Gambar 4.28 Fender Seibu tipe V.

Gambar 4.28 Fender Seibu tipe V.

Gambar 4.30 Fender Gravitasi dari blok beton

Mengingat energi berthing yang dihasilkan oleh impact kapal cukup besar maka umumnya fender yang dipilih adalah tipe cell / cone. Di samping daya penyerapan yang cukup tinggi, kelebihan fender ini antara lain adalah:

Perbandingan antara ruang yang dibutuhkan dengan penyerapan energi berthing

sangat baik sehingga dapat mereduksi volume pekerjaan beton. Sebagai perbandingan untuk energi berthing sebesar 81.64 ton.m, jika dipasang cell / cone fender 14050 H maka dibutuhkan areal dudukan kira-kira sebesar 2 m x 2.5 m sedangkan jika dipasang tipe V maka dibutuhkan V1000 dengan panjang 3.5 m dengan areal pemasangan 4.1 m x 2 m.

Tipe cone atau cell sangat fleksibel sehingga secara keseluruhan penyerapan energi juga akan dibantu oleh struktur dermaga.

Dalam penentuan sistem fender terdapat beberapa hal yang menjadi bahan acuan yang dipakai antara lain akan diuraikan pada bagian berikut ini:

Penyerapan Energi Fender

Energi yang diserap oleh sistem fender dan dermaga biasanya ditetapkan

2

E

F

=

(Triatmodjo, 1996); di mana:

F

= energi yang diserap oleh fender (kNm)

E

= energi berthing (kNm)

Setengah energi lainnya diserap oleh kapal dan air.

Jarak Antar Fender

Jarak maksimum antar fender direncanakan dengan mengacu pada persamaan berikut (Fentek Marine Fendering System):

(

)

2 2 B B U F

S

≤

R

−

R

−

P

+

δ

+

C

2

1

2

2

8 *

OA B

B

L

R

B













=





 

+







_{ }







Dimana:

S = jarak antar fender RB = radius bow kapal PU = proyeksi fender

δF = defleksi fender = 0,45 * PU

C = ruang kebebasan

Hull Pressure

Untuk perencanaan frontal frame, tekanan izin lambung kapal diambil dengan mengacu kepada BS 6349 Part 4, yaitu:

Tabel 4.8Hull Pressure

Hull Pressures dapat dihitung dengan menggunakan rumus:

p

P

H

W

R

P

≤

⋅

=

∑

2 2 Dimana P = hull pressure (kN/m2)

Gambar 4.33 Panel Fender

e. Beban Mooring

Mooring merupakan sistem penambatan kapal dengan tali atau kabel yang diikatkan pada

bollard. Pengikatan kapal dengan sistem mooring ini bertujuan mencegah gerakan-gerakan pada kapal yang berlebihan (heave, yaw, pitch, sway, roll, dan surge) karena gerakan kapal ini sangat berbahaya dan dapat menimbulkan benturan maupun gesekan yang cukup besar. Gaya mooring adalah gaya reaksi dari kapal yang bertambat. Pada prinsipnya gaya mooring

merupakan gaya-gaya horisontal yang disebabkan oleh angin dan arus. Sistem mooring ini dianalisa agar mampu mengatasi gaya-gaya akibat kombinasi angin dan arus.

Gambar 4.35 Ilustrasi Gaya Mooring yang Bekerja pada Kapal (tampak atas)

Gambar 4.36 Ilustrasi Gaya Mooring yang Bekerja pada Kapal (tampak melintang)

Metode ini diambil dari BS 6349: part 1: clause 42.

1. Angin

Angin yang berhembus ke badan kapal yang sedang bertambat akan menyebabkan gerakan kapal. Gerakan kapal tersebut bisa menimbulkan gaya pada dermaga. Besarnya beban gaya akibat angin dapat dihitung sebagai berikut:

Transversal 2 4

*

*

*

*10

TW TW U L W

F

₌

C

ρ

A

V

− Dimana:

CTW = koefisien gaya angin transversal, diambil maksimum dari Gambar 4.38, yakni

AL = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di atas air, yakni LOA *

Freeboard

VW = kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1 tahunan.

ρU = massa jenis udara (1,25 ton/m3) Longitudinal 2 4

*

*

*

*10

LW LW U T W

F

C

ρ

A

V

−

=

Dimana:

CLW = koefisien gaya angin longitudinal, diambil maksimum dari Gambar 4.38, yakni

AT = luas bidang proyeksi transversal lambung kapal di atas air, yakni Beam *

Freeboard

VW = kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1 tahunan.

2. Arus Transversal 2 4

*

*

*

*

*10

TC TC CT A L C

F

C

C

ρ

A

V

−

=

Dimana:

CTC = koefisien gaya arus transversal, diambil dari Gambar 4.39. CCT = faktor koreksi kedalaman, diambil dari Gambar 4.40.

AL = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di bawah air, yakni LPP *

Draft

Vc = kecepatan arus rencana pada hasil survei

ρA = massa jenis air laut (1024 kg/m3) Longitudinal 2 4

*

*

*

*

*10

LC LC CL U T C

F

₌

C

C

ρ

A

V

− Dimana:

CLC = koefisien gaya arus transversal, diambil maksimum dari Gambar 4.39. CCL = faktor koreksi kedalaman, diambil dari Gambar 4.40.

AT = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di bawah air, yakni

Beam * Draft

VC = kecepatan arus rencana pada hasil survei

Gaya Mooring Total

• Gaya Mooring sejajar as kapal

L LW CW

F = F +F

• Gaya Mooring tegak lurus as kapal

T TW TC

F =F +F

Layout Mooring Line

Untuk dermaga ini sistem mooring line terdiri dari:

• Stern Line • After Breast Line • Spring Line • Head Line

Karakteristik Mooring Line tersebut dapat diuraikan sebagai berikut:

• Stern/Head Line dan Spring Line akan menahan beban angin/arus yang datangnya dari depan maupun belakang kapal.

• Breast Line akan menahan beban angin/arus yang datangnya dari samping kapal.

Berdasarkan karakteristik di atas dapat disimpulkan bahwa Stern/Head Line berfungsi memikul beban angin/arus baik arah melintang maupun memanjang. Oleh karena itu sudut pemasangan Stern Line dan Head Line dianjurkan sedemikian rupa sehingga dapat memberikan tahanan 50% arah memanjang serta 50% arah melintang.

Berdasarkan BS 6349, part 4, dapat ditentukan posisi titik tambat kapal (Bollard) sebagai berikut:

• Stern Line dan Head Line membentuk sudut 45° terhadap axis memanjang dermaga.

• Spring Line membentuk sudut maksimum 15° terhadap axis memanjang dermaga.

• After dan Forward Breast Line membentuk sudut tegak lurus terhadap axis memanjang dermaga.

Kemudian hasil perhitungan tersebut diatas dianalisa untuk memperoleh beban maksimum yang bekerja pada bollard sebagai berikut

• Beban arah melintang akan dipikul oleh:

a) 1 Head line dan 1 Stern Line, yang masing-masing membentuk sudut maksimum 45° terhadap axis memanjang dermaga.

b) 2 Breast Line (after dan forward), yang masing-masing membentuk sudut tegak lurus terhadap axis memanjang dermaga.

• Beban arah memanjang akan dipikul oleh:

a) 2 Spring Line, yang masing-masing membentuk sudut maksimum 15° terhadap axis memanjang dermaga.

Gambar 4.41 Sketsa Mooring Line

Agar tali dapat menahan beban dengan efektif maka sudut vertikal juga dibuat sedatar mungkin, dan maksimum besar sudutnya adalah 25°.

Oleh karena itu perlu diperhatikan posisi tali pada saat terjadinya perubahan muka air akibat pasang seperti pada Gambar 4.42 dibawah ini:

Gambar 4.43 Posisi Mooring Line akibat perubahan muka air pasang

Untuk menghitung sudut vertikal pada tali tambat, terlebih dahulu harus diketahui perbedaan ketinggian muka air laut takibat pasang surut terhadap lantai dermaga.

4.4 Perhitungan Pembebanan Pada Struktur Dermaga

4.4.1 Struktur

Wharf

Seperti telah disebutkan sebelumnya, pembangunan dermaga ini akan dilaksanakan per tahap dengan panjang masing-masing modul adalah 50 m, sehingga perhitungan pembebanan berdasarkan panjang modul tersebut. Berikut adalah data-data umum yang menjadi acuan dalam perhitungan pembebanan:

Ukuran Dermaga Lebar Dermaga 20 m Panjang Dermaga 50 m Ukuran Dermaga Elevasi Dermaga 1 H freeboard 2 Elevasi Dermaga = HW S+ + Dimana:

HWS

= high water spring(m)

H = tinggi gelombang rencana, hasil analisis refraksi difraksi (m)

1 H freeboard 2 Elevasi Dermaga = HW S+ + Elevasi Dermaga = 1,8 3 0,5 2   + +  

Elevasi D erm aga = 3, 8 m

Parameter Gelombang (Joseph W. Tedesco: Structural Dynamic)

Tinggi gelombang rencana untuk perhitungan struktur, dengan perioda ulang 50 tahunan: 5,33 m.

Perioda gelombang rencana (OCDI, hal. 44)

T₁ 3,86 ₁ 3,86 3 6, 7 dt

3 3

H

= = =

Bilangan gelombang (k), didapat dengan cara trial dan error menggunakan persamaan dispersi:

Dimana:

h = kedalaman perairan + HHWL = 15 + 1,8 = 16,8 m g = percepatan gravitasi = 9,81 m/dt

T = perioda gelombang = 6,7 detik

Dengan memasukkan variabel-variabel di atas, didapat nilai k sebesar 0,088. 2 tanh ( ) gk kh

ω

= 2 T

π

ω

=

Panjang gelombang (L), didapat dengan menggunakan persamaan:

Dimana:

L = panjang gelombang

Lo = panjang gelombang di laut dalam = 69,8 m. Sehingga L bernilai 64,2 m.

Parameter Material

Berat jenis beton = ρbeton = 2400 kg/m3

Berat jenis baja = ρbaja = 7800 kg/m3

a. Beban Mati (keseluruhan)

1) Pelat Panjang (l) m 50 Lebar (b) m 20 Tebal (t) m 0,4 Dimensi Pelat qpelat = ρbeton * l * b * t = 2400 * 50 * 20 * 0,4 = 960 ton 2) Balok Panjang (l) m 490 Lebar (b) m 0,6 Tebal (t) m 1 Dimensi Balok qbalok = ρbeton * l * b * t = 2400 * 490 * 0,6 * 1 = 705,6 ton 1 2

(2

)

1

3

o o

h

L

hL

L

π

π





=



−







2 2 o gT L

π

=

3) Pile Cap

Pile Cap pada dermaga ada 2 tipe, yakni menahan tiang tunggal dan menahan tiang ganda.

Tipe 1: Menahan Tiang Tunggal Tinggi (h) m 1,7

Lebar (b) m 1,7 Jumlah (n) m 40

Dimensi Pile Cap

Volume 1 Pile Cap = ((b * h) – Luas Penampang Balok) * b

= ((1,7 * 1,7) – (1 * 0,6) * 1,7

= 1,87 m3

qpile cap = ρbeton * volume * n

= 2400 * 1,87 * 40

= 179,52 ton

Tipe 2: Menahan Tiang Ganda Tinggi (h) m 1,7

Lebar (b) m 2,2 Jumlah (n) m 20

Dimensi Pile Cap

Volume 1 Pile Cap = ((b * h) – Luas Penampang Balok) * b

= ((1,7 * 2,2) – (1 * 0,6) * 1,7

= 2,72 m3

qpile cap = ρbeton * volume * n

= 2400 * 2,72 * 20 = 130,56 ton 4) Tiang Diameter (d) m 0,8 Tebal (t) m 0,015 Jumlah (n) m 80 Dimensi Tiang

Luas 1 tiang (A) =

1

* *

( )

2

(

)

2

4

π

d

d

t



₋

₋







= 0,018673 m2 Fixity point (Zr) = SF

_β

dimana 4 4 h k D EI

β

=

Zr = 4

4

h SF k D EI = 4 6

1.5

1,8 81,2

4 2,1* 10 298318,3

x

x

x

= 542,78 cm = 5,43 m

Panjang 1 tiang (L) = kedalaman + elevasi dermaga + fixity point

= 15 + 3,8 + 5,43

= 24,23 m

Total berat tiang = ρbaja * L* n * A

= 7800 * 24,23 * 80 * 0,018673

= 282,299 ton

b. Beban Hidup

Beban hidup yang bekerja pada dermaga berupa beban UDL maksimum, berupa

container 2 tumpuk.

UDL kg/m2 4000

Lebar Dermaga (b) m 20 Panjang Dermaga (l) m 50 Total beban hidup = UDL * b * l

= 4000 * 20 * 50 = 4000 ton

c. Beban Gelombang

i. Gelombang Pada Tiang

LWS 0,0 HWS +1,8 m Pile cap +3. 8 m Balok Pelat -15. 0 m Sea bed

Gambar 4.44 Gaya Gelombang pada Tiang

Gaya gelombang ini hanya bekerja dari LWS hingga elevasi atas dermaga.

ρair laut = 1025 kg/m3

g = 9,81 m/dt2

h = tinggi muka air = kedalaman + HWS = 15 + 1,8 = 16,8 m

k = bilangan gelombang = 0,088

k

D

= 0,1

H = tinggi gelombang rencana 50 tahunan = 5,33 m CD = koefisien drag ( CD=1 )

CM = koefisien inersia ( CM=1,7 )

Gaya Drag Maksimum

(

)

(

)

2 max sinh 2 2 1 16 sinh 2 d d kh kh F gC DH kh ρ + = max d F = 1,87 ton

Gaya Inersia Maksimum

( )

2 max tanh 8 i m F = π ρgC D H kh max i F = 2,056 ton

Total gaya horizontal yang terjadi pada struktur tiang adalah :

t

F

t

t

F

F

_x

=

_dmax

cos

ω

cos

ω

−

_imax

sin

ω

Gaya gelombang pada tiang pancang akan maksimum jika nilai

ω

t= 0 sehingga besar gaya gelombang per m tiang pancang adalah

x

ii. Gelombang Pada Tepi Dermaga

Gambar 4.45 Gaya Gelombang pada Tepi Dermaga

Gaya ini hanya bekerja pada elevasi atas tepi dermaga yang terkena gelombang.

ρair laut = 1025 kg/m3

g = 9,81 m/dt2

h = tinggi muka air = kedalaman + HWS = 15 + 1,8 = 16,8 m H = tinggi gelombang rencana 50 tahunan = 5,33 m

k = bilangan gelombang = 0,088

t = tebal pelat dermaga = 0,4 m

S = Elevasi atas – HWS – t = 3,8 – 1,8 – 0,4 = 1,6 m Gaya gelombang pada tepi dermaga diturunkan dari OCDI (hal 35):

(

)

(

)

(

sinh sinh

)

2 cosh g H P k h s t k h s k kh ρ⋅ ⋅ _{ } = _ + + − + _ P = 1,26 ton/m

d. Beban Arus LWS 0,0 HWS +1,8 m Pile cap +3. 8 m Balok Pelat -15. 0 m Sea bed

Gambar 4.46 Gaya Arus Gaya arus bekerja dari fixity point hingga HHWL.

A = luas penampang yang kena arus

= (kedalaman + HHWL) * Diameter tiang pancang = 13,44 m2

U = kecepatan arus = 1,7 m/s2

ρ = berat jenis air laut = 1.03 t/m3

Drag Forces 2 0 2 1 AU C F_D = _D

ρ

2 1 *1*1, 03* (16,8* 0,8) *1, 7 2 = = 2 ton = 20 kN Lift Forces 2 0 2 1 U A C F_L = _L

ρ

_L 2 1 * 2 *1, 03* (16,8* 0,8) *1, 7 2 = = 4 ton = 40 kN

Beban arus merata arah horizontal =

20, 00

1,19

16,8

D

F

h

=

=

kN/m= 0,119 ton/m

e. Beban Gempa

Faktor keutamaan (I) = 1

Faktor respons gempa (Ci) = 0,29 Faktor daktalitas (R) = 5,6

Wt = berat total struktur

= total beban mati + 50% beban hidup

= (berat pelat + berat balok + berat pile cap + berat tiang) + 50% beban hidup = (960 + 705,6 + 179,52 + 130,56 + 282,299) + 50% * 4000 = 4257,979 ton

.

. i t

C l

V W

R

  =_{ }  

f. Beban Berthing dan Pemilihan Fender

i. Bulk Carriers 60000 DWT

Uraian Satuan Bulk Carriers DWT / GRT ton 60000

LOA m 220

BEAM m 33,5

DRAFT m 12,8

Kecepatan merapat m/dt 0,04 Sudut merapat derajat 10

Beban Berthing

Beban berthing pada perencanaan dermaga ini diambil dari OCDI.

• Koefisien Eksentrisitas (Ce) 2 1 1       + = r l Ce

Diambil nilai Ce maksimum = 1

• Koefisien Masa Semu (Cm)

B

d

x

C

C

b m

2

2

1

+

π

=

Bd

L

C

pp b

∇

=

Dimana:

∇

_{= volume air yang dipindahkan kapal} =

= 79417 ton

Lpp = panjang garis air (m) =

= 215 m

log (Lpp)=0, 793 0, 322 log (+ DWT) log ( )∇ =0, 322 0, 956 log (+ DWT)

Dengan memasukkan nilai-nilai variabel yang ada, maka diperoleh besar: Cb = 1,11 dan Cm = 1,56

• Koefisien Softness (CS)

Nilai koefisien softness diambil sebesar 1 (OCDI).

• Koefisien Konfigurasi penambatan (CC)

Cc = 1 untuk jenis struktur dermaga dengan pondasi tiang. Sehingga besar energi berthing adalah:

2

79417 *0, 04

*1*1,56 *1*1

2





=

_

_





= 15,5 ton

Energi yang diserap fender =15,5

2 =7,75 ton

Gaya Berthing adalah : s Berthing M V F t = = 794 ton Pemilihan Fender

Hasil perhitungan energi berthing di atas akan menentukan jenis fender yang akan digunakan. Dalam pemilihan ini, akan menggunakan rumus dari Fentek Marine Fendering System.

Dari hasil analisa energi berthing, maka diperoleh energi berthing maksimum sebesar:

A f

E =E *SF, di mana SF diambil sebesar 2, sehingga EA adalah 30,9 ton atau 309,98 kN. Dengan energi sebesar itu, maka dipilih fender super cone tipe SCN 1000, dengan spesifikasi sebagai berikut:

2

2

s f e m s c

M V

E

=



_



_

C C C C





79417 * 0, 04 1 =

Tabel 4.9 Energi Fender SCN 1000 (sumber: Fentek Marine Fendering System)

Vendor Fentek

Tipe Super Cone SCN 1000 E3.0 Energi (E) kNm 605

Reaksi ® kN 1165

Dengan menggunakan performance curve untuk fender SCN 1000 E3.0, maka

performance dari fender tersebut pada saat terdefleksi 45% adalah: Energi = E45 = 356,95 kN ( > 309,98 kN OK!)

Reaksi = R45 = 1071,8 kNm

Tabel 4.10 Dimensi Fender SCN 1000 (sumber: Fentek Marine Fendering System)

Head Weight

Bolts (kg)

SCN 1000 1000 1600 980 50~65 35 1460 6-M36 855 6-M36 150 1120

Fender H ØW ØU C D ØB Anchors ØS Z

Gambar 4.48 Kurva energi.

Untuk menghitung performance dari fender tersebut pada kondisi terdefleksi akibat bow flares atau berthing angles adalah dengan menggunakan Energy And Reaction Angular Correction Factors sebagai berikut:

Maka performance dari fender tersebut akibat angular compression sebesar 150 adalah sebagai berikut:

Energi = Eα = 0,86 * 605 = 520,333 kN Reaksi = Rα = 0,96 * 1165 = 1118,4 kNm Jarak Antar Fender

Gambar 4.50 Ilustrasi Jarak Antar Fender.

(

)

2 2 B B U F

S

≤

R

−

R

−

P

+

δ

+

C

2

1

2

2

8 *

OA B

B

L

R

B



_

_







=





 

+







_{ }

_





Dimana:

S = jarak antar fender RB = radius bow kapal PU = proyeksi fender

δF = defleksi fender = 0,45 * PU C = ruang kebebasan

Tabel 4.11 Jarak Antar Fender

Jenis Jenis Rb Pu δf C S maks

Kapal Fender (m) (m) (m) (m) (m)

60000 DWT Super Cone SCN 1000 E3.0 98,67 2 0,90 1,00 8,88

Dari hasil perhitungan di atas, maka jarak antar fender yang diambil dan memenuhi kriteria adalah 9 m.

Hull Pressure

Untuk perencanaan frontal frame, tekanan izin lambung kapal diambil dengan mengacu kepada BS 6349 Part 4, yaitu:

Tabel 4.12Hull Pressure

Hull Pressures dapat dihitung dengan menggunakan rumus:

p

P

H

W

R

P

≤

⋅

=

∑

2 2 Dimana P = hull pressure (kN/m2)

ΣR = total reaksi fender (N/m)

W2 = lebar panel (m)

H2 = tinggi panel (m)

Pp = permissible hull pressure/tekanan kontak izin (kN/m2)

Tabel 4.13 Perhitungan Hull Pressure

Jenis Jenis Pp Rmax W H Areq P

Elevasi Pemasangan Fender

Untuk mengantisipasi bervariasinya ukuran kapal yang bersandar maka perlu diperhitungkan elevasi rencana pemasangan fender frame terhadap kapal yang terkecil pada saat air surut. Elevasi frame juga akan menentukan elevasi pemasangan fender sehingga titik kontak pada saat air terendah untuk kapal dengan freeboard kecil tidak merusak sistem fender yang dipasang.

LWL +0, 0 m HWL +1, 8 m Elevasi Dermaga +4, 155 m -15, 0 m Bulk Carriers 60000 DWT Super Cone SCN 1000 E 3,0 Freeboard 4, 9 m Draft 12, 8 m KONDISI PASANG Struktur Dermaga

Gambar 4.51 Ilustrasi Pemasangan Fender Bulk Carriers 60000 DWT Kondisi Pasang. HWS +1,8 m

LWS 0,0 m

Elevasi Dermaga +3,8 m

LWL +0, 0 m HWL +1, 8 m Elevasi Dermaga +4, 155 m -15, 0 m Bulk Carriers 60000 DWT Super Cone SCN 1000 E 3,0 Freeboard 4, 9 m Draft 12, 8 m KONDISI SURUT Struktur Dermaga

Gambar 4.52 Ilustrasi Pemasangan Fender Bulk Carriers 60000 DWT Kondisi Surut.

Frontal Frame / Pad

Berdasarkan kebutuhan yang disajikan pada tabel sebelumnya maka ukuran minimal

fender frame / pad adalah seperti yang disajikan pada Tabel 4.13 berikut: Tabel 4.14 Dimensi Pad

Jenis Jenis Dimensi Pad

Kapal Fender m

60000 DWT Super Cone SCN 1000 E3.0 2,5 x 5,5 HWS +1,8 m

LWS 0,0 m

Elevasi Dermaga +3,8 m

Gambar 4.53a Super cone fender clearances. Koefisien Friksi

Koefisien friksi mengacu pada Tabel 4.15 berikut: Tabel 4.15 Koefisien Friksi

Material Koefisien Friksi µ Polyethylene 0.2 Nylon 0.2 Rubber 0.5 Timber 0.3

Chain / Rantai

Chain atau rantai direncanakan berdasarkan spesifikasi pabrik. Untuk memperhitungkan beban pada chain dilakukan perhitungan sebagai berikut:

30

º

R fender

T

Gambar 4.53b Sketsa freebody diagram tegangan rantai.

Tabel 4.16 Perhitungan Rantai

Jenis R Fsh T

Kapal ton ton ton 60000 DWT 118,76 23,75 27,43

Di mana:

R = reaksi fender (ton) Fsh = 0.2 * R (ton) T = Fsh / cos 300 (ton) Kapasitas Geser Fender

Kapasitas geser fender dipertimbangkan dalam perencanaan untuk menghindari kerusakan sistem fender sebagai akibat gerakan arah lateral (vertical and longitudinal motion of vessel). Untuk mengantisipasi kurangnya kapasitas geser fender maka perlu dipasang tension chain maupun shear chain.

ii. General Cargo 35000 DWT

Uraian Satuan General cargo Ships DWT / GRT ton 35000

LOA m 199

BEAM m 28,9

DRAFT m 12

Kecepatan merapat m/dt 0,04 Sudut merapat derajat 10

Beban Berthing

Beban berthing pada perencanaan dermaga ini diambil dari OCDI.

• Koefisien Eksentrisitas (Ce) 2 1 1       + = r l C_e

Diambil nilai Ce maksimum = 1

• Koefisien Masa Semu (Cm)

B

d

x

C

C

b m

2

2

1

+

π

=

Bd

L

C

pp b

∇

=

Dimana:

∇

_{= volume air yang dipindahkan kapal} =

= 45681 ton

Lpp = panjang garis air (m) =

= 182 m

B = lebar kapal = 28,9 m

log (Lpp)=0, 964 0, 285 log (+ DWT) log ( )∇ =0, 511 0, 913log (+ DWT)

Dengan memasukkan nilai-nilai variabel yang ada, maka diperoleh besar: Cb = 0,73 dan Cm = 1,9

• Koefisien Softness (CS)

Nilai koefisien softness diambil sebesar 1 (OCDI).

• Koefisien Konfigurasi penambatan (CC)

Cc = 1 untuk jenis struktur dermaga dengan pondasi tiang. Sehingga besar energi berthing adalah:

2

45681*0, 04

*1*1,9*1*1

2





=









= 6,9 ton

Energi yang diserap fender =6,9

2 =3,45 ton

Gaya Berthing adalah : s Berthing M V F t = = 1827,7 ton 2

2

s f e m s c

M V

E

=









C C C C





45681* 0, 04 1 =

Pemilihan Fender

Hasil perhitungan energi berthing di atas akan menentukan jenis fender yang akan digunakan. Dalam pemilihan ini, akan menggunakan rumus dari Fentek Marine Fendering System.

Dari hasil analisa energi berthing, maka diperoleh energi berthing maksimum sebesar:

A f

E =E *SF, di mana SF diambil sebesar 2, sehingga EA adalah 13,8 ton atau 138,8 kN. Dengan energi sebesar itu, maka dipilih fender V-shaped tipe SV 500 V1, dengan spesifikasi sebagai berikut:

Tabel 4.17 Energi Fender V-shaped tipe SV 500 V1

Vendor Steel

Tipe V-Shaped SV 500 V1 Energi (E) kNm 143

Reaksi ® kN 855

Tabel 4.18 Dimensi Fender V-shaped tipe SV 500 V1

Weight (kg) SV 500 500 1000 800 324 175 180 w1 1/2 682

H A B C D E Anchors

Fender

Gambar 4.55 Kurva energi.

Jarak Antar Fender

(

)

2 2 B B U F

S

≤

R

−

R

−

P

+

δ

+

C

2

1

2

2

8 *

OA B

B

L

R

B













=





 

+







_{ }







Dimana:

S = jarak antar fender RB = radius bow kapal PU = proyeksi fender

δF = defleksi fender = 0,45 * PU C = ruang kebebasan

Tabel 4.19 Jarak Antar Fender

Jenis Jenis Rb Pu δf C S maks

Kapal Fender (m) (m) (m) (m) (m)

35000 DWT V-Shaped SV 500 V1 92,87 2 0,90 1,00 8,62

Dari hasil perhitungan di atas, maka jarak antar fender yang diambil dan memenuhi kriteria adalah 9 m.

Hull Pressure

Untuk perencanaan frontal frame, tekanan izin lambung kapal diambil dengan mengacu kepada BS 6349 Part 4, yaitu:

Hull Pressures dapat dihitung dengan menggunakan rumus: p

P

H

W

R

P

≤

⋅

=

∑

2 2 Dimana: P = hull pressure (kN/m2)

ΣR = total reaksi fender (N/m)

W2 = lebar panel (m)

H2 = tinggi panel (m)

Pp = permissible hull pressure/tekanan kontak izin (kN/m2)

Tabel 4.21 Perhitungan Hull Pressure

Jenis Jenis Pp Rmax W H Areq P

Kapal Fender kN/m2 kN m m m2 kN/m2

Elevasi Pemasangan Fender

Untuk mengantisipasi bervariasinya ukuran kapal yang bersandar maka perlu diperhitungkan elevasi rencana pemasangan fender frame terhadap kapal yang terkecil pada saat air surut. Elevasi frame juga akan menentukan elevasi pemasangan fender sehingga titik kontak pada saat air terendah untuk kapal dengan freeboard kecil tidak merusak sistem fender yang dipasang.

LWL +0, 0 m HWL +1, 8 m Elevasi Dermaga +4, 155 m -15, 0 m General Cargo 35000 DWT V- Shaped SV 500 V1 Freeboard 4, 3 m Draft 12 m KONDISI PASANG Struktur Dermaga

Gambar 4.57 Ilustrasi Pemasangan Fender General Cargo Ship 35000 DWT Kondisi Pasang HWS +1,8 m

LWS 0,0 m

Elevasi Dermaga +3,8 m

Gambar 4.58 Ilustrasi Pemasangan Fender General Cargo Ship 35000 DWT Kondisi Surut

g. Beban Mooring dan Bollard i. Mooring

Data Kapal

Uraian Satuan Bulk Carriers DWT / GRT ton 60000 LOA m 220 BEAM m 33,5 DRAFT m 12,8 Freeboard m 4,4 LPP m 210 ρUDARA = 1,25 kg/m3 ρAIR LAUT = 1024 kg/m3 HWS +1,8 m LWS 0,0 m Elevasi Dermaga +3,8 m

Akibat Gaya Angin 1. Transversal 2 4

*

*

*

*10

TW TW U L W

F

₌

C

ρ

A

V

− Dimana:

CTW = koefisien gaya angin transversal, diambil maksimum dari Gambar 4.40, yakni sebesar 3.

AL = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di atas air, yakni LOA * Freeboard VW =kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1 tahunan, yakni

12,34 m/dt.

Sehingga besar gaya angin transversal / FTW yang terjadi adalah:

(

) (

)

2 4

3 *1, 25 * 220 * 4, 4 * 12,34

*10

TW

F

=

−

55, 27 kN

5,5 ton

TW

F

=

=

2. Longitudinal 2 4

*

*

*

*10

LW LW U T W

F

₌

C

ρ

A

V

− Dimana:

CLW = koefisien gaya angin longitudinal, diambil maksimum dari Gambar 4.40, yakni sebesar 0,8.

AT = luas bidang proyeksi transversal lambung kapal di atas air, yakni Beam * Freeboard VW = kecepatan angin rencana, diambil kecepatan angin maksimum 1 tahunan, yakni

12,34 m/dt.

Sehingga besar gaya angin transversal / FLW yang terjadi adalah:

(

) (

)

2 4

0,8 *1, 25 * 29 * 4, 4 * 12,34

*10

LW

F

=

−

2,91 kN

0,3 ton

LW

F

=

=

Akibat Gaya Arus

1. Transversal 2 4

*

*

*

*

*10

TC TC CT A L C

F

C

C

ρ

A

V

−

=

Dimana:

Sehingga besar gaya arus transversal / FTC yang terjadi adalah:

(

) (

)

2 4

1* 2 *1024 * 210 *11,5 * 1,17

*10

TC

F

=

−

677 kN

67, 7 ton

TC

F

=

=

2. Longitudinal 2 4

*

*

*

*

*10

LC LC CL U T C

F

C

C

ρ

A

V

−

=

Dimana:

CLC = koefisien gaya arus transversal, diambil maksimum dari Gambar 4.39, yakni sebesar 0,4.

CCL = faktor koreksi kedalaman, diambil dari Gambar 4.40, yakni sebesar 0,5.

AT = luas bidang proyeksi longitudinal lambung kapal di bawah air, yakni Beam * Draft VC = kecepatan arus rencana pada hasil survei didapat sebesar 1,17 m/dt

Sehingga besar gaya angin transversal / FLC yang terjadi adalah:

(

) (

)

2 4

0, 4 * 0,5 *1024 * 29 *11,5 * 1,17

*10

LC

F

=

−

28 kN

2,8 ton

LC

F

=

=

Sehingga beban tambat untuk masing-masing arah adalah: Arah Longitudinal: L LC LW

F

=

F

+

F

2,8

0,3

L

F

=

+

3,1 ton

L

F

=

Arah Transversal T TC TW

F

=

F

+

F

67,7

5,5

T

F

=

+

73, 2 ton

T

F

=

ii. Bollard

Kemudian hasil perhitungan tersebut di atas dianalisa untuk memperoleh beban maksimum yang bekerja pada bollard sebagai berikut:

• Beban arah melintang / transversal akan dipikul oleh:

1 Head Line dan 1 Stern Line, yang masing-masing membentuk sudut maksimum 450 terhadap axis memanjang dermaga

2 Breast Line (after dan forward), yang masing-masing membentuk sudut tegak lurus terhadap axis memanjang dermaga

Sehingga beban pada titik tambat adalah:

(

) (

)

73, 2

21, 45 ton

2 * 0,707

+

2 *1

=

• Beban arah memanjang / longitudinal akan dipikul oleh:

2 Spring Line, masing-masing membentuk sudut maksimum 150 terhadap axis memanjang dermaga.

Sehingga beban pada titik tambat adalah:

(

)

3,1

1,6 ton

2 * 0,699

=

Sehingga berdasarkan perhitungan di atas, pemasangan bollard 60 ton untuk dermaga Garongkong cukup memadai.

4.4.2 Struktur Trestle

Seperti telah disebutkan sebelumnya, pembangunan dermaga ini akan dilaksanakan per tahap dengan panjang masing-masing modul adalah 50 m, sehingga perhitungan pembebanan berdasarkan panjang modul tersebut. Berikut adalah data-data umum yang menjadi acuan dalam perhitungan pembebanan:

Ukuran Trestle Lebar Trestle 8 m Panjang Trestle 50 m Ukuran Trestle Elevasi Trestle 1 H freeboard 2 Elevasi Trestle = HW S+ + Dimana:

HWS

= high water spring (m)

H = tinggi gelombang rencana, hasil analisis refraksi difraksi (m) 1 H freeboard 2 Elevasi Trestle = HW S+ + Elevasi Trestle = 1, 8 3 0,5 2   + +   Elevasi T restle = 3, 8 m

Parameter Gelombang (Joseph W. Tedesco: Structural Dynamic)

Tinggi gelombang rencana untuk perhitungan struktur, dengan perioda ulang 50 tahunan: 5,33 m.

Perioda gelombang rencana (OCDI, hal. 44)

T₁ 3,86 ₁ 3,86 3 6, 7 dt

3 3

H

= = =

Bilangan gelombang (k), didapat dengan cara trial dan error menggunakan persamaan dispersi:

Dimana:

h = kedalaman perairan + HHWL = 15 + 1,8 = 16,8 m g = percepatan gravitasi = 9,81 m/dt

T = perioda gelombang = 6,7 detik

Dengan memasukkan variabel-variabel di atas, didapat nilai k sebesar 0,088. 2 tanh ( ) gk kh

ω

= 2 T

π

ω

=

Panjang gelombang (L), didapat dengan menggunakan persamaan:

Dimana:

L = panjang gelombang

Lo = panjang gelombang di laut dalam = 69,8 m. Sehingga L bernilai 64,2 m.

Parameter Material

Berat jenis beton = ρbeton = 2400 kg/m3

Berat jenis baja = ρbaja = 7800 kg/m3 1 2

(2

)

1

3

o o

h

L

hL

L

π

π





=

_

−

_





2 2 o gT L

π

=

a. Beban Mati (keseluruhan) 1) Pelat Panjang (l) m 50 Lebar (b) m 8 Tebal (t) m 0,35 Dimensi Pelat Wpelat = ρbeton * l * b * t = 2400 * 50 * 8 * 0,35 = 336 ton 2) Balok Panjang (l) m 246 Lebar (b) m 0,5 Tebal (t) m 0,8 Dimensi Balok Wbalok = ρbeton * l * b * t = 2400 * 246 * 0,5 * 0,8 = 236,16 ton 3) Pile Cap

Pile Cap pada trestle hanya ada 1 tipe, yakni menahan tiang tunggal .

Tinggi (h) m 1,7 Lebar (b) m 1,7 Jumlah (n) m 36

Dimensi Pile Cap

Volume 1 Pile Cap = ((b * h) – Luas Penampang Balok) * b

= ((1,7 * 1,7) – (0,8 * 0,5) * 1,7

= 2,21 m3

Wpile cap = ρbeton * volume * n

= 2400 * 2,21 * 36

4) Tiang

Diameter (d) m 0,6 Tebal (t) m 0,015 Jumlah (n) m 36

Dimensi Tiang

Luas 1 tiang (A) =

1

* *

( )

2

(

)

2

4

π

d

d

t



₋

₋







= 0,01396 m2

Panjang 1 tiang (L) = kedalaman + elevasi dermaga + fixity point

= 15 + 3,8 + 5,43 = 24,23 m Wtiang = ρbaja * L* n * A = 7800 * 24,23 * 36 * 0,01396 = 949,75 ton b. Beban Hidup

Beban hidup yang bekerja pada trestle berupa beban UDL, berupa truk T45.

UDL kg/m2 2860 Lebar Trestle (b) m 8 Panjang Trestle (l) m 50 WLL = UDL * b * l = 2860 * 8 * 50 = 1144 ton

c. Beban Gelombang

iii. Gelombang Pada Tiang

LWS 0,0 HWS +1,8 m Pile cap +3. 8 m Balok Pelat -15. 0 m Sea bed

Gambar 4.59 Gaya Gelombang pada Tiang

Gaya gelombang ini hanya bekerja dari LWS hingga elevasi atas trestle.

ρair laut = 1025 kg/m3

g = 9,81 m/dt2

h = tinggi muka air = kedalaman + HWS = 15 + 1,8 = 16,8 m

k = bilangan gelombang = 0,088

H = tinggi gelombang rencana 50 tahunan = 5,33 m CD = koefisien drag ( CD=1 )

CM = koefisien inersia ( CM=1,7 )

Gaya Drag Maksimum

(

)

(

)

2 max sinh 2 2 1 16 sinh 2 d d kh kh F gC DH kh ρ + = max d F = 1,4 ton

Gaya Inersia Maksimum

( )

2 max tanh 8 i m F = π ρgC D H kh max i F = 1,16 ton

Total gaya horizontal yang terjadi pada struktur tiang adalah :

t

F

t

t

F

F

_x

=

_dmax

cos

ω

cos

ω

−

_imax

sin

ω

Gaya gelombang pada tiang pancang akan maksimum jika nilai

ω

t= 0 sehingga besar gaya gelombang per m tiang pancang adalah

x

iv. Gelombang Pada Tepi Trestle

Gambar 4.60 Gaya Gelombang pada Tepi Trestle

Gaya ini hanya bekerja pada elevasi atas tepi trestle yang terkena gelombang.

ρair laut = 1025 kg/m3

g = 9,81 m/dt2

h = tinggi muka air = kedalaman + HWS = 15 + 1,8 = 16,8 m H = tinggi gelombang rencana 50 tahunan = 5,33 m

k = bilangan gelombang = 0,088

t = tebal pelat trestle = 0,35 m

S = Elevasi – HHWL – t = 3,8 – 1,8 – 0,4 = 1,6 m

Gaya gelombang pada tepi dermaga diturunkan dari OCDI (hal 35):

(

)

(

)

(

sinh sinh

)

2 cosh g H P k h s t k h s k kh ρ⋅ ⋅ _{ } = _ + + − + _

d. Beban Arus LWS 0,0 HWS +1,8 m Pile cap +3. 8 m Balok Pelat -15. 0 m Sea bed

Gambar 4.61 Gaya Arus Gaya arus bekerja dari fixity point hingga HWS.

A = luas penampang yang kena arus

= (kedalaman + HWS) * Diameter tiang pancang = 10,08 m2

U = kecepatan arus = 1,7 m/s2

Drag Forces 2 0 2 1 AU C F_D = _D

ρ

2 1 *1*1, 03* (16,8* 0, 6) *1, 7 2 = = 1,59 ton Lift Forces 2 0 2 1 U A C F_L = _L

ρ

_L 2 1 * 2 *1, 03* (16,8* 0, 6) *1, 7 2 = = 3,18 ton

Beban arus merata arah horizontal =

15,90

0,95

16,8

D

F

h

=

=

kN/m= 0,095 ton/m

e. Beban Gempa

Faktor keutamaan (I) = 1

Faktor respons gempa (Ci) = 0,29 Faktor daktalitas (R) = 5,6

Wt = berat total struktur

= total beban mati + 50% beban hidup

= (berat pelat + berat balok + berat pile cap + berat tiang) + 50% beban hidup = (336 + 236,16 + 190,944 + 949,75) + 50% * 1144 = 1430,079 ton t i W R I C V . . = V = 740,58 ton