1. Pendahuluan
Offshore Platform sudah sangat banyak digunakan di dunia industri eksploitasi minyak dan gas bumi dengan kondisi lingkungan yang sangat bervariasi. Pada umumnya struktur Offshore Platform ini menggunakan struktur baja tubular sebagai komponen utama penyusunnya. Hal ini dikarenakan banyak keuntungan jika menggunakan baja tubular ini seperti beratnya yang ringan, kekuatannya yang tinggi, kemudahan dalam pelaksanaan konstruksinya, dan bentuknya yang bulat akan meminimalisir kontak dengan gaya-gaya yang bekerja di laut (angin, arus, dan gelombang).
Pada struktur baja tubular ini terdapat chord member dan bracing member, biasanya bracing member di las ke permukaan chord member untuk membentuk suatu hubungan yang dinamakan tubular joint. Dalam kasus
tubular joint ini chord member memegang peranan sebagai kekuatan utama yang menopang joint ini sedangkan bracing member sebagai tempat beban (gaya luar) bekerja. Pada satu joint (sambungan) dapat terdiri dari beberapa bracing member, banyaknya bracing member yang menempel pada joint tersebut serta arah menempelnya bracing tersebut akan menentukan jenis dari suatu joint. Pada umumnya desain tubular joint mengikuti bentuk-bentuk alphabetical yang sudah umum dipakai diantaranya X, T, DT, K, Y, dan lainlain.
Dalam kasus ini akan dikembangkan analisis dengan menggunakan finite element method (metoda elemen hingga) yaitu dengan menggunakan software finite element yaitu Abaqus/CAE 6.10. Pemilihan metoda elemen hingga ini digunakan karena lebih efisien dibandingkan dengan menggunakan metoda eksperimental, karena jika melakukan metoda eksperimental membutuhkan banyak benda uji untuk mendapatkan analisis yang diinginkan dan tentunya itu akan memakan waktu dan biaya yang tidak sedikit. Walaupun hasil eksperimental akan memberikan hasil yang sebenarnya (real) dibandingkan dengan analisis elemen hingga, oleh karena itu dalam kajian ini akan dilakukan verifikasi dengan perumusan API RP 2A WSD (American Petroleum Institute Recommended Practice 2A Working Stress Design) (2007) yang berdasarkan hasil eksperimental yang telah dilakukan sebelumnya.
Offshore platform dapat mengalami kerusakan akibat beban-beban yang terjadi maupun akibat kondisi lingkungan laut seperti korosi, dll. Hal ini pun dapat terjadi pada bagian joint tubular pada platform tersebut. Untuk menanggulanginya dapat dilakukan berbagai macam usaha perbaikan diantaranya pengelasan kembali, pencopotan joint member yang mengalami kerusakan, penggantian joint yang rusak dengan yang baru atau dengan cara melakukan grouting pada jont yang rusak tersebut. Cara-cara tersebut memiliki kelebihan dan kekurangan masing-masing. Dalam hal ini akan dianalisa cara perbaikan dengan menerapkan sistem grouted joint. Cara grouted joint ini dianggap paling efektif karena biayanya yang tidak terlalu mahal dibandingkan dengan cara yang lain serta tidak mengganggu kegiatan operasional platform karena tidak menghasilkan api dalam pengerjaannya. Selain itu jika ada suatu kasus platform existing yang bebannya akan ditambah dan setelah dianalisis strukturnya menjadi tidak kuat, maka sistem grouted joint ini dapat menjadi salah satu pilihan jenis perkuatan yang dapat dilakukan.
Perbaikan dengan metoda grouted joint selain dapat mengembalikan kekuatan dari joint yang rusak tersebut, juga dapat meningkatkan kapasitasnya. Hal ini dikarenakan dengan adanya grout akan menambah kekakuan dari tubular joint tersebut sehingga otomatis kekuatan dari joint tersebut akan meningkat.
2. Dasar Teoretis
2.1 Grouted tubular joints
Grouted tubular joints adalah hal yang biasa dilakukan pada struktur offshore platform existing dan menggrouting joint adalah cara yang cukup murah dan efektif untuk memperkuat struktur lama. Walaupun belum banyak code-code offshore yang membahas mengenai kapasitas grouted joints. Pada tahun 1990-an banyak petunjuk mengenai grouted joint berdasarkan hasil eksperimen dan engineering approximations. Eksperimen yang banyak dilakukan adalah mengenai doubleskin joints yang menahan beban aksial, tetapi MSL (1997) mengeluarkan sesuatu data hasil eksperimen mengenai fully grouted joints, terutama yang menahan momen lentur bracing.
Menurut API Recommended Practice 2A-WSD (API RP 2A-WSD) (2007) ada 2 jenis grouted joints yaitu fully grouted joints dan double-skin joints. Sistem fully grouted joints diterapkan pada joint yang bukan terletak pada leg sedangkan sistem double-skin joints diterapkan pada joint yang chord membernya bukan leg member. API mensyaratkan pula minimum kekuatan grout adalah 41,4 MPa.
2.2 Perhitungan kapasitas tubular joints
2.2.1 Tahanan dasar
Karakteristik dari tahanan untuk simple tubular joints API (2007) diberikan sebagai berikut:
\[P_a = Q_u Q_f \frac{F_{yc} T^2}{FS \sin \theta} \tag{1}\]
\[M_a = Q_u Q_f \frac{F_{yc} T^2 d}{FS \sin \theta} \tag{2}\]
Keterangan:
Pa= Kapasitas desain gaya aksial pada joint
Ma = Kapasitas desain momen lentur pada joint
Qf = Faktor aksi chord = 1
Qu = Faktor penguatan
Fyc = Tegangan leleh dari member chord pada joint
FS = Safety Factor = 1.6
2.2.2 Faktor penguatan Qu
Faktor penguatan ini bergantung pada jenis joint dan gaya yang bekerja pada joint tersebut API (2007), seperti terlihat pada Tabel 1.
(API ,2007, Gambar 1. Tipe dari grouted tubular joints a) Fully grouted joint; dan b) Double skin joint
Tabel 1. Nilai Q<sub>11</sub>
| Gaya yang bekerja pada joint | ||||||
|---|---|---|---|---|---|---|
| Jenis Joint | Aksial Tarik | Aksial Tekan | Momen Lentur Searah Bidang | Momen Lentur Keluar Bidang | ||
| K | \((1.6 + 1.2\gamma)\beta^{1.2} Q_g \le 4\) | 40 \(\beta^{1.2}Q_{g}\) | \((5+0.7\gamma) \ \beta^{1.2}\) | \(2.5+(4.5+0.2\gamma)\beta^{2.6}\) | ||
| T | 30β | \[2.8 + (20 + 0.8\gamma)\beta^{1.6} \leq 2.8 + 36\] \[\beta^{1.6}\] | \[(5{+}0.7\gamma)~\beta^{1.2}\] | \[2.5 + (4.5 + 0.2\gamma)\beta^{2.6}\] | ||
| X | 23β untuk β ≤ 0.9 20.7 + (β-0.9)(17γ-220) untuk β>0.9 | \[[(2.8+(12+0.1\gamma)\beta]Q_{\beta}\] | (5+0.7\(\gamma\)) \(\beta^{1.2}\) | \[2.5 + (4.5 + 0.2\gamma)\beta^{2.6}\] | ||
\(Q_{\beta}\) adalah faktor geometri:
\[Q_{\beta} = \frac{0.3}{\beta(1 - 0.833\beta)} \text{ , untuk } \beta > 0.6\] (3)
Qg adalah faktor celah (gap):
\(Q_{\beta} = 1.0\) , \(untuk \beta \leq 0.6\)
\[Q_g = 1 + 0.2 \left[ 1 - 2.8 \frac{g}{D} \right]^3 untuk \frac{g}{D} \ge 0.05 tetapi \ge 1.0\] (4)
\[Q_g = 0.13 + 0.65 \, \text{Ø} \, \gamma^{0.5} \, , untuk \, \frac{g}{D} \le -0.05\] (5)
Jika \(-0.05 \le g/D \le 0.05\) maka \(Q_g\) dicari menggunakan nilai interpolasi
2.2.3 Formulasi untuk grouted joints
Untuk grouted joints pada umumnya cara perhitungan kapasitasnya sama dengan tubular joint biasa hanya saja ada perbedaan pada nilai Qu. Nilai Qu untuk perhitungan grouted joints API (2007) diberikan sesuai dengan Tabel 2.
Tabel 2. Nilai Qu untuk grouted joints
| Gaya yang bekerja pada joint | |||||
|---|---|---|---|---|---|
| Jenis Joint | Aksial Tarik | Momen Lentur Searah Bidang | Momen Lentur Keluar Bidang | ||
| K | \(2.5~\beta~\gamma~K_a\) | 1.5 β γ | 1.5 β γ | ||
| T | \(2.5~\beta~\gamma~K_a\) | 1.5 β γ | 1.5 β γ | ||
| X | \(2.5~\beta~\gamma~K_a\) | 1.5 β γ | 1.5 β γ | ||
\[Ka = \frac{1}{2} \left( 1 + \frac{1}{\sin \theta} \right)\]
Pada perumusan Tabel 2 tidak ada untuk kondisi aksial tekan, hal ini dikarenakan grouted joints sangat kuat menahan beban aksial tekan sehingga nantinya kapasitas joint dalam menahan gaya aksial tekan bergantung dari kekuatan bracing member.
Pada perumusan Tabel 2 tidak ada untuk kondisi aksial tekan, hal ini dikarenakan grouted joints sangat kuat menahan beban aksial tekan sehingga nantinya kapasitas joint dalam menahan gaya aksial tekan bergantung dari kekuatan bracing member.
2.3 Metoda elemen hingga
Untuk membuat model elemen hingga yang tepat dan dapat diandalkan untuk menganalisis suatu model, diperlukan suatu pembagian elemen (mesh) yang tepat. Biasanya pembagian mesh ini dilakukan dalam rentang yang jauh lebih rapat di area yang akan mendapatkan tegangan yang lebih besar. Sedangkan untuk area yang tegangan nya tidak besar, dilakukan mesh dengan jarak yang relatif renggang untuk menghemat CPU time.
Untuk kasus tubular joint daerah yang akan mengalami tegangan yang terbesar adalah daerah perpotongan antara brace dan chord. Oleh karena itu pada daerah ini akan dipartisi (di-mesh) dengan sangat rapat jika dibandingkan dengan daerah yang jauh dari daerah intersection chord dengan bracing.
Untuk jenis mesh yang digunakan, Shubin et al (2013) menggunakan jenis C3D8I (Hex Linear Incompatible Modes). Menurut Shubin et al (2013), hal ini dikarenakan elemen ini mempunyai keuntungan di dalam hal menentukan masalah kontak. Sedangkan Van der Vegte et al (2002) memodelkan tubular joint di dalam Abaqus menggunakan elemen C3D20R (Hex Quadratic 20 solid elements Reduced Integration).
Elemen yang mempunyai titik (node) di tiap pojoknya. seperti kubus 8 titik (terlihat pada Gambar 3a) menggunakan interpolasi linier di setiap arah dan sering disebut sebagai elemen linier atau elemen orde satu. Elemen yang mempunyai titik derajat kebebasan di tiap
Gambar 2. Bentuk partisi (mesh) dari tubular joints
pojok dan juga di tengah-tengah setiap sisinya seperti kubus 20 titik (terlihat pada Gambar 3b) menggunakan interpolasi kuadratik di setiap arah dan sering disebut sebagai elemen kuadratik atau elemen orde dua. Elemen bidang empat modifikasi dengan titik (node) di tiap pojok dan juga di tengah-tengah setiap sisinya, seperti tetrahedron 10 titik (terlihat pada Gambar 3c) menggunakan interpolasi orde dua modifikasi dan sering disebut sebagai elemen orde dua modifikasi.
Sesuai dengan pembahasan di Abaqus/CAE 6.10 dijelaskan bahwa Elemen C3D8I (Hex Linear Incompatible Modes) adalah yang paling sesuai untuk menggambarkan kontak dan elemen ini mempunyai akurasi yang baik serta mempunyai CPU-Time yang lebih kecil. Sehingga dengan menggunakan elemen ini diharapkan dapat menghemat waktu pemodelan elemen hingga dan tetap mendapatkan hasil yang baik dan sesuai.
2.4 Penentuan kegagalan dan kapasitas maksimum tubular joint
Berdasarkan artikel ilmiah yang ditulis oleh D.A Pecknold et al (2001) telah dipelajari dan diteliti sebelumnya bahwa untuk menentukan kegagalan suatu
- (a) Elemen Linier Hex (8 titik DoF, C3D8)
- (b) Elemen Kuadratik Hex (20 titik Dof, C3D20)
- (c) Elemen Modifikasi Orde ke-2 Tet (10 titik DoF, C3D10M)
Gambar 3. Bentuk-bentuk Elemen Hingga a) Elemen Linier Hex; b) Elemen Kuadratik Hex; dan c) Elemen Modifikasi Kuadratik Tet
tubular joint ditetapkanlah suatu parameter pembatas. Dalam hal ini adalah suatu formulasi perpindahan (untuk gaya aksial) dan rotasi (untuk momen lentur) yang dinamakan Batas Deformasi Yura. Dengan formulasi sebagai berikut:
\[\delta = \frac{60\beta F_y D}{E} \tag{6}\]
\[\phi = \frac{80F_y}{E} \tag{7}\]
Keterangan:
3 = perpindahan (displacement) maksimum pada joint
β = d/D (perbandingan diameter bracing dengan chord)
Fy = tegangan leleh baja tubular E = modulus elastisitas baja tubular φ = rotasi maksimum pada joint
Cara untuk menentukan kapasitas maksimum dengan menggunakan persamaan Batas Deformasi Yura adalah dengan menghitung nilai 3 dan 4 pada joint tersebut lalu tarik titik itu pada kurva (gaya vs perpindahan atau momen vs rotasi) yang telah di plot sebelumnya.
Berikut ini adalah contoh penentuan kapasitas aksial joint berdasarkan kriteria kegagalan Batas Deformasi Yura:
Dalam contoh ini didapatkan 3 = 6mm. Lalu tarik sejajar sumbu y sampai menyentuh kurva lalu baca nilai tersebut pada sumbu y. Maka didapatkanlah kapasitas maksimum dari joint tubular tersebut berdasarkan Yura Displacement Limit. Jika ada nilai yang lebih tinggi dibandingkan dengan titik fail tersebut, maka nilai yang lebih tinggi itu adalah kapasitas maksimumnya.
3. Metode Penelitian
Dengan mempertimbangkan seluruh dasar teoretis yang telah diuraikan sebelumnya, maka akan dilakukan metoda penelitian yang akan bersifat kualitatif sesuai dengan kerangka konseptual yang ditampilkan pada Gambar 5.
Gambar 5. Kerangka konseptual penelitian
Gambar 4. Contoh penentuan kapasitas aksial tekan joint (kurva perpindahan vs gaya)
4. Hipotesis
Berdasarkan dasar teoretis yang dikemukakan sebelumnya, maka dirumuskan hipotesis berikut ini: "Hasil pemodelan elemen hingga akan memberikan hasil yang tidak berbeda jauh dengan hasil perhitungan kapasitas tubular joint (tanpa grout dan dengan grout) yang didasarkan pada perumusan API. Hal ini dikarenakan perumusan pada code API berdasarkan pada hasil eksperimen dan juga metoda elemen hingga yang sebelumnya pernah dilakukan. Selain itu sistem grouted joint dapat mengembalikan atau bahkan dapat meningkatkan kapasitas dari joint tubular karena keberadaan grout akan meningkatkan kekakuan dan dapat mempertahankan bentuk joint tersebut pada saat beban bekerja."
5. Studi Kasus
5.1 Deskripsi model studi
Dalam paper ini akan dimodelkan 4 variasi nilai β (d/D) dan γ (D/2T) dengan masing-masing terdiri dari grouted dan ungrouted tubular joint serta diberikan 4 pembebanan (aksial tekan, aksial tarik dan momen lentur searah bidang serta momen lentur keluar bidang). Hal ini bertujuan untuk melihat bagaimana hubungan nilai β dan γ terhadap kapasitas tubular joint (dengan grout dan tanpa grout). Dalam paper ini, jenis elemen hingga yang digunakan adalah C3D8I sama dengan jenis elemen hingga yang digunakan Shubin et al (2013). Gambar 6 akan menunjukkan konfigurasi dari tubular joint yang akan dimodelkan dalam paper ini dan Tabel 3 akan berisi rangkuman dari properti dan dimensi pemodelan yang akan diteliti dan dianalisis:
Dimensi model akan dibuat sesuai dengan konfigurasi pada Gambar 6 hal ini dikarenakan sesuai dengan penelitian dan eksperimen yang dilakukan oleh Shubin
Boundary condition yang diaplikasikan dalam pemodelan ini adalah kedua sisi chord diberikan tahanan sendi-roll lalu sisi-sisi yang dipotong simetris diberikan tahanan Xsymm (menahan translasi arah x dan rotasi arah y dan z).
Properti material grout yang digunakan memiliki kekuatan tekan sebesar 41,4 MPa sesuai dengan persyaratan minimum API. Selain itu dalam penelitian ini diasumsikan bond yang terjadi antara baja tubular dengan grout adalah non-slip bonding. Kondisi ini dianggap kondisi yang ideal yang diharapkan terjadi sedangkan jika yang terjadi adalah kondisi slip bonding, diperlukan penelitian lebih lanjut.
Dalam bagian 5.2 akan menampilkan contoh hasil pemodelan elemen hingga model A berupa distribusi tegangan (stress) yang terjadi pada tubular joint (tanpa grout dan dengan grout) dan bentuk dari deformasi yang terjadi pada joint akibat adanya perpindahan atau rotasi yang diberikan. Serta kurva hasil plot gaya vs perpindahan dan momen lentur vs rotasi untuk menentukan kapasitas dari joint.
et al (2013) dan MSL (1997). Gambar 6. Konfigurasi dari tubular joint yang akan dimodelkan
Tabel 3. Rangkuman dimensi dan properti tubular joint (dengan grout dan tanpa grout) yang akan diteliti
| Nama Model Tubular Joint | D (mm) | d (mm) | T (mm) | t (mm) | β | γ |
|---|---|---|---|---|---|---|
| Model A | 180 | 50 | 8 | 6 | 0,2775 | 11,25 |
| Model B | 180 | 50 | 5 | 6 | 0,2775 | 18 |
| Model C | 180 | 120,6 | 3,75 | 6 | 0,67 | 24 |
| Model D | 180 | 120,6 | 6 | 6 | 0,67 | 15 |
Ebaja = 200000 MPa
Fy = 400 Mpa
5.2 Hasil pemodelan elemen hingga model A
a. Kapasitas aksial tarik
Gambar 7. Visualisasi model A tanpa grout dan dengan grout (gaya tarik)
Gambar 8. Kurva gaya tarik vs perpindahan untuk model A
b. Kapasitas aksial tekan
Gambar 9. Visualisasi model A tanpa grout dan dengan grout (gaya tekan)
Gambar 10. Kurva gaya tekan vs perpindahan untuk model A
c. Kapasitas momen lentur searah bidang
Gambar 11. Visualisasi model A tanpa grout dan dengan grout (momen lentur searah bidang)
Gambar 12. Kurva momen lentur searah bidang vs rotasi untuk model A
d. Kapasitas momen lentur keluar bidang
Gambar 13. Visualisasi model A tanpa grout dan dengan grout (momen lentur keluar bidang)
Gambar 14. Kurva momen lentur keluar bidang vs rotasi untuk model A
Terlihat dari hasil visualisasi model A (Gambar 7, Gambar 9, Gambar 11, Gambar 13) bahwa dengan adanya grout akan membuat adanya distribusi stress yang juga diberikan kepada grout tersebut sehingga kapasitas dari tubular joint meningkat. Sedangkan dari gambar kurva untuk semua pembebanan (Gambar 10, Gambar 12, Gambar 14) menunjukkan peningkatan kapasitas tubular joint setelah di grout kecuali untuk kapasitas aksial tarik (Gambar 8) yang mengalami sedikit penurunan. Tetapi hal ini sesuai dengan perumusan API RP 2A WSD 2007, nilai Qu untuk kapasitas tarik ungrout adalah 30β sedangkan untuk grout 2.5βγ, dalam kasus tertentu, di mana nilai 30β > 2.5βγ akan menyebabkan kapasitas tarik ungrout masih lebih besar jika dibandingkan dengan kapasitas tarik grout.
5.2.1 Verifikasi pemodelan model A
Khusus untuk model A, spesifikasi model ini sama seperti spesifikasi jurnal yang ditulis oleh Shubin et al (2013), hanya saja pada jurnal tersebut hanya menampilkan kurva gaya tekan vs perpindahan untuk ungrout tubular joint, berikut hasilnya:
Pada jurnal tersebut ditulis bahwa hasil eksperimental memberikan hasil: 134,72 kN dan hasil metoda elemen hingga yang mereka lakukan memberikan hasil: 133,54 kN. Sedangkan hasil output elemen hingga dari model A ini memberikan hasil 132,72 kN. Hasil ini menunjukkan perbedaan yang sangat kecil antara hasil yang didapatkan Shubin et al dengan model A yang diteliti, perbedaanya kurang dari 2%. Hal ini menunjukkan bahwa pemodelan elemen hingga yang dilakukan sudah benar.
5.3 Rangkuman hasil pemodelan dan perhitungan manual berdasarkan API
Tabel 4 s/d Tabel 7 akan menunjukkan rangkuman hasil dari keempat pemodelan tubular joint (tanpa grout dan dengan grout) yang telah dihitung masingmasing kapasitasnya. Baik menggunakan perhitungan manual berdasarkan API maupun dengan menggunakan hasil dari pemodelan elemen hingga dan untuk semua jenis pembebanan (aksial tekan, aksial tarik dan momen lentur searah bidang serta momen lentur keluar bidang).
Gambar 15. Kurva perbandingan antara hasil elemen hingga model A dengan Jurnal Shubin et al (2013) (kapasitas tekan tanpa grout)
Tabel 4/ Rangkuman kapasitas model A (β = 0,2775; γ = 11,25)
| Aksial Tekan (kN) | Aksial Tarik (kN) | Momen Lentur Searah Bidang (kN-m) | Momen Lentur Keluar Bidang (kN-m) | |||
|---|---|---|---|---|---|---|
| Tanpa Grout | 104,56 | 133,33 | 2,21 | 2,19 | ||
| Dengan Grout | N/A | 125,00 | 3,75 | 3,75 | API | |
| % Kenaikan | N/A | -6%** | 70% | 71% | ||
| 132,72 | 164,00 | 2,87 | 1,42 | |||
| Tanpa Grout | 132,25* | 2,79* | Model Elemen | |||
| Dengan Grout | 438,00 | 145,00 | 3,91 | 3,12 | Hingga | |
| % Kenaikan | 230% | -6% | 36% | 120% | ||
| Tanpa Grout | 21% | 19% | 23% | 35% | ||
| Dengan Grout | N/A | 14% | 4% | 17% | Selisih API dengan Elemen Hingga | |
*pemodelan menggunakan elemen jenis C3D20R
**menunjukkan terjadinya penurunan kapasitas setelah digrout
Tabel 5. Rangkuman kapasitas model B (β = 0,2775; γ = 18)
| Aksial Tekan (kN) | Aksial Tarik (kN) | Momen Lentur Searah Bidang (kN-m) | Momen Lentur Keluar Bidang (kN-m) | ||
|---|---|---|---|---|---|
| Tanpa Grout | 45,19 | 52,08 | 1,18 | 0,87 | |
| Dengan Grout | N/A | 78,12 | 2,34 | 2,34 | API |
| % Kenaikan | N/A | 50% | 98% | 169% | |
| Tanpa Grout | 66,89 | 62,00 | 1,35 | 0,61 | |
| Dengan Grout | 380,00 | 86,00 | 2,16 | 2,08 | Model Elemen Hingga |
| % Kenaikan | 468% | 39% | 60% | 240% | |
| Tanpa Grout | 32% | 16% | 13% | 29% | Selisih API |
| Dengan Grout | N/A | 9% | 9% | 11% | dengan Elemen Hingga |
Tabel 6. Rangkuman kapasitas model C (β = 0,67; γ = 24)
| Aksial Tekan (kN) | Aksial Tarik (kN) | Momen Lentur Searah Bidang (kN-m) | Momen Lentur Keluar Bidang (kN-m) | ||
|---|---|---|---|---|---|
| Tanpa Grout | 76,53 | 70,66 | 5,72 | 2,45 | |
| Dengan Grout | N/A | 141,33 | 10,23 | 10,23 | API |
| % Kenaikan | N/A | 100% | 70% | 71% | |
| 126,60 | 113,00 | 5,95 | 1,80 | ||
| Tanpa Grout | 112,98* | Model | |||
| Dengan Grout | 650,00 | 245,00 | 11,37 | 12,20 | Elemen Hingga |
| % Kenaikan | 413% | 116% | 91% | 577% | |
| Tanpa Grout | 40% | 37% | 4% | 26% | Selisih API |
| Dengan Grout | N/A | 42% | 10% | 19% | dengan Elemen Hingga |
*pemodelan menggunakan elemen jenis C3D20R
Tabel 7. Rangkuman kapasitas model D (β = 0,67; γ = 15)
| Aksial Tekan (kN) | Aksial Tarik (kN) | Momen Lentur Searah Bidang (kN-m) | Momen Lentur Keluar Bidang (kN-m) | ||
|---|---|---|---|---|---|
| Tanpa Grout | 176,94 | 180,87 | 10,41 | 5,59 | |
| Dengan Grout | N/A | 226,12 | 16,36 | 16,36 | API |
| % Kenaikan | N/A | 25% | 57% | 193% | |
| 191,00 | 184,00 | 11,05 | 3,51 | ||
| Tanpa Grout | 4,18* | Model | |||
| Dengan Grout | 695,00 | 376,00 | 18,70 | 14,86 | Elemen Hingga |
| % Kenaikan | 264% | 104% | 69% | 323% | |
| Tanpa Grout | 7% | 2% | 6% | 37% | Selisih API |
| Dengan Grout | N/A | 40% | 13% | 9% | dengan Elemen Hingga |
*pemodelan menggunakan elemen jenis C3D20R
6. Kesimpulan
1. Dengan adanya grout pada joint tubular akan memberikan peningkatan kapasitas untuk semua jenis pembebanan (aksial tekan, aksial tarik dan momen lentur searah bidang serta momen lentur keluar bidang). Hal ini sudah dibuktikan dari hasil analisa pemodelan elemen hingga dan perhitungan manual berdasarkan API RP 2A WSD 2007. Kecuali kapasitas tarik pada joint dengan dimensi tertentu. Hal ini sesuai dengan perumusan API RP 2A WSD 2007, nilai Qu untuk kapasitas tarik ungrout adalah 30β sedangkan untuk grout 2.5βγ, dalam kasus tertentu, di mana nilai 30β > 2.5βγ akan menyebabkan kapasitas tarik ungrout masih lebih besar jika dibandingkan dengan kapasitas tarik grout.
Berdasarkan Tabel 4 s/d Tabel 7 dapat disimpulkan pula peningkatan kapasitas akibat adanya grout:
- a. Peningkatan kapasitas tarik rata-rata: 52,75% (min. -6% dan maks. 116%).
- b. Peningkatan kapasitas tekan rata-rata: 343,75% (min. 230% dan maks. 468%).
- c. Peningkatan kapasitas momen lentur searah bidang rata-rata: 68,88% (min. 36% dan maks. 98%).
- d. Peningkatan kapasitas momen lentur keluar bidang rata-rata: 220,50% (min. 71% dan maks. 577%).
- 2. Dari hasil penelitian dan analisis yang telah dilakukan diperoleh perbedaan antara perhitungan manual berdasarkan code API RP 2A WSD 2007 dengan hasil pemodelan elemen hingga memberikan hasil yang pada umumnya tidak berbeda jauh, maksimum 42% (hanya ada 1 data) dan minimum 2% sedangkan rata-rata perbedaan sebesar 19%.
- 3. Untuk parameter kekuatan tubular joint yaitu γ (D/2T), makin kecil nilai γ akan meningkatkan kapasitas dari tubular joint tersebut untuk semua jenis pembebanan (hal ini berlaku untuk kondisi tanpa grout maupun dengan grout). Hal ini dikarenakan makin kecil γ akan meningkatkan kekakuan radial (radial stiffness) sehingga kekuatan joint akan meningkat.
- 4. Untuk parameter kekuatan tubular joint yaitu β (d/ D), makin besar nilai β akan meningkatkan kapasitas dari tubular joint tersebut untuk semua jenis pembebanan (hal ini berlaku untuk kondisi tanpa grout maupun dengan grout). Hal ini dikarenakan makin besar β mengindikasikan ukuran brace member yang semakin besar yang sehingga gaya yang diterima dapat semakin besar juga sehingga otomatis kapasitas joint akan meningkat.
5. Dalam paper ini, diambil beberapa contoh kasus joint tubular tanpa grout yang dimodelkan menggunakan jenis elemen hingga C3D20R untuk kasus kapasitas tekan A, kapasitas tarik C, kapasitas momen lentur searah bidang A, dan kapasitas momen lentur keluar bidang D. Ternyata diperoleh hasil yang mendekati dengan analisis menggunakan elemen C3D8I. Perbedaan terbesar terjadi pada kapasitas momen lentur keluar bidang D yaitu 14% sedangkan perbedaan terkecil terjadi pada kapasitas tekan A yaitu 0,3%.
Singkatan
| API | American Petroleum Institute |
|---|---|
| API RP 2A WSD | American Petroleum Institute |
| Recommended Practice 2A | |
| Working Stress Design | |
| CAE | Computer-aided Engineering |
| CPU | Central Processing Unit |
| MSL | Master Science Laboratory |
Lambang
| D | Diameter chord member |
|---|
d Diameter bracing member
E Modulus elastisitas baja tubular
Fy Tegangan leleh pada baja tubular
Fyc Tegangan leleh chord member pada joint
FS Safety factor
g Gap (celah)
Ka Faktor sudut joint
Ma Kapasitas desain momen lentur pada joint
Pa Kapasitas desain gaya aksial pada joint
Qg Faktor celah
Qβ Faktor geometri
Qf Faktor aksi chord
Qu Faktor penguatan
T Ketebalan chord member
t Ketebalan bracing member
β Perbandingan diameter chord member dengan bracing member
γ Perbandingan diameter chord member dengan tebal chord member
δ Perpindahan (displacement) maksimum pada joint
φ Rotasi maksimum pada joint
θ Sudut antara chord member dengan bracing member