tegangan operasi yang diijinkan, maka seharusnya pipa tidak mengalami kegagalan karena semua tegangan operasi masih berada di bawah tegangan ijinnnya. Namun, kondisi operasi di lapangan yang sebenarnya telah ditemukan bahwa

temperatur operasi lebih dari 80°C. Hal ini disebabkan karena sistem pipa terekspos oleh panas matahari hingga mengalami kenaikan temperatur diasumsikan hingga 150°C (302°F) .

Peningkatan temperatur operasi menyebabkan ekspansi termal juga semakin meningkat. Hal ini menyebabkan tegangan yang harus ditahan oleh pipa juga semakin meningkat. Dengan kata lain peningkatan temperatur operasi akan menyebabkan pipa semakin berada dalam keadaan kompresif.

Berikut dilakukan perhitungan tegangan termal pada temperatur 150°C sehingga diperoleh tegangan longitudinal dan tegangan ekivalen pada T = 150°C sebagai berikut :

Tabel 3.5 Analisis Tegangan Pada Temperatur Operasi 150°C

Analisis Tegangan Keterangan

(

^T₂ ^T₁

)

T =−E − 314.6MPa

σ α σ_T =− Tegangan longitudinal

termal

(

T2 T1

)

h E

L =υσ − α −

σ σ_L =−309.8MPa Tegangan longitudinal

pada restraint pipe

L ≤0.8SMYS

σ σ_L =−309.8MPa≥193MPa Yielding

(

_{h L}

)

L h

E σ σ σ σ

σ = ² + ² − σ_E =318MPa Tegangan ekivalen Von

Misses

E ≤0.9SMYS

σ σ_E =318MPa≥217 MPa Yielding

Karena kedua tegangan longitudinal dan tegangan ekivalen bekerja melebihi tegangan ijinnya, maka pipa akan mengalami deformasi.

3.4. Analisis Gaya Aksial Efektif Pipa

Pada perhitungan ini akan dilakukan perhitungan gaya aksial yang dialami pipa pada temperatur operasi normal 80°C dan temperatur operasi 150°C sebagai berikut :

Tabel 3.6 Analisis Gaya Aksial Efektif Pipa

Analisis Gaya Aksial Keterangan

i

P PA

F =− F_P =−34.2kN Gaya aksial akibat

tekanan internal

s h

Po A

F =υσ ⋅ F_Po =23.2kN Gaya aksial akibat

pengaruh Poisson’s )

176 (

80 C F

T = ° °

kN F_T =−707.2

( )

s

T E T T A

F =− α ₂ − ₁ ⋅

) 302 (

150 C F

T = ° °

kN F_T =−1,532

Gaya aksial akibat pengaruh termal

) 176 (

80 C F

T = ° °

kN F = −718.2

( )

s

s h

i A E T T A

PA

F =− +υσ ⋅ − α ₂ − ₁ ⋅

) 302 (

150 C F

T = ° °

kN F =−1,543

Gaya aksial efektif pada restraint pipe

Melalui hasil perhitungan gaya aksial akibat pengaruh temperatur yang bekerja pada pipa, dapat dibuktikan bahwa gaya aksial akibat pengaruh temperatur sangat kompresif. Hal ini ditunjukkan bahwa gaya aksial akibat pengaruh temperatur jauh lebih negatif (-) daripada gaya aksial akibat tekanan internal dan pengaruh Poisson. Hal ini menyebabkan gaya aksial total yang bekerja pada pipa juga menjadi sangat kompresif.

3.5. Analisis Gaya Friksi

Tabel 3.7 Analisis Gaya Friksi Tanah pada H = 0 m

Analisis Gaya Friksi Keterangan

H

P_c =−γ P_c =0MPa Tekanan tanah yang

bekerja pada pipa

o

c D

A =π⋅ A_c =638mm²/mm panjang Luas penampang segmen pipa

g M

W_p = _p⋅ W_p =600 N/m Berat pipa dan isinya

(

^{PA W}

)

^L

f =μ⋅ _{c c} + _p . f =6kN Gaya friksi tanah

Sedangkan gaya friksi tanah yang menahan gaya aksial kompresif pipa dipengaruhi oleh tekanan tanah yang bekerja pada pipa dan berat pipa itu sendiri dan isinya. Melalui hasil perhitungan dimana pipa tidak lagi berada dalam kondisi terpendam, maka diperoleh pula bahwa tidak akan ada tekanan tanah yang bekerja pada pipa. Gaya friksi tanah dalam kondisi ini dipengaruhi oleh berat pipa itu sendiri dan isinya serta friksi tanah di sekeliling pipa.

Melalui hasil perhitungan dapat diketahui bahwa gaya berat pipa dan isinya jauh lebih kecil daripada gaya aksial kompresif pipa yang harus ditahan oleh gaya friksi tanah.

Secara teoritis, hal ini tentunya akan menyebabkan sistem pipa mengalami buckling karena gaya aksial pipa yang sangat kompresif tidak dapat ditahan oleh gaya friksi tanah.

3.6. Pengaruh Variabel Temperatur terhadap Gaya Aksial Kompresif Pipa

Untuk mengetahui pengaruh temperatur terhadap gaya aksial efektif pipa, maka dilakukan variasi besar temperatur. Pada studi kasus ini, terjadi 2 kasus perubahan temperatur yaitu akibat sun heat dan kebakaran hutan.

Tabel 3.8 Parameter Perhitungan Gaya Aksial Efektif Pipa

PARAMETER NILAI

Diameter Pipa, Do 203.2 (mm)

Ketebalan Pipa, t 7.94 (mm)

Tekanan Internal Pipa, P 1.24 (MPa) Temperatur Instalasi, T1 20 (°C)

Temperatur Operasi, T2 80 (°C)

Modulus Young, E 2.07 x 10⁵ (MPa)

Rasio Poisson’s, υ 0.3

Koefisien Ekspansi Termal, α 1.17 x 10^-5 (mm/mm °C) Luas Penampang Internal Pipa, Ai 27,559 (mm²)

Luas Penampang Baja, As 4,871 (mm²)

Tegangan Hoop, σ_h 15.88 (MPa) Gaya Aksial Pengaruh Tekanan Internal, σ_p -34,200 (N) Gaya Aksial Pengaruh Poisson, σPo 25,524 (N) 3.6.1. Kenaikan Temperatur Akibat Sun Heat

Tabel 3.9 Perhitungan Gaya Aksial Efektif Pipa dengan Peningkatan Temperatur Akibat Sun Heat Temperatur Operasi

Akibat Sun Heat (°C)

Gradien Temperatur

(°C)

Gaya Aksial Pengaruh Termal

(kN)

Gaya Aksial Efektif

(kN)

80 60 -707 -716

100 80 -943 -952

120 100 -1,179 -1,187

130 110 -1,297 -1,305

140 120 -1,414 -1,423

150 130 -1,532 -1,541

3.6.2. Kenaikan Temperatur Akibat Kebakaran Hutan

Tabel 3.10 Perhitungan Gaya Aksial Efektif Pipa dengan Peningkatan Temperatur Akibat Kebakaran Hutan Temperatur Operasi

Akibat Forest Fired (°C)

Gradien Temperatur

(°C)

Gaya Aksial Pengaruh Termal

(kN)

Gaya Aksial Efektif

(kN)

80 60 -707 -716

200 180 -2,122 -2,130

400 380 -4,479 -4,488

600 580 -6,836 -6,845

700 680 -8,015 -8,024

3.7. Pengaruh Variabel Kedalaman Pipa terhadap Gaya Friksi Tanah

Untuk mengetahui pengaruh kedalaman pipa di bawah tanah terhadap gaya friksi tanah, maka dilakukan variasi kedalaman pipa di bawah tanah yaitu 0 m, 0.5 m, 1 m, 1,5

m, dan 2 m. Pengaruh ini ditunjukkan dengan melakukan plot gaya friksi tanah terhadap kedalaman tanah.

Perhitungan gaya friksi tanah berdasarkan ASME B31.1 Power Piping Non-mandatory Appendix VII akan mengikuti perumusan berikut :

(

PcAc Wp

)

f =μ⋅ +

Dimana P_c =γH untuk H/D_o ≤3 dan

d d

c C B

P =γ untuk H/D_o >3

Tabel 3.11 Parameter Perhitungan Gaya Friksi Tanah

PARAMETER NILAI

Panjang Segmen Pipa, L 20 (m)

Diameter Pipa, Do 203.2 (mm)

Ketebalan Pipa, t 7.94 (mm)

Luas Penampang Internal Pipa, A_i 27,559 (mm²) Luas Penampang Baja, A_s 4,871 (mm²) Massa Jenis Material Pipa, ρ_steel 7,849 (kg/m³) Massa Jenis Oil, ρ_oil 834 (kg/m³) Massa Jenis Tanah, ρsoil 1980 (kg/m³) Koefisien Friksi Tanah, μ 0.5

Luas Permukaan Segmen Pipa, A_c 638 (mm²/mm panjang)

Berat Pipa, Msteel 375 (N/m)

Berat Oil Content, Moil 225 (N/m) Berat Pipa dan Oil Content, Wp 600 (N/m)

Tabel 3.12 Perhitungan Pengaruh Kedalaman Tanah Terhadap Gaya Friksi Tanah

Kedalaman Pipa (m)

Rasio H/Do

Koefisien Cd

Tekanan Tanah (N/m²)

Gaya Friksi Tanah (N/m)

Gaya Friksi Tanah (kN)

0 0 - 0 300 6

0.5 2.5 - 9,700 3,396 68

1 4.9 1.28 14,860 5,043 101

1.5 7.4 1.70 19,788 6,616 132

2 9.8 2.02 23,513 7,805 156

3.8. Analisis Kolom Euler

a) Jari – jari girasi pipa

mm r

A I

r _s

69 /

=

=

b) Slenderness ratio pipa

289 /

=

= ratio s Slendernes

r L ratio s Slendernes

c) Beban kritis Euler pipa

kN P

L P EI

cr cr

66 . 118

2 2

=

=π

d) Tegangan kritis Euler pipa

( )

MPa r L

E

cr cr

24

2 2

=

= σ σ π

e) Kurva elastis Lx A

y π

= sin

Plot kurva ini dilakukan dengan mengambil amplitud maksimum A = 50 cm dimana amplitud ini sama dengan defleksi maksimum yang terjadi. Dengan mengambil batasan dan A = 50 cm dimana L = 20 m, maka diperoleh kurva elastis sebagai berikut :

L x≤ 0≤

0 10 20 30 40 50 60

0 5 10 15 20

Jarak dari x (m)

Dispalcement,y (cm)

Gambar 3.2 Defleksi Vertikal Pipa Sebagai Fungsi Panjang Pipa 3.9. Analisis Panjang Pipa Berdasarkan Kriteria Kolom

Berdasarkan kriteria beban kritis kolom Euler, maka dapat ditentukan panjang kolom atau panjang pipa efektif agar tidak terjadi buckling pada temperatur operasi normal 80°C. Panjang pipa efektif ini dapat diketahui dengan menggunakan batasan beban kritis Euler terhadap gaya aksial efektif. Secara matematis dapat dituliskan sebagai berikut :

F P_cr =

( )

s

s h i

iA A E T T A

P L

EI ² _{2 1}

2 = −υσ + α −

π m L=8

3.10. Ekspansi dan Flexibilitas Sistem Pipa

Sebagai salah satu alternatif mencegah upheaval buckling dapat dilakukan dengan memasang loop pada sistem pipa. Sistem loop ini digunakan agar mampu menyerap defleksi yang tertahan oleh pipa. Maka untuk mengakomodasi defleksi sebesar 50 cm, pipa harus memiliki panjang loop yang cukup agar defleksi ini tidak terjadi dalam bentuk buckling. Perhitungan panjang loop mengikuti perumusan berikut hingga diperoleh panjang loop sebagai berikut :

m S

y ED 4 . 11

2 ) ( 3

=

= l l