Pelat Dasar Pelat Dasar Lingkaran Kombinasi Beban

kemungkinan dari kandungan air yang mungkin ada dalam permukaan baja, dan karakteristik kekuatan serta kekerasan dari baja dasar dan baja las.

2.4.3.4. Kekerasan Baja

Kekerasan baja dapat dievaluasi dengan satu atau kedua metode di bawah ini : 1 Tes kualifikasi prosedur pengelasan dari semua pengelasan harus meliputi tes kekerasan dari baja las dan zona kena-panas heat-affected zone dari pelat tes. Metode pengetesan dan standar yang diijinkan dapat didiskusikan antara pembeli dan pembuat. 2 Semua las yang melalui proses otomatis harus diperiksa kekerasannya pada permukaannya. Kecuali disebutkan sebaliknya, satu tes harus dilakukan untuk setiap las vertikal, dan satu tes harus dilakukan untuk setiap 30 m 100 ft dari las keliling. Metode pengetesan dan standar yang diterima dapat didiskusikan antara pembeli dan pembuat.

2.4.4. Pelat Dasar

Semua pelat dasar harus mempunyai ketebalan nominal minimum 6 mm [49,8 kgm 2 ], hanya untuk korosi yang diijinkan untuk pelat dasar. Kecuali disebutkan sebaliknya, semua pelat pesegi dan pelat rencana pelat dasar yang merupakan tempat tumpuan badan tangki dan mempunyai satu sisi berbentuk persegi harus mempunyai lebar nominal minimum 1800 mm. Pelat dasar dengan ukuran yang pas harus dipersiapkan supaya, ketika disesuaikan, sedikitnya terdapat pelat berlebih di luar cangkang selebar 50 mm yang akan diproyeksikan ke luar badan tangki. Universitas Sumatera Utara

2.4.5. Pelat Dasar Lingkaran

Pelat dasar lingkaran harus mempunyai jari-jari minimum 600 mm antara bagian dalam cangkang dan sambungan las-berimpit yang ada pada sisi ruang yang ada pada dasar tangki. Proyeksi pelat dasar lingkaran ke luar cangkang harus memenuhi persyaratan yang terdapat pada subbab 2.4.4. Jari- jari pelat dasar lingkaran yang lebih besar diperlukan dengan kalkulasi seperti di bawah ini: dimana : t b = ketebalan pelat lingkaran, dalam mm H = ketinggian maksimum rencana cairan, dalam m G = berat jenis rencana cairan yang disimpan Ketebalan pelat dasar lingkaran tidak boleh kurang dari ketebalan yang tertera pada Tabel 2.2 ditambah dengan tebal korosi yang diijinkan. Tabel 2.2 – Tebal Pelat Dasar Lingkaran API Standard 650, 2005 : 3-7 Ketebalan Nominal Pelat dari Lapisan Pertama Cangkang Badan Tangki mm Tegangan dari Tes Hidrostatik pada Lapisan Pertama Cangkang Badan Tangki MPa ≤ 190 ≤ 210 ≤ 230 ≤ 250 t ≤ 19 6 6 7 9 19 t ≤ 25 6 7 10 11 25 t ≤ 32 6 9 12 14 32 t ≤ 38 8 11 14 17 38 t ≤ 45 9 13 16 19 Universitas Sumatera Utara Cincin pelat dasar lingkaran harus mempunyai keliling luar berbentuk lingkaran, tetapi juga diperbolehkan mempunyai keliling berbentuk poligonal biasa di dalam tangki, dengan jumlah sisinya sama dengan jumlah pelat lingkaran. 2.4.6. Desain Cangkang Tangki Badan Tangki 2.4.6.1. Umum a Tebal cangkang perlu harus lebih besar dari ketebalan cangkang rencana, termasuk juga tebal korosi yang diijinkan atau ketebalan cangkang yang diperoleh dari tes hidrostatik, tetapi ketebalan cangkang tidak boleh kurang dari yang tertera pada Tabel 2.3. b Kecuali disebutkan sebaliknya, pelat cangkang harus mempunyai lebar nominal minimum 1800 mm 72 in. Pelat yang akan dilas tumpu harus mempunyai sisi-sisi persegi. Tabel 2.3. Ketebalan Minimum Pelat API Standard 650, 2005 : 3-6 Diameter Nominal Tangki m Ketebalan Nominal Pelat mm 15 5 15 sampai 36 6 36 sampai 60 8 60 10 c Tegangan yang dihitung untuk setiap lapisan cangkang tangki tidak boleh lebih besar dari tegangan yang diijinkan untuk material tertentu yang digunakan untuk lapisan-lapisan tangki. Tidak ada lempeng cangkang yang boleh lebih tipis daripada lempeng di atasnya. Universitas Sumatera Utara d Cangkang tangki harus diperiksa kestabilannya untuk menahan tekuk akibat beban angin rencana. Jika diperlukan untuk memperkuat kestabilan tangki, cincin pengaku penahan angin pada tengah badan tangki, ketebalan pelat-cangkang yang diperbesar, atau keduanya harus digunakan. e Beban radial tersendiri pada badan tangki, seperti yang disebabkan oleh beban yang besar oleh platform dan tempat jalan yang ditinggikan elevated walkway, harus didistribusikan oleh bagian struktur kanal, tulangan pelat, atau bagian tambahan permanen lain.

2.4.6.2. Tegangan Ijin

a Tegangan desain ijin maksimum suatu produk , S d , dapat dilihat pada Tabel 2.2. Ketebalan bersih pelat - ketebalan aktual tanpa korosi yang diijinkan – harus dimasukkan dalam perhitungan. Tegangan desain dasar, S d , harus bernilai dua pertiga tegangan leleh atau dua perlima tegangan tarik, diambil nilai yang terkecil. b Tegangan tes hidrostatik ijin maksimum, S t , harus seperti yang diperlihatkan pada Tabel 2.3. Ketebalan kasar pelat, termasuk di dalamnya tebal korosi yang diijinkan, harus dipergunakan dalam perhitungan. Tegangan ini harus bernilai tiga perempat tegangan leleh atau tiga pertujuh tegangan tarik, diambil nilai yang terkecil. c Tegangan desain struktural harus sesuai dengan tegangan kerja ijin yang akan dijelaskan pada subbab 2.4.8.3. Universitas Sumatera Utara Tabel 2.4. Material Pelat yang diijinkan dan Tegangan Ijin API Standard 650, 2005 : 3-9 Tabel 2.4. Material Pelat yang diijinkan dan Tegangan Ijin Sambungan API Standard 650, 2005 : 3-8 Spesifikasi Pelat Grade Kuat Leleh Minimum, MPa psi Kuat Tarik Minimum, MPa psi Tegangan Desain Produk S d , MPa psi Tegangan Tes Hidrostatik, S t , MPa psi Spesifikasi Pelat Grade Kuat Leleh Minimum, MPa psi Kuat Tarik Minimum, MPa psi Tegangan Desain Produk S d , MPa psi Tegangan Tes Hidrostatik, S t , MPa psi Universitas Sumatera Utara

2.4.6.3. Perhitungan Ketebalan dengan Metode 1-Kaki 1-Foot Method

a Metode 1-kaki memperhitungkan ketebalan yang diperlukan pada titik rencana 0,3 m 1 ft di atas dasar dari setiap lapisan cangkang badan tangki. Metode ini tidak boleh digunakan untuk tangki dengan diameter lebih besar dari 60 m 200 ft dan ketebalan pelat minimum yang didapat dari formula di bawah harus lebih kecil dari 12,5 mm. b Ketebalan minimum dari pelat cangkang harus lebih besar dari nilai yang diperoleh dengan menggunakan rumus yang diperoleh dengan rumus sebagai berikut : dimana : t d = ketebalan cangkang rencana, dalam mm t t = ketebalan cangkang tes hidrostatis, dalam mm t = ketebalan cangkang minimum, dalam mm D = diameter nominal tangki, dalam m H = ketinggian cairan rencana, dalam m G = berat jenis rencana cairan = untuk menentukan besarnya t, besarnya G yang dipakai tidak boleh kurang dari 1. CA = tebal korosi yang diizinkan, ditentukan oleh perencana S d = tegangan izin untuk kondisi perencanaan, dalam MPa dapat dilihat pada Tabel 2.4 Universitas Sumatera Utara S t = tegangan izin untuk kondisi tes hidrostatik, dalam MPa dapat dilihat pada Tabel 2.4 2.4.6.4. Perhitungan Ketebalan dengan Metode Variable-Design-Point a Perencanaan dengan metode ini memberikan ketebalan cangkang pada titik desain yang menghasilkan tegangan yang dihitung mempunyai nilai yang relatif dekat dengan tegangan pada keliling cangkang aktual. b Metode ini hanya boleh digunakan jika belum menggunakan metode 1- Kaki dan memenuhi persyaratan di bawah ini : dimana : L = 500 Dt 0,5 , dalam mm D = diameter tangki, dalam m t = ketebalan lapisan dasar cangkang tidak termasuk korosi yang diijinkan, dalam mm H = ketinggian cairan rencana maksimum, dalam m c Ketebalan pelat minimum untuk kedua kondisi perencanaan dan kondisi tes hidrosatatik harus ditentukan seperti yang telah tertulis. Perhitungan yang lengkap dan tersendiri harus dilakukan untuk semua lapisan pada kondisi perencanaan, tidak termasuk kondisi yang diijinkan, dan pada tes hidrostatik. Ketebalan cangkang yang diperlukan untuk setiap lapisan harus lebih besar dari ketebalan cangkang rencana ditambah tebal korosi yang diijinkan atau ketebalan cangkang hidrostatik tes, tetapi total ketebalan cangkang tidak boleh kurang dari yang tertera pada subbab 2.4.6.1. Ketika ketebalan yang lebih besar digunakan pada Universitas Sumatera Utara lapisan cangkang, ketebalan yang lebih besar tersebut bisa digunakan untuk perhitungan berikutnya mengenai ketebalan pelat pada lapisan di atasnya. d Untuk menghitung ketebalan lapisan dasar, nilai awal t pd dan t pt untuk kondisi perencanaan dan tes hidrostatik harus diperhitungkan terlebih dahulu dengan rumus pada subbab 2.4.6.3. e Ketebalan lapisan dasar t 1d dan t 1t untuk kondisi perencanaan dan tes hidrostatik harus diperhitungkan dengan rumus-rumus di bawah ini: Catatan : Untuk kondisi perencanaan, t 1d tidak harus lebih besar dari t pd . Catatan : Untuk kondisi tes hidrostatik, t 1t tidak harus lebih besar dari t pt . f Untuk memperhitungkan ketebalan lapisan kedua untuk kedua kondisi perencanaan dan tes hidrostatik, nilai dari ratio di bawah ini harus dihitung untuk lapisan dasar: dimana : h 1 = ketinggian dari lapisan dasar cangkang, dalam mm r = jari-jari nominal tangki, dalam mm Universitas Sumatera Utara t 1 = ketebalan lapisan dasar cangkang yang diperhitungkan dikurangi ketebalan tambahan dikarenakan korosi yang diijinkan, dalam mm, digunakan untuk menghitung t 2 perencanaan. Ketebalan hidrostatik lapisan cangkang dasar yang diperhitungkan harus digunakan dalam menghitung t 2 . Jika nilai ratio lebih kecil atau sama dengan 1,375 : Jika nilai ratio lebih besar atau sama dengan 2,625 : Jika nilai ratio lebih besar dari 1,375 tetapi kurang dari 2,625 : dimana : t 2 = ketebalan rencana minimum lapisan cangkang kedua, dalam mm t 2a = ketebalan lapisan cangkang kedua, dalam mm, seperti yang telah dihitung untuk lapisan cangkang bagian atas, tidak termasuk tebal korosi yang diijinkan. Dalam memperhitungkan ketebalan lapisan cangkang kedua untuk kasus perencanaan dan kasus tes hidrostatik, nilai t 2d dan t 1 yang dapat dipakai harus dipergunakan. Rumus untuk t 2 di atas adalah berdasarkan tegangan ijin yang sama dengan yang dipergunakan untuk perencanaan lapisan dasar dan kedua. Untuk tangki dengan ratio yang lebih besar atau sama dengan Universitas Sumatera Utara 2,625, tegangan ijin untuk lapisan kedua mungkin lebih rendah dari tegangan ijin untuk lapisan dasar ketika metode-metode yang akan disebutkan di bawah ini dipergunakan. g Untuk menghitung ketebalan lapisan atas untuk kedua kondisi yaitu kondisi perencanaan dan kondisi tes hidrostatik, suatu nilai awal t u untuk ketebalan lapisan atas harus dihitung dengan menggunakan rumus pada subbab 2.4.6.3, tidak termasuk tebal korosi yang diijinkan, dan kemudian jarak x dari variabel titik desain dari dasar lapisan harus dikalkulasi dengan menggunakan nilai terkecil dari nilai yang diperoleh rumusan-rumusan di bawah ini: dimana : t u = ketebalan lapisan atas pada sambungan melingkar, tidak termasuk korosi yang diijinkan, dalam mm C = [K 0,5 K – 1][1+K 1,5 ] K = t L t u t L = ketebalan lapisan bawah pada sambungan melingkar, tidak termasuk tebal korosi yang diijinkan, dalam mm H = ketinggian rencana cairan, dalam m h Ketebalan minimum t x untuk cangkang lapisan bagian atas harus dikalkulasi untuk kedua kondisi, yaitu kondisi perencanaan t dx dan Universitas Sumatera Utara kondisi tes hidrolik t tx menggunakan nilai x minimum yang diperoleh dari rumusan-rumusan di atas : i Langkah-langkah yang telah dijabarkan pada g dan h harus terus diulangi dengan menggunakan nilai t x dan t u yang telah diperoleh sampai terdapat sedikit perbedaan antara nilai t x yang dihitung berturut- turut dua kali pengulangan langkang umumnya sudah cukup. Pengulangan langkah menghasilkan lokasi yang lebih tepat dari titik desain untuk lapisan yang sedang dalam pertimbangan dan, dikarenakan oleh hal ini, ketebalan cangkang yang lebih akurat.

2.4.6.5. Perhitungan Ketebalan dengan Analisa Elastik

Untuk tangki dengan LH lebih besar dari 10006 2 dalam satuan US, pemilihan ketebalan pelat harus berdasarkan analisa elastik yang menunjukkan tegangan keliling cangkang yang dihitung lebih rendah dari tegangan ijin yang diberikan pada Tabel 2.3. Kondisi ujung untuk analisa ini harus menganggap momen plastis penuh yang diakibatkan lelehnya pelat di bawah cangkang dan tanpa pengembangan ke arah radial. 2.4.7. Cincin Pengaku sebagai Penahan Angin Bagian Atas dan Tengah 2.4.7.1. Umum Suatu tangki terbuka harus dilengkapi dengan cincin pengaku untuk mempertahankan bentuk lingkaran ketika tangki mengalami gaya angin. Cincin pengaku harus ditempatkan pada atau di dekat puncak dari lapisan Universitas Sumatera Utara puncak tangki, lebih disukai ditempatkan di luar cangkang tangki. Sudut puncak dan penahan angin harus memenuhi, baik dalam ukuran ataupun material, peraturan yang akan disebutkan di bawah.

2.4.7.2. Tipe Cincin Pengaku

Cincin pengaku boleh dibuat dari bagian struktur, bagian-bagian pelat yang dibentuk, bagian-bagian yang disusun dengan cara pengelasan, ataupun kombinasi-kombinasi dari tipe-tipe tersebut yang digabung dengan cara pengelasan. Keliling luar dari cincin pengaku bisa berbentuk lingkaran ataupun poligonal. Catatan : Section moduli yang diberikan pada Tabel 3. Untuk detail c dan d adalah berdasarkan bagian kaki yang lebih panjang yang ditempatkan secara horizontal tegak lurus cangkang ketika sudut dengan kaki yang tidak sama panjang digunakan. Gambar 2.14 – Tipe Cincin Pengaku pada Tangki API Standard 650, 2005: 3-46 Universitas Sumatera Utara

2.4.7.3. Pembatasan Cincin Pengaku

1 Ukuran minimum sudut untuk penggunaan tersendiri ataupun sebagai komponen pendamping dalam cincin pengaku adalah 64 x 64 x 6,4 mm 2½ x 2½ x ¼ in. Ketebalan nominal minimum pelat yang digunakan dalam cincin pengaku harus 6 mm ¼ in. 2 Ketika cincin pengaku ditempatkan lebih dari 0,6 m 2 ft di bawah puncak tangki, tangki harus dilengkapi dengan sudut puncak lengkung top curb angle dengan ukuran 64 x 64 x 4,8 mm 2½ x 2½ x 3 16 in untuk tangki dengan ketebalan 5 mm 3 16 in, sudut dengan ukuran 76 x 76 x 6,4 mm 3 x 3 x ¼ in untuk tangki dengan ketebalan lebih dari 5 mm 3 16 in, atau dengan bagian struktur yang lain dengan section modulus yang sama. 3 Cincin yang mungkin dapat memerangkap cairan harus dilengkapi dengan lubang pengalir yang memadai.

2.4.7.4. Cincin Pengaku sebagai Tempat Berjalan

Cincin pengaku ataupun bagian dari cincin tersebut yang digunakan sebagai tempat berjalan harus mempunyai lebar minimum 600 mm 24 in, tidak terhalangi oleh sudut lengkung proyeksi pada puncak cangkang tangki. Idealnya, cincin pengaku terletak pada jarak 1100 mm 42 in di bawah sudut lengkung dan dilengkapi dengan pegangan samping.

2.4.7.5. Tumpuan Cincin Pengaku

Tumpuan harus disediakan untuk cincin pengaku ketika ukuran kaki horizontal atau badan web cincin melebihi 16 kali ketebalan kaki atau web. Tumpuan harus ditempatkan pada jarak-jarak yang diperlukan untuk Universitas Sumatera Utara menahan beban mati dan juga beban hidup, tetapi jarak ini tidak boleh melebihi 24 kali lebar flens tekan luar.

2.4.7.6. Cincin Pengaku sebagai Penahan Angin Atas

1 Section modulus minimum perlu dari cincin pengaku harus ditentukan dari rumus di bawah : dimana : Z = section modulus minimum perlu, dalam cm 3 D = diameter nominal tangki, dalam m H 2 = tinggi badan tangki, dalam m, termasuk freeboard lambung bebas minimum di atas ketinggian pengisian maksimum sebagai panduan untuk atap melayang floating roof V = kecepatan angin rencana kmjam 2 Section modulus cincin pengaku harus didasarkan pada sifat bagian struktur yang ada dan bisa meliputi sebagian cangkang tangki sampai pada jarak 16 ketebalan pelat di bawahnya. Ketika sudut melengkung dipasang pada tepi puncak cincin cangkang dengan las-tumpu, jarak ini harus dikurangi dengan lebar kaki vertikal sudut. lihat Gambar 2.14 dan Tabel 2.5. 3 Ketika bukaan tangga dipasang melalui cincin pengaku, section modulus dari bagian cincin di bagian luar bukaan, termasuk juga bagian transisi, harus memenuhi persyaratan pada subbab 2.3.7.61. Cangkang yang berada berbatasan pada bukaan harus diperkaku dengan suatu sudut Universitas Sumatera Utara angle atau tulangan, dengan bagian yang lebar dipasang pada bidang horizontal. Sisi yang lain dari bukaan juga harus diperkaku dengan sudut angle atau tulangan, dengan bagian yang lebar dipasang pada bidang vertikal. Tabel 2.5 – Section Modulus cm 3 Cincin Pengaku pada Badan Tangki API Standard 650, 2005: 3-47 4 Bagian struktur pengaku harus diperpanjang melewati ujung bukaan dengan jarak lebih besar dari atau sama dengan kedalaman bagian cincin biasa. Bagian ujung cincin pengaku harus dipasang pada sisi bagian Universitas Sumatera Utara struktur pengaku, dan bagian ujung dan sisi cincin pengaku harus saling berhubungan supaya kekuatan maksimum cincin tercapai.

2.4.7.7. Cincin Pengaku sebagai Penahan Angin Bagian Tengah

1 Tinggi maksimum dari badan tangki shell yang tidak diperkaku harus dihitung seperti di bawah ini : dimana : H 1 = jarak vertikal, dalam m, antara penahan angin bagian tengah dan sudut puncak cangakang atau penahan angin atas untuk tangki terbuka t = tebal yang dipesan, kecuali disebutkan sebaliknya, dari lapisan puncak cangkang, dalam mm D = diameter nominal tangki, dalam m V = kecepatan angin rencana, dalam kmjam Catatan : Rumus ini dimaksudkan untuk tangki terbuka dan juga tangki tertutup dan didasarkan pada beberapa faktor sebagai tekanan akibat kecepatan angin, tekanan angin itu sendiri, dan sebagainya untuk latar belakang dari faktor-faktor tersebut dapat dilihat pada ASCE 7 dan R.V. McGrath’s “Stabilitas API Standar 650 Cangkang Tangki” 2 Setelah tinggi maksimum cangkang yang tidak diperkaku, H 1 , telah ditentukan, tinggi dari cangkang yang ditransformasi harus diperhitungkan sebagai berikut : Universitas Sumatera Utara a. Dengan persamaan sebagai berikut, ubah lebar sebenarnya dari setiap lapisan course cangkang menjadi lebar yang di-transpose dari setiap lapisan course cangkang menghasilkan tebal cangkang puncak sebagai berikut : dimana : W tr = lebar yang telah di-transpose dari setiap lempeng badan tangki, dalam mm W = lebar sebenarnya dari setiap lempeng badan tangki, dalam mm t seragam = ketebalan yang telah direncanakan, kecuali disebutkan sebaliknya, dari lempeng puncak badan tangki, dalam mm t aktual = ketebalan yang telah direncanakan, kecuali disebutkan sebaliknya, dari lempeng badan tangki untuk setiap lebar yang di-transpose yang akan diperhitungkan, dalam mm b. Tambahkan lebar yang di-transpose dari lapisan-lapisan courses. Jumlah lebar yang di-transpose dari setiap lapisan course akan memberikan ketinggian cangkang yang ditransormasi. 3 Jika tinggi cangkang yang ditransformasi lebih besar dari tinggi maksimum H 1 , maka penahan angin bagian tengah diperlukan. Universitas Sumatera Utara 4 Untuk keseimbangan yang sama antara bagian atas dan bagian bawah penahan angin tengah, penahan angin tersebut harus ditempatkan pada tinggi pertengahan dari cangkang yang ditransformasi. Lokasi penahan angin pada cangkang yang sebenarnya harus berada pada lapisan course yang sama dan posisi relatif yang sama seperti pada lokasi penahan angin dari cangkang yang ditransformasi, dengan menggunakan hubungan ketebalan di subbab 2.4.7.71. 5 Lokasi yang lain untuk penahan angin bagian tengah bisa digunakan selama tinggi cangkang yang tidak diperkaku tidak melebihi H 1 . 6 Jika setengah tinggi cangkang yang ditransformasi melebihi tinggi maksimum H 1 , penahan angin bagian tengah kedua harus digunakan untuk mengurangi tinggi cangkang yang tidak diperkaku menjadi tinggi yang lebih kecil dari maksimum. 7 Cincin pengaku sebagai penahan angin bagian tengah tidak boleh dipasang pada jarak kurang dari 150 mm dari sambungan horizontal cangkang. Ketika lokasi sambungan permulaan penahan angin ada di dalam jarak 150 mm dari sambungan horizontal, penahan angin lebih baik ditempatkan pada jarak 150 mm di bawah sambungan; bagaimanapun, tinggi maksimum cangkang tidak diperkaku tidak boleh dilampaui. 8 Section modulus minimum perlu dari cincin pengaku tersebut harus ditentukan dengan persamaan sebagai berikut : dimana : Universitas Sumatera Utara Z = section modulus minimum yang diperlukan, dalam cm 2 D = diameter nominal tangki, dalam m H 1 = jarak vertikal, dalam m, antara penahan angin bagian tengah dan sudut puncak cangkang atau cincin pengaku penahan angin atas pada tangki terbuka V = kecepatan angin rencana, dalam kmjam 9 Section modulus dari cincin pengaku sebagai penahan angin bagian tengah harus berdasarkan sifat dari bagian struktur yang terpasang dan mungkin meliputi bagian dari cangkang tangki untuk jarak ke atas dan ke bawah bagian pelengkap tangki, dalam mm, dari: dimana : D = diameter nominal tangki , dalam m t = ketebalan cangkang pada lokasi terpasangnya penahan angin bagian tengah, dalam mm 2.4.8. Atap 2.4.8.1. Definisi 1 Atap konus berpenopang supported cone roof adalah suatu atap yang berbentuk menyerupai konus dan ditumpu pada bagian utamanya dengan rusuk di atas balok penopang ataupun kolom, atau oleh rusuk di atas rangka dengan atau tanpa kolom. Universitas Sumatera Utara 2 Atap konus berpenopang tersendiri self-supported cone roof adalah atap yang berbentuk menyerupai konus dan hanya ditopang pada keliling konus. 3 Atap kubah berpenopang tersendiri self-supported dome roof adalah atap yang dibentuk menyerupai permukaan bulatan dan hanya ditopang pada keliling kubah. 4 Atap payung berpenopang tersendiri self-supported umbrella roof adalah atap kubah yang telah dimodifikasi yang dibentuk sedemikian sehingga bagian-bagian horizontalnya berbentuk poligon biasa dengan sisi sebanyak pelat-pelat atap dan akan ditopang hanya pada kelilingnya.

2.4.8.2. Umum

1 Semua atap dan struktur penopang harus didesain untuk dapat menahan kombinasi-kombinasi beban yang akan dijelaskan 2 Pelat-pelat atap harus mempunyai ketebalan nominal minimum 5 mm dengan lembaran 7 gauge. Korosi yang diijinkan untuk pelat-pelat pada atap berpenopang tersendiri harus ditambahkan pada ketebalan yang diperhitungkan, kecuali disebutkan sebaliknya. Tebal korosi yang diijinkan harus dimasukkan dalam perhitungan ketebalan nominal pelat atap. 3 Pelat-pelat atap dari atap konus berpenopang tidak boleh dipasang pada struktur tambahan, kecuali disebutkan sebaliknya. Pemasangan menerus atap konus pada struktur tambahan tangki bisa dianggap menguntungkan apabila coating bagian dalam tangki diperlukan, akan tetapi, atap tidak boleh dianggap rapuh. Universitas Sumatera Utara 4 Semua bagian struktur internal dan eksternal harus mempunyai ketebalan nominal minimum 4,3 mm untuk komponen manapun. 5 Pelat-pelat atap harus dipasang pada sudut puncak tangki dengan las fillet menerus pada bagian atas saja. 6 Suatu atap dianggap rapuh jika sambungan atap-cangkang akan gagal terlebih dahulu dibandingkan sambungan cangkang-dasar pada saat tekanan dalam berlebih. Tangki dengan atap rapuh harus memenuhi syarat-syarat sebagai berikut: a. diameter tangki harus 15,25 m atau lebih; b. kemiringan atap pada sudut puncak pemasangan tidak boleh melebihi 2:12; c. atap dipasang pada sudut puncak dengan las fillet tunggal menerus yang tidak melebihi 5 mm; d. bagian penopang atap tidak boleh dipasang pada pelat atap; e. cincin tekan atap-sudut puncak adalah terbatas pada Gambar 2.15; f. sudut puncak boleh lebih kecil dari yang diperlukan pada butir e di atas; g. semua bagian dalam daerah sambungan atap-cangkang, termasuk cincin penyekat dianggap termasuk dalam luas penampang A h. luas penampang A dari sambungan atap-cangkang tidak boleh melebihi batasan sebagai berikut : Catatan: Syarat-syarat yang diperlukan untuk persamaan ini akan didefinisikan kemudian pada subbab 2.4.10 Universitas Sumatera Utara Gambar 2.15 – Detail Cincin Tekan yang diijinkan API Standard 650, 2005: F-3 7 Untuk semua tipe atap, pelat-pelat atap boleh diperkuat dengan mengelas setiap bagian pertemuan antar pelat, tetapi tidak diperkuat dengan mengelas bagian atap dengan rusuk ataupun balok penopang. 2.4.8.3. Tegangan Ijin 2.4.8.3.1. Umum Semua bagian dari struktur atap harus proporsional sehingga jumlah dari tegangan statik dan dinamik maksimum tidak melebihi batasan yang tertulis dalam AISC Specification for Steel Buildings atau dengan Universitas Sumatera Utara perjanjian kerja sesuai dengan kode desain struktur yang ditetapkan pemerintah daerah tempat tangki dibangun. Bagian dari spesifikasi, “Tegangan Desain Ijin” harus digunakan untuk menetukan tegangan ijin satuan.

2.4.8.3.2. Ketebalan Minimum

Ketebalan minimum bagian struktur apapun, termasuk tebal korosi yang diijinkan pada bagian yang tidak terlindung, tidak boleh kurang dari 6 mm untuk kolom, sengkang siku dan balok atau pengaku yang didesain untuk menahan gaya tekan aksial, atau ketebalan sebesar 4 mm untuk bagian struktur yang lain.

2.4.8.4. Atap Konus Berpenopang

1 Kemiringan atap harus sebesar 19 mm dari 300 mm atau lebih. Jika kasau dipasang tepat di atas pertemuan balok penopang sehingga menghasilkan kemiringan kasau yang berbeda-beda, maka kemiringan dari kasau paling rata harus memenuhi kemiringan yang telah ditetapkan. 2 Kasau harus diletakkan sedemikian rupa sehingga pada cincin terluar, pusat kasau- kasau tidak berjarak melebihi 0,6π m diukur sepanjang keliling tangki. Jarak pada cincin bagian dalam tidak boleh melebihi 1,7 m. Untuk tangki yang berada pada daerah rawan gempa, batang pengikat tie rod berukuran 19 mm atau yang sebanding harus dipasang diantara kasau pada cincin bagian luar. Batang pengikat ini bisa diabaikan jika profil I atau profil H digunakan sebagai kasau. Universitas Sumatera Utara 3 Kolom atap harus terbuat dari bentuk struktural, atau pipa baja jika terdapat permintaan khusus. 4 Penjepit kasau untuk baris paling luar dari barisan kasau harus dilas ke badan tangki. Penjepit dasar kolom harus dilas ke dasar tangki untuk mencegah pergerakan lateral dari dasar kolom. Semua perlengkapan struktur lainnya harus dibaut, dipaku, atau dilas.

2.4.8.5. Atap Konus Berpenopang-Tersendiri

Catatan: Atap berpenopang-tersendiri adalah atap yang pelat-pelatnya diperkaku dengan dilas setiap bagiannya. Jenis atap ini tidak perlu memenuhi ketentuan tebal minimum, tetapi ketebalan pelat-pelat atap tidak boleh kurang dari 5 mm ketika direncanakan. a Atap konus berpenopang-tersendiri harus memenuhi ketentuan di bawah ini: θ ≤ 37 derajat kemiringan = 9:12 θ ≥ 9,5 derajat kemiringan = 2:12 Tebal maksimum = 12,5 mm, tidak termasuk tebal korosi yang diijinkan dimana: θ = sudut elemen konus terhadap sumbu horizontal derajat D = diameter nominal badan tangki m T = kombinasi beban paling besar antara 5a dan 5b pada subbab 2.4.11 kPa Universitas Sumatera Utara b Luas yang berperan pada pertemuan antara atap-dan-badan tangki shell harus ditentukan dengan menggunakan Gambar 2.15 dan harus mempunyai nilai sama dengan atau melebihi: dimana: θ = sudut elemen konus terhadap sumbu horizontal, derajat D = diameter nominal badan tangki m T = kombinasi beban paling besar antara 5a dan 5b pada subbab 2.4.11 kPa Luas yang didapat dari rumus ini didasarkan pada ketebalan nominal material dan tidak termasuk tebal korosi yang diijinkan.

2.4.8.6. Atap Kubah dan Atap Payung Berpenopang-Tersendiri

Catatan: Atap berpenopang-tersendiri adalah atap yang pelat-pelatnya diperkaku dengan dilas setiap bagiannya. Jenis atap ini tidak perlu memenuhi ketentuan tebal minimum, tetapi ketebalan pelat-pelat atap tidak boleh kurang dari 5 mm ketika direncanakan. a Atap kubah dan atap payung berpenopang-tersendiri harus memenuhi ketentuan di bawah ini: Jari-jari minimum = 0,8D kecuali jika terdapat permintaan khusus Jari-jari maksimum = 1,2D Universitas Sumatera Utara Tebal maksimum = 12,5 mm, tidak termasuk tebal korosi yang diijinkan dimana: D = diameter nominal badan tangki m r r = jari-jari atap m T = kombinasi beban paling besar antara 5a dan 5b pada subbab 2.4.11 b Luas yang berperan mm 2 pada pertemuan antara atap-dan-badan tangki shell harus ditentukan dengan menggunakan Gambar 2.15 dan memiliki nilai yang sama atau lebih besar dari: Luas yang didapat dari rumus ini didasarkan pada ketebalan nominal material dan tidak termasuk tebal korosi yang diijinkan. 2.4.9. Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Tangki 2.4.9.1. Lingkup Pembahasan Perencanaan ketahanan gempa untuk tangki ini mengambil peraturan API Standar 650 Edisi ke-10 Apendiks E sebagai acuan dasar. Tujuan utama dari perencanaan ketahanan gempa adalah supaya tidak terdapat korban jiwa dan tangki tidak mengalami kerusakan fatal pada saat gempa terjadi. Akan tetapi, hal ini tidak berarti bahwa tangki tidak akan mengalami kerusakan sama sekali. Desain tangki ini adalah berdasarkan metode ASD Allowable Stress Design dengan kombinasi beban tertentu. Kombinasi beban dari peraturan yang lain tidak disarankan, dan mungkin akan menyebabkan Universitas Sumatera Utara perlunya modifikasi metode desain pada subbab ini supaya menghasilkan solusi yang praktis dan masuk akal. Metode pada subbab ini menggunakan analisis gaya lateral ekuivalen yang mengaplikasikan gaya statis lateral menjadi model matematik linear dari tangki didasarkan pada dinding kaku, model fixed based. Ketentuan pergerakan tanah pada desain ini diambil dari ASCE 7 yang acuannya adalah pergerakan gempa maksimum dan didefinisikan sebagai pergerakan yang dikarenakan kejadian dengan probabilitas terlampauinya gempa rencana adalah sebesar 2 dalam periode 50 tahun interval terjadinya gempa yang melampaui gempa rencana adalah kira- kira setiap 2.500 tahun. Prosedur desain pseudo-dynamic yang terdapat dalam peraturan API Standar 650 Edisi ke-10 Adendum 4 Apendiks E didasarkan pada metode analisis spektrum respons dan memisalkan dua mode respons tangki dan isinya – impulsive dan convective. Analisa dinamik tidak termasuk dan juga tidak diperlukan dalam ruang lingkup peraturan API. Prosedur perencanaan didasarkan pada spektrum respons dengan 5 redaman untuk mode impulsive dan spektrum dengan 0,5 redaman untuk mode convective. Tangki ditopang pada tanah dengan penyesuaian pada karakteristik tanah tempat tangki dibangun.

2.4.9.2. Kinerja Dasar

Seismic Use Group SUG untuk tangki terbagi atas 3, yaitu: Universitas Sumatera Utara 1 Seismic Use Group III Tangki SUG III adalah tangki yang diperlukan untuk fasilitas yang sangat membutuhkan pemulihan setelah gempa terjadi dan penting bagi kesehatan dan kehidupan masyarakat; atau tangki yang menampung zat yang berbahaya. 2 Seismic Use Group II Tangki SUG II adalah tangki yang menampung material yang dapat menimbulkan bahaya bagi keselamatan masyarakat dan memiliki kontrol cadangan yang kurang untuk menghindari sorotan publik, atau tangki untuk fasilitas umum. 3 Seismic Use Group I Tangki SUG I adalah tangki yang tidak termasuk dalam SUG III atau SUG II. Tangki yang memiliki banyak fungsi harus dimasukkan ke dalam klasifikasi tangki SUG tertinggi.

2.4.9.3. Pergerakan Tanah

Percepatan lateral spektrum yang akan digunakan untuk perencanaan bisa didasarkan pada parameter gempa yang dipetakan zona atau kontur, prosedur spesifik-tanah tempat tangki didirikan, atau metode probabilitas. Metode-metode ini menggunakan metode ASCE 7 sebagai peraturan dasar. Untuk daerah di luar USA, yang peraturan dasarnya dalam menentukan pergerakan tanah rencana berbeda dengan metode ASCE 7, metode yang disebutkan di bawah bisa digunakan: Universitas Sumatera Utara 1 Spektrum respons yang sesuai dengan peraturan dasar boleh digunakan asalkan peraturan tersebut berdasarkan, atau disesuaikan dengan, basis 5 dan 0,5 redaman. Nilai-nilai dari koefisien percepatan spektrum rencana, A i dan A c , yang meliputi efek dari pengerasan situs, faktor keutamaan, dan faktor modifikasi dapat ditentukan secara langsung. A i harus berdasarkan pada periode impulsive tangki yang telah dihitung, atau periode tersebut dapat diasumsikan 0,2 detik. A c harus didasarkan pada periode convective yang telah dihitung dengan menggunakan spektrum 0,5. 2 Jika tidak ada bentuk spektrum respons yang ditentukan dan hanya percepatan puncak muka tanah, S P , yang disebutkan, maka substitusi di bawah ini dapat dipakai: S S = 2,5S P S 1 = 1,25S P Catatan: Percepatan puncak muka tanah untuk daerah Indonesia dapat diambil dari Tabel 2.6 dimana A = S P .

2.4.9.4. Modifikasi untuk Kondisi Tanah Lokasi Tangki

Percepatan respons spektrum gempa rencana maksimum untuk percepatan puncak muka tanah harus dimodifikasi dengan koefisien lokasi tangki situs yang sesuai, F a dan F v dari Tabel 2.7 dan Tabel 2.8. Jika sifat-sifat tanah tidak diketahui dengan baik, maka tanah tersebut dapat diklasifikasikan sebagai Kelas D, kecuali terdapat hal-hal tertentu yang menunjukkan bahwa tanah tersebut dapat diklasifikasikan dalam Kelas E atau F. Universitas Sumatera Utara Tabel 2.6 – Percepatan Puncak Batuan Dasar dan Percepatan Puncak Muka Tanah untuk masing-masing Wilayah Gempa Indonesia SNI-1726, 2002: 19 – 20 Wilayah Gempa Percepatan puncak batuan dasar ‘g’ Percepatan puncak muka tanah A ‘g’ Tanah Keras Tanah Sedang Tanah Lunak Tanah Khusus 1 0,03 0,04 0,05 0,08 Diperlukan evaluasi khusus di setiap lokasi 2 0,10 0,12 0,15 0,20 3 0,15 0,18 0,23 0,30 4 0,20 0,24 0,28 0,34 5 0,25 0,28 0,32 0,36 6 0,30 0,33 0,36 0,38 Tabel 2.7 – Nilai F a sebagai Fungsi Kelas Tanah API Standard 650, 2005: E-5 Tabel 2.8 – Nilai F v sebagai Fungsi Kelas Tanah API Standard 650, 2005: E-5 Percepatan Respons Spektrum Gempa Rencana Maksimum yang dipetakan pada Periode Singkat Percepatan Respons Spektrum Gempa Rencana Maksimum yang dipetakan pada Periode 1-Detik Universitas Sumatera Utara Keterangan: a = investigasi geoteknik tanah lokasi tangki dan analisa respons dinamik pada tanah lokasi tangki diperlukan

2.4.9.5. Definisi Kelas Tanah

Kelas tanah lokasi tangki dibangun dibagi atas: A Batuan keras dengan kecepatan rambat gelombang geser rata-rata, B Batuan dengan 760 ms ≤ 1.500 ms C Tanah padat dan batuan halus dengan 360 ms ≤ 760 ms D Tanah keras dengan 180 ms ≤ ≤ 360 ms E Profil tanah dengan 180 ms atau dengan 15, 50 kPa, atau profil tanah yang mengandung tanah lempung melebihi 3 m dengan PI 20, w ≥ 40, dan s u 25 kPa F Tanah yang memerlukan evaluasi lebih lanjut, yaitu: 1. Tanah yang memiliki potensial keruntuhan akibat gaya gempa, seperti tanah yang rawan terhadap likuifaksi, lempung yang sangat sensitif, tanah bersemen yang mudah runtuh. 2. Gambut peats danatau lempung dengan kandungan organik tinggi. 3. Lempung dengan indeks plastisitas tinggi. 4. Lempung sangat tebal dan cukup kaku. Parameter-parameter yang digunakan untuk menetukan kelas tanah adalah berdasarkan profil tanah pada kedalaman sampai 30 m. Universitas Sumatera Utara

2.4.9.6. Koefisien Percepatan Spektrum

Parameter percepatan spektrum untuk spektrum respons rencana diberikan oleh persamaan 11 dan persamaan 12. Untuk daerah diluar negara Amerika, yang peraturan dasar untuk menentukan pergerakan tanah berbeda dengan metode ASCE 7, T L harus diambil sebesar 4 detik. Untuk daerah yang hanya didefinisikan perecpatan puncaknya, nilai S dapat diganti dengan nilai S P . faktor pengukur scaling factor, Q, diambil sebesar 1,0 untuk daerah yang peraturan dasarnya tidak sesuai dengan ASCE 7. Koefisien amplifikasi tanah, F a dan F v , terdapat pada Tabel 2.7 dan Tabel 2.8; nilai faktor keutamaan, I, terdapat dalam Tabel 2.9; dan faktor modifikasi respons ASD, R wi dan R wc , terdapat dalam Tabel 2.10. Nilai faktor-faktor tersebut dapat diambil sesuai dengan peraturan dasar negara masing-masing jika ada. Parameter percepatan spektrum impulsive, A i : Tetapi, A i ≥ 0,007 12 dan, untuk perencanaan gempa Kategori E dan F saja, Parameter percepatan spektrum convective, A c : Ketika T c T L , Universitas Sumatera Utara Ketika T c T L , Tabel 2.9 – Faktor Keutamaan I dan pengelompokan Seismic Use Group API Standard 650, 2005: E-9 Tabel 2.10 – Faktor Modifikasi Respons untuk Metode ASD API Standard 650, 2005: E-9

2.4.9.7. Beban Gempa Rencana

Tangki dengan dasar rata di atas muka tanah dan untuk menampung cairan harus didesain untuk dapat menahan gaya gempa yang dikalkulasi dengan mempertimbangkan massa efektif dan tekanan dinamik cairan dalam menentukan gaya lateral ekuivalen dan distribusi gaya lateral. Beban gaya geser dasar lateral ekuivalen dapat ditentukan dengan menggunakan persamaan 16. Beban gaya geser dasar dapat didefinisikan sebagai akar pangkat dua dari penjumlahan antara komponen impulsive dan convective yang masing-masing telah dikuadratkan square root of the sum of the squares – Universitas Sumatera Utara SRSS, kecuali peraturan yang berlaku mengharuskan penjumlahan secara langsung. dimana: V i = A i W s + W r + W f + W i V c = A c W c V i = gaya geser dasar rencana disebabkan oleh komponen impulsive dari berat efektif tangki dan isinya, N V c = gaya geser dasar rencana disebabkan oleh komponen convective dari berat pergolakan cairan sloshing efektif, N A i = koefisien percepatan spektrum respons rencana impulsive, g W s = berat total tangki dan perlengkapannya, N W r = berat total atap tangki permanen beserta perlengkapannya, baik permanen ataupun tidak permanen, N W f = berat lantai tangki, N W i = berat efektif impulsive cairan, N A c = koefisien percepatan respons spektrum desain convective, g W c = berat efektif convective sloshing bagian cairan, N Universitas Sumatera Utara Berat Efektif Produk Isi Tangki Berat efektif W i dan W c dapat diperoleh dengan menambahkan berat total produk, W p , dengan perbandingan W i W p dan W c W p , secara berurutan, persamaan 17 sampai 19. Jika DH lebih besar dari atau sama dengan 1,333, berat impulsive efektif: Jika DH kurang dari 1,333, berat impulsive efektif: Berat convective efektif didefinisikan sebagai berikut: 2.4.10. Desain Tangki dengan Tekanan Dalam Tekanan Internal Kecil 2.4.10.1. Ruang Lingkup Peraturan API Standard 650 Edisi ke-10 Addendum 4 Apendix F 2005: F-1 – F-5 adalah dasar dari desain tangki dengan tekanan dalam kecil dalam subbab ini. Subbab ini diaplikasikan untuk penyimpanan cairan yang tidak dibekukan dan untuk temperatur desain maksimum di bawah 93 ˚C 200 ˚F. Universitas Sumatera Utara

2.4.10.2. Detail Atap

Detail sambungan atap-ke-badan tangki shell harus sesuai dengan Gambar 2.15, dengan area yang ikut berperan dalam menahan gaya tekan diarsir dengan garis-garis miring.

2.4.10.3. Tekanan Rencana Maksimum

Tekanan rencana, P, untuk tangki dapat dihitung menurut persamaan 20 dan dibatasi oleh P maks dalam persamaan 21 ataupun persamaan 22. dimana: P = tekanan dalam rencana kPa A = area yang menahan gaya tekanan, seperti yang diilustrasikan dalam Gambar 2.15 θ = sudut antara atap dan bidang horizontal pada sambungan atap-ke-badan tangki shell tan θ = kemiringan atap, dituliskan dalam besaran desimal D = diameter tangki m t h = tebal nominal atap mm Tekanan rencana maksimum, dengan dibatasi gaya angkat pada dasar tangki, tidak boleh melebihi nilai yang diperoleh dari persamaan 21. dimana: Universitas Sumatera Utara P maks = tekanan rencana maksimum kPa D LS = berat total cangkang dan perlengkapannya tetapi bukan pelat-pelat atap yang didukung oeleh badan tangki shell dan atap N M = momen angin N-m Bersamaan dengan menurunnya ukuran sudut dan kemiringan atap serta meningkatnya diameter tangki, tekanan rencana yang diperoleh dari persamaan 20 dan 21 mendekati tekanan di ambang keruntuhan failure pressure untuk sambungan atap-ke-badan tangki pada subbab 2.4.10.5. Dengan tujuan untuk menyediakan batasan aman antara tekanan operasional maksimum dengan tekanan di ambang keruntuhan yang telah diperhitungkan, maka pembatasan lebih lanjut, yaitu persamaan 22, disarankan.

2.4.10.4. Area Tekan Perlu pada Sambungan Atap-ke-Badan Tangki

Dengan tekanan rencana maksimum yang telah didapat dari persamaan-persamaan 20 sampai 22, area tekan perlu total pada sambungan atap-ke-badan tangki adalah yang terbesar dari dua persamaan di bawah ini: dimana: Universitas Sumatera Utara A = area tekan perlu total pada sambungan atap-ke-badan tangki mm 2 P i = tekanan dalam rencana kPa V = kecepatan angin rencana kmjam Untuk atap yang berpenopang-tersendiri, besarnya area tekan tidak boleh kurang dari area luas yang didapat dari persamaan pada 2.4.8.5 atau 2.4.8.6.

2.4.10.5. Tekanan di Ambang Keruntuhan Failure Pressure

Pada tangki yang sesuai dengan syarat yang ditunjukkan oleh

2.4.8.2 bagian 6.a. yaitu memiliki diameter lebih dari 15,25 m,

keruntuhan diperkirakan dapat terjadi ketika tegangan dalam area cincin tekan mencapai titik leleh. Atas dasar ini, formula untuk memperkirakan tekanan di ambang keruntuhan tekanan pada saat keruntuhan cincin tekan bagian atas diperkirakan akan mengalami kerusakan dapat dituliskan sebagai berikut: dimana: P f = tekanan di ambang keruntuhan kPa P = tekanan dalam rencana kPa diambil dari persamaan 20 t h = tebal nominal atap mm Catatan: formula ini berdasarkan kegagalan failure yang terjadi pada tegangan leleh 220 MPa. Percobaan dengan kegagalan aktual mengindikasikan bahwa tekuk pada sambungan atap-ke-badan tangki Universitas Sumatera Utara dilokalisasikan dan mungkin bisa terjadi ketika titik leleh material dilampaui dalam area cincin tekan.

2.4.11. Kombinasi Beban

Kombinasi beban yang mungkin terjadi pada tangki didasarkan peraturan API Standar 650 Edisi ke-10 Addendum 4 Apendiks R, yaitu: 1 Air dan Tekanan Dalam: D L + F + P i 2 Tes Hidrostatik: D L + H t + P t 3 Angin dan Tekanan Dalam: D L + W + 0,4P i 4 Angin dan Tekanan Luar: D L + W + 0,4P e 5 Beban Gravitasi: a D L + L r + 0,4P e b D L + P e + 0,4L r 6 Gempa: D L + F + E + 0,4P i Dimana: D L = Beban Mati meliputi berat sendiri tangki dan perlengkapannya F = Berat cairan yang bisa disimpan dalam tangki P i = Tekanan dalam rencana H t = Berat air dalam tes hidrostatik P t = Tekanan Percobaan Universitas Sumatera Utara W = Tekanan Angin P e = Tekanan Luar Rencana L r = Beban Hidup Atap E = Beban Gempa Persyaratan-persyaratan untuk notasi yang terdapat dalam 6 kombinasi di atas tercantum dalam subbab 2.4.2.1. Universitas Sumatera Utara

BAB III APLIKASI

Dalam Bab III ini, akan dilakukan pengaplikasian teori-teori yang telah dijelaskan dalam Bab II, yaitu pemodelan struktur tangki, perencanaan desain struktur tangki dan analisa gaya sesuai dengan penjelasan pada Bab II. Bab ini terbagi dalam 6 subbab, yaitu pemodelan tangki meliputi definisi model tangki dan data geometri tangki, pembebanan pada tangki, perhitungan struktur tangki meliputi perhitungan ketebalan badan tangkicangkang, atap tangki, dan dimensi cincin pengaku sebagai penahan angin pada tangki, perhitungan beban gempa, perhitungan tekanan internal tangki, dan analisa gaya pada tangki baik secara analitis ataupun dengan menggunakan Metode Element Hingga Finite Element Method . 3.1. Pemodelan Tangki 3.1.1. Deskripsi Model Tangki Seperti yang telah dijelaskan dalam Bab II subbab 2.2.3, tangki merupakan susunan pelat-pelat lengkung yang membentuk cangkang silindris. Maka, dari berbagai bentuk elemen yang tertera dalam subbab 2.3.1, tangki termasuk dalam bentuk element shell, sehingga, dalam melakukan analisa gaya yang ada pada tangki dengan menggunakan metode element hingga, tangki dimodelkan secara 3 dimensi dalam bentuk element shell. Model tangki ini dapat dilihat pada Gambar 3.2. Sedangkan untuk analisa gaya secara analitis, pemodelan tangki adalah menurut Timoshenko dan Krieger dalam bukunya yang berjudul Universitas Sumatera Utara