ANALISIS FATIGUE LIFE STRUKTUR AKIBAT MISALIGNMENT PADA SAMBUNGAN PELAT

ANALISIS FATIGUE LIFE STRUKTUR AKIBAT MISALIGNMENT PADA SAMBUNGAN PELAT Qudhori Anwar Rudin 1, Mohammad Nurul Misbah S.T., M.T. 2 1 Mahasiswa Jurusan Teknik Perkapalan, 2 Dosen Pembimbing Jurusan Teknik Perkapalan Jurusan Teknik Perkapalan, Fakultas Teknologi Kelautan Institut Teknologi Sepuluh Nopember (ITS) Surabaya ABSTRAK Dalam bidang perkapalan, cacat retak sering terjadi di mana-mana. Cacat tersebut umumnya dimulai dengan surface crack akibat proses kerja. Terjadinya sebuah keretakan (crack) dapat menyebabkan adanya kegagalan (failure) pada struktur. Pelat sisi Bulk Carrier telah mengalami initial crack dipastikan akan berkurang ketangguhannya. Tugas akhir ini bertujuan untuk menganalisis umur kelelahan Bulk Carrier dengan inisiasi retak pelat sisi dengan kondisi pelat misalignment. Analisis fracture mechanics pada sambungan antar pelat menggunakan software ANSYS yang hasilnya digunakan untuk menghitung umur kelelahan akibat crack.. Kelelahan struktur di pelat sisi karena efek dari beban gelombang dapat dihitung. Umumnya kelelahan dimulai dari retak permukaan siklus gelombang. Dan diperoleh umur pada saat retak awal 0.005-0.012 m umur kelelahan struktur adalah 28.073 tahun, sedangkan pada pertambahan kedalaman retak berikutnya da adalah 0.005 mm. Diperoleh umur pada saat retak awal 0.005-0.012 m umur kelelahan struktur pada kondisi misalignment adalah 5.163 tahun, sedangkan pada pertambahan kedalaman berikutnya retak da adalah 0.005 mm Dari studi Newman-Raju dan metode elemen hingga ini, didapatkan nilai stress intensity factor tiap model. Selanjutnya dengan Persamaan Paris akan didapatkan kecepatan perambatan retak tersebut. Dari simulasi yang telah dilakukan, setiap penambahan kedalaman retak 0.005t akan mengakibatkan pertambahan intensitas tegangan pada crack front. sambungan pelat alignment ke misalignment. Dan dari kedua simulasi bentuk sambungan, perambatan retak pada sambungan misalignment cenderung meningkat lebih cepat dibandingkan sambungan alignment. Kata kunci: retak permukaan semi eliptik, faktor intensitas tegangan, metode elemen hingga. 1. PENDAHULUAN Di bidang pembangunan perkapalan, mekanik, dan kimia industri, dan lain lain, sebagian besar komponen struktur mengalami beban berulang (cyclics load). Dalam komponen ini konsentrasi tegangan tinggi lebih sensitif untuk memudahkan terjadinya fatigue. Dalam kasus tertentu kapal Bulk Carrier, sambungan misalignment yang berada di kontruksi lambung (hull girder) merupakan bagian penting dalam analisis kegagalan fatik. Misalignment sambungan Aksial dan sudut yang disebabkan oleh detail desain, kesalahan, fabrikasi dan distorsi las. Misalignment di aksial dimuat menyebabkan peningkatan tegangan di sambungan karena terjadinya tegangan lentur pada shell. Dalam kasus ini, penelitian dari life time kelelahan harus sangat diperinci, terutama jika daerah tersebut mengalami pengelasan. Perhitungan umur lelah pada lambung kapal Bulk Carrier, mempertimbangkan tinjauan kritis terhadap tekanan eksternal dan internal kapal. Kondisi pembebanan ini dilakukan menggunakan aturan Common Structure Rules Bulk Carrier. 2. DASAR TEORI 2.1. Proses Terjadinya Tegangan Bila sebuah balok panjang ditumpu di bagian tengahnya dan ujungujungnya dibiarkan bebas maka secara umum balok tersebut akan melengkung dan timbul tegangan-tegangan tekan (tension) dan tegangan tegangan tarik (compression). Dalam hal demikian ini tegangan tekan maksimum berada kapal di bagian alasnya dan tegangan tersebut mencapai harga nol disebut 1

sumbu netral (neutral axis). Di dekat sumbu netral ini tegangan geser (shearing stress) mencapai harga terbesar. Bila badan kapal mengalami kelengkungan demikian ini maka kapal dikatakan dalam keadaan hogging. Di lain pihak, bila ujung-ujung balok mendapatkan tumpuan sedangkan tengahnya bebas maka balok itupun akan melengkung, tetapi dalam keadaan ini tegangan tekan yang terbesar berada di bagian atas sedangkan tegangan tarik terbesar berada di bagian bawah. Kelengkapan demikian ini juga dialami oleh badan kapal dan badan kapal dikatakan dalam keadaan sagging. 2.2. Perhitungann Beban Eksternal Sesuai Common Struktur Rules Total dari beban tekan luar adalah akumulasi dari beban hidrostatik dan beban hidro dinamika yang dipengaruhi load case ( kondisi pembebanan ). Kondisi pembebanan full load untuk nilai fatigue kondisi load case ( bentuk gelombang ) antara lain adalah H1,H2 R1,R2 F1,F2,dan P1,P2. Karena dalam Tugas Akhir ini untuk menganalisa fatigue menggunakan Fracture mechanic maka hanya kondisi pembebanan yang diambil antaraa lain : H1,R1,dan P1 dan pf untuk load case H1, dalam satuan kn/m 2 dapat dihitung dengan persamaan dibawah ini : p HF 3 f p f nl C Gambar. 2.2 Pembebanan Hidrodianmik H1 Tekanan hidrodinamika untuk load case R1 dan R2 disetiap titik pada lambung kapal dibawah garis air dapat dihitung dengan menggunakann persamaan dibawah inii : R 10ysin 0. 88 L 125 z L 2 y 1 TLC B 1 f p C L 125 2y L 1 B P = Ps+ Pw dimana : Ps : beban hidrostatik Pw :beban hidrodnamika akibat pengaruh gelombang Beban tekanan hidrostatik dalam kn/m 2 merupakan fungsi dari sarat kapal pada kondisi kapal berada di air tenang dengan formula seperti pada gambar dibawah ini : Gambar 2.3 Pembebanann Hidrodianmik R1 Tekanan hidrodinamika untuk load case P1 dan P2 dihitung dengan menggunakan persamaan dibawah ini : Pp 4.5 f p L 125 z f nl C L 2 T LC 2y 3 B Gambar 2.1 Pembebanan Tekanan Hidrostatik Tekanan Hidrodinamik Untuk Load Case H1, H2, F1 dan F2. Tekanan hidrostatik ph Gambar 2.4 Pembebanan Hidrodianmik P1 2

2.3. Mekanika Kepecahan Elastik Linier Parameter yang menggambarkan kelelahan pada ujung retak dalam hal retak propagasi adalah faktor intensitas tegangan (SIF) kisaran ΔK. Teknik mekanika kepecahan elastik linier didasarkan padaa prosedur analitis yang menghubungkan besaran medan tegangan serta distribusinya disekitar ujung retak dengan: σ nom yang bekerja pada struktur Bentuk, ukuran dan orientasi dari retak tersebut atau diskontinuitas yang berbentuk menyerupai retak Sifat-sifa dari material Untuk melakukan suatu analisa tegangan pada sebuah retak perlu dilakukan pendefinisian jenis-jeniyang dianggap bekerja adalah mode retak retak. Pada Tugas Akhir ini retak I: Mode I (OpeningMode) Tegangan normal menyebabkan retak seolah- retak.permukaan retak yang terjadi arahnya tegak lurus dengan arah tegangan yang olah di buka lebar pada permukaan bekerja. Pada mode I, dimana tegangan pada ujung retak dapat dituliskan sebagai berikut : (Broek, 1987) x x x y K I 3 cos (1 sin sin 2r 2 3 2 K I 2r K I 2r 3 cos ( 1 sin sin 2 2 2 3 sin (cos sin 2 2 2 Gambar 2.5 Mode I ( opening mode ) 2.4. Semi Eliptical Surface Crack Retak (surface crack) dideskripsikan sebagai retak setengah elips. Ketebalan dijadikan parameter untuk mendefinisikan retak permukaan.jika a/t >0.75 maka cacat biasaa dikategorikan retak permukaan. Batas inisial crack a i dan retak akhir a f adalah 0.75 ketebalan pelat. Surface crack dengan pembebanan tension seperti gambar berikut, mendapat perhatian akan persamaan yang digunakan. Pada retak permukaan yang berbentuk semi elliptical, perhitungan SIF sering kali menggunakann fungsi geometris dari Newman dan Raju. Mereka merumuskannyaa sebagai berikut: a a c K I ( t H b ) a / QF,,, ) c t b Gambar 2.6 Model Retak dengan Tensionn Stress 2.5 J- Integral Pada kondisi dimanaa daerah plastis pada ujung retak sangat besar maka paremeter K tidak dapat digunakan. Untuk kondisi elastis- plastis, tegangan pada ujung retak dapat dituliskan sebagai berikut : [Broek, 1987] j ij c r dimana n ij merupakan strain hardening exponent dan parameter J merupakan J- integral. J-integral merupakan integral garis yang berhubungan dengan energi di sekitar retak. J-integral dirumuskan sebagai berikut : du J Wdy T ds dx Dengan 1/ n1 W W ( x, y) W ( ) ijdd yang merupakan strain energy density, T=σ ij n j adalah vektor tegangan yang tegak lurus ke arah luar dengan Ѓ, dan Ѓ adalah kontur tertutup searah jarum jam. ij 3

3. METODOLOGI PENELITIAN Gambar 2.7 Definisi J-integral 2.6 Hubungan J, G dan K Pada kasus linier-elastis, - V/a = G. Dan G=KI 2 /E, dimana E adalah modulus elastisitas. Jadi : 2 KI J G (plane stress) E J G ( 1 v 2 KI 2 ) (plane strain) E 2.5. Perhitungann Laju Perambatan Retak Laju perambatan retak merupakan fungsi dari faktor intensitas tegangan. Laju perambatan retak fatik padaa material elastis dapat diungkapkan dengan persamaan berikut: [Broek, 1987] da dn f ( S) f S maks Menurut Paris persamaan diatas ditulis dalam bentuk : da n C(K) dn Konstanta C dan n tergantung dari da material, jika plot antara dan dn d ibuat dalam bentuk double log maka akan diperoleh hubungan linier antara kedua besaran tersebut. Karakteristik laju perambatan retak, da dn ternyata dipengaruhi oleh besarnya ratio tegangan pada amplitude konstan, yang Smin didefinisikan sebagai R S max S min a Dengan S mak dan S min adalah tegangan maksimum dan minimum, a = panjang retak. 3.1 Material Properties Model Globall Pada bagian struktur konstruksi kapal yang berupa pelat akan dimodelkan dengan shell element yang memiliki harga ketebalan pelat dan arah orientasii pembebanan. Shell element yang dimodelkan hanyaa berupa elemen segi empat (quad) atau "Geometri SHELL93." Material Properties Kapal AH 32 High Tensile Steel σ y = 315 N/mmm 2 Ukuran untuk meshing dari elemen adalah sama atau tidak boleh lebih besar dari jarak antara frame baik secara memanjang atau melintang. Apabila kapal dilengkapi dengan double hull maka web transverse antara side shell dengan long bulkhead dibuat minimum dengan tiga elemen. Pada kapal Bulk carrier 50.000 DWT ukuran rata-rata jarak antar frame adalah 800 mmm sehingga ukuran meshing element rata-rata adalah 800 x 800 ( mm 2 ). Harga properties dari material tersebut akan dipengaruhi oleh ketebalan pelat dan ukuran profil yang dipakai. Menurut regulasi CSR for Bulk Carrier Chapter 3, section 2, 3.2.6 bahwa untuk perhitungan fatigue semua ketebalan dari bagian konstruksi kapal harus dikurangi dengan faktor korosi sebesar 0.5t C. t net-offered = t as s-buit-up 0.5t C t net-offered : tebal pelat yang akan di- yang inputkan dalam perhitungan t as-buit-up : tebal pelat terpasang pada kapal. t C : faktor korosi Faktor korosi t C ditentukan sesuai dengan posisi bagian konstruksi. Besarnya harga faktor korosi dapat dilihat Gambar 1.0 (for Bulk Carrier Chapter 3, section 3, tabel 1). Gambar 3.1 Model Kapal bulk Carrier 4

Model yang digunakan padaa tugas akhir ini merupakan bentuk sambungan pelat bagian sisi dari kapal bulk carrier dengan dimensi sebagai berikut: Dimensi dan signifikasi pelat sebagai spesimen yang digunakan untuk pemodelan pengelasan ini dijabarkan sebagai gerikut; Dimensi pelat : panjang x lebar x tebal = 600 x 400 x 14 mm Untuk membuat bagian local model misalingment harus menggunakan kaidah yang berlaku pada proses penyambungan pelat dan batas misalignment yang diijinkan sesuai dengan regulasi yang digunakan. Jarak misalignment dalam Sambungan ini adalan 0.032 m 3.2 Dimensi retak Retak yang akan dianalisa adalah jenis semi circular. Artinya kedalaman (a) dan lebar (c) retak sama besar. Kedalaman retak tersebut akan divariasi terhadap tebal pelat yaitu pada a/ /t sebesar 0..005 dengann dimensi retak awal a: 0.005 mm, c: 0.0055 m dengan petambahan retak ke arak a dan c (da dan dc) sebesar 0.0005 mm. Gambar 3.2 Model sambungan pelat Gambar 3.5 Model Retak 4. ANALISIS DATA 4.1 Analisa Tegangan nominal Model Global Hasil tegangan masksimum di daerah pelat sisi adalah dalam load case H1 adalah 35.694 N/mm 2 ( pembebanan pada kondisi hogging ). Hasil tegaagan ini digunakan dalam model pembebanan selanjutnya. Tegangan ini dalam model global keseluruhan ( vonmises ) memenuhi persyaratan dari maksimum tegangan yang diijinkan dari suatu jenis material yang digunakan. Tegangan model global yang dimiliki dalam pembebanan H1 adalah 309,256 kn/m 2. Gambar 3.3 Meshing Sambungann Pelat Alignment Gambar. 4.1 Tekanan Hidrodinamika load case H1 Gambar 3.4 Meshing Sambungann Pelat Alignment 4.2 Analisa Tegangan Sambungan Pelat. Pada masing-masing pemodelan sambungan, distribusi intensitas tegangan mencapai titik tertinggi pada ujung retaknya ( crack front). Distribusi intensitas tegangan 5

pada pelat dengan retak terjadi di daerah ujung retak. Hal ini sesuai dengan analisaa dari Newman-Raju, bahwa padaa pelat dengan surface crack intensitas tegangan terjadi di sepanjang ujung retak dan intensitas tegangan hanyaa terjadi di daerah crack tip. Gambar 4.2 Hasil Permodelan Ansys dengan Retak Dengan menggunakan persamaan Newman Raju..Nilai SIF terendah terdapat pada model dengan geometri retak terkecil (a:0.5; c:0.55). Nilai SIF terkecil pada masing-masing variasi terdapat pada model yang memiliki retak (a) terkecil. Dari hasil di atas, disimpulkan bahwa hasil dari perhitungan rumus empiris lebih besar dari hasil numerik. Permodelan alignment diatas dapat digunakan sebagai acuan untuk membuat model misalignment dengan menaikkan salah satu pelat dengan bergerser 0.032 m serta menambahkann retak awal pada sambungan pelat. 4.3 Laju Perambatan Retak Hasil dari permodelan sambungan pelat kondisi misalignment akan menghasilkan J integral, perhitungan SIF sesuai dengan permodelan sebelumnya. Nilai J-Integral yang didapat dari hasil permodelan misalignment jauh lebih besar dari permodelan alignment. Hasil J integral ini berdampak pada nilai K 1 yang juga lebih besar dari nilai permodelan pada sambungan pelat alignment. Pada model sambungan pelat alignment, perambatan retak dari retak 0.005 m sampai 0.012 m. Besarnya cycle yang dibutuhkan dalam perambatan retak ( N) pada permodelan ini semakin lama semakin mengecil seiring dengan bertambahnya kedalaman retak. Hal ini menunjukkan n bahwa perambatan retaknya semakin cepat. Total cylce yang dibutuhkan model pada permodelan alignment untuk merambat dari retak awal 0..005 mm sampai 0.0120 m adalah 885314885.2 28. 885314885. 28 Fatigue life = 28.073528 801 tahun 7.63235 Besarnya cycle yang dibutuhkan dalam perambatan retak ( N) pada permodelan sambungan misalignment semakin lama semakin mengecil seiring dengan bertambahnya kedalaman retak. Hal ini menunjukkan n bahwa perambatan retaknya semakin cepat. Total cylce yang dibutuhkan model pada permodelan dengan kondisi sambungan pelat misalignment untuk merambat dari retak awal 0.005 mmm sampai 0.012 m adalah 251060086.8 cycle 251060086. 8 Fatigue life = 5.163063129 tahun 7.63235 Gambar 4.3 Jumlah Siklus Tegangan Terhadap Retak Awal di Sambungan Pelat Gambar 4.4 Jumlah Siklus Tegangan terhadap Retak Awal di Sambungan Pelat 6

5. KESIMPULAN DAN SARAN 5.1. Kesimpulan Dari analisa di atas dan hasil pemodelan dengan metode elemen hingga yang menggunakan program aplikasi ANSYS 11.0, maka dapat disimpulkan sebagai berikut : 1. Dari model yang telah dibahas di atas, intensitas tegangan tertinggi terjadi di daerah crack front material sebagai akibat adanya crack yang disimulasikan dengan crack tip yang mempunyai alur elips. 2. Dari dua pemodelan sambungan pelat dengan kondisi yang berbeda, dapat disimpulkan bahwa sambungan pelat misalignment mengalami peningkatan faktor intesitas tegangan sebesar 2 kali lipat daripada sambungan pelat alignment. Misalnya nilai SIF yang diperoleh dari perhitungan numerikpada sambungan pelat alignment dengan kedalaman retak 0.012 mm adalah 528.64 MN m/m 2, Sedangkan untuk sambungan pelat misalignment dengan kedalaman retak 0.012 mm adalah 842.41 MN m/m 2. 3. Umur kelelahan pada side shell Bulk Carrier akibat kegagalan fatigue (setelah adanya retak) diketahui bahwa semakin dalam retak semakin kecil umur kelelahan struktur side shell mengikuti trend polynomial orde 2. Pada saat retak sambungan pelat alignment mencapai 0.012 mm umur kelelahan struktur adalah 28.073 tahunsedangkan pada pertambahan kedalaman retak pada sambungan pelat misalignment mencapai 0.012 umur kelelahan struktur mm 7.96 tahun 4. Dari selisih nilai faktor intensitas tegangan dan umur lelah kedua model dapat ditarik kesimpulan bahwa bentuk pemodelan sambungan misalignment pelat dapat mempersingkat umur lelah dari suatu struktur kapal, hal ini dikarenakan adanya pengurangan alignment ketebalan dimensisambungan pelat. 5. Dengan pemodelan elemen hingga pada program aplikasi ANSYS ini, evaluasi cacat retak pada pelat mild steel dapat dilakukan. Karena prosedur pemodelan ini telah memberikan output dengan tingkat keakuratan baik meskipun terjadi perbedaan sebagai akibat sifat model yang tidak sama dengan kondisi nyatanya. 5.2. Saran 1. Analisis umur kelelahan side shell setelah adanya crack hanya dilakukan pada mode I (opening crack), sehingga pembebanan yang dilakukan hanya pembebanan aksial. Untuk itu perlu dilakukan pembebanan inplane bending dan out-plane bending (mode II) karena retak pada struktur bisa diakibatkan oleh kombinasi ketiga mode pembebanan pada struktur. 2. Dalam perhitungan maupun model ANSYS, crack di asumsikan berupa single notch edge crack (surface crack). Padahal jenis crack ada bermacammacam. Retak tengah menjalar ( through center crack, retak tepi di satu sisi (single edge crack, retak tepi di dua sisi ( double edge crack). Maka dalam analisa berikutnya perlu dipertimbangkan variasi dari bentuk crack. DAFTAR PUSTAKA Anderson, T., Fracture Mechanics fundamental and applications, Department of Mechanical engineering Texas A&M University College Station, Texas, second edition, 1995 ANSYS, Inc., Structural Analysis Guide, ANSYS Release 11.0 Documentation, 2005. ANSYS, Inc., Ansys, Inc. Theory Reference, ANSYS Release 11.0 Documentation, 2005. Broek, David, Elementary Engineering Fracture Mechanics, Martinus Nijhoff publisher, Gelena, USA, 4 th edition, 1987. Newman, J.C. Jr dan I.S. Raju. 1979. Stress Intensity Factor for a Wide Range of Semi Ellpitical Surface Cracks in Finite Thickness Plates. Virgina. Newman, J.C. Jr dan I.S. Raju. 1984 Stress Intensity Factor Equation for Cracks in Three Dimensional Finite Bodies Subjected to Tension and Bending Loads. NASA : Virgina. 7

Hobbacher,A. December 2008. Recommendations For Fatigue Design of Welded joints and Component. International Institute of Welding. Paris: France. IACS. 2006. "Joint Bulk Carrier Project". IACS Common Structural Rules for Bulk Carriers. UK, 1 Januari 2006.: Biro Klasifikasi Indonesia. ABS, April 2003. Bulk Carrier Solution: Safer and Stronger Vessels. Amercan Bureau of Shipping 2003, New York, NY, 1 Friis Hansen,P. & Winterstein t, S. R., October1994. Fatigue Damage in the Side Shells of Ships. Marine Structures 8 (1995) 631~555 Robles, L.B.R. Buelta M.A.& Gonc alves E., Souza G.F.M., February 1999 " A method for the evaluation of the fatigue operational life of submarine pressure hulls". International Journal of Fatigue 22 (2000) 41 5 8