Analisa Perbandingan Hammer Pada Perhitungan Proses Pemancangan Tiang Pancang Pada Anjungan Lepas Pantai “Zora” Jacket Platform Moch. Khusnul Yakin (1), Ir. Handayanu M.Sc., Ph.D. (2), Dr. Eng. Kriyo Sambodho ST, M.Eng(2) (1) Mahasiswa Jurusan Teknk Kelutan (2) Staf Pengajar Jurusan Teknk Kelutan
ABSTRAK Desain tiang pancang yang modern adalah sebuah proses interaktif yang melibatkan pertimbangan struktural, geoteknik dan constructability. Pile Drivability mengacu pada kemampuan dari tiang pancang yang aman (tanpa kerusakan) dan ekonomis (menggunakan alat-alat konstruksi yang tepat, pemilihan hammer yang tepat untuk mencapai kedalaman penetrasi sesuai design dan blowcount yang tidak berlebihan) sehingga dapat mendukung bearing capacity yang dibutuhkan. Tugas Akhir ini bertujuan untuk menngetahui daya dukung tanah statis dan saat pemancangan, selain itu untuk menemukan jenis peralatan yang tepat agar saat pemancangan tidak terjadi overstress dan pile refusal. Dalam Tugas Akhir ini dilakukan analisa pile drivability menggunakan GRLWEAP2005 terhadap 4 jenis hammer yaitu MENCK MRBS 1502, MENCK MRBS 3000, MENCK MRBS 4600, dan MENCK MRBS 6000 pada kondisi plugged dan coring dengan faktor shaft 1, 0,9, 0,8 dan 0,7. Dari hasil analisa diketahui nilai daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN, sedangkan pada kondisi coring adalah 9297.1 kN. Untuk nilai daya dukung saat pemancangan pada kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 untuk kondisi plugged adalah 4652.899 kN, sedangkan pada kondisi coring adalah 4500.578 kN. Hammer yang tidak menyebabkan tiang pancang mengalami keruskan ataupun tidak mengalami pile refusal yaitu hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dan MENCK MRBS 4600. Peralatan yang efisien dipilih berdasarkan 2 parameter yaitu parameter biaya dan waktu. Untuk parameter waktu direkomendasikan mengunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 4600 dengan selisih 49 menit lebih cepat untuk setiap pemancangan satu tiang pancang. Dengan total waktu tunggu 900 menit dan akan dipasang empat tiang pancang maka diperkirakan total waktu yang dibutuhkan paling lama 3844 menit atau 64.067 jam. Sedangkan untuk parameter biaya direkomendasikan untuk menggunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dengan rated energy yang lebih rendah dengan asumsi biaya sewa hammer diasumsikan berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada hammer dan dihitung setiap 24 jam. Kata Kunci : Pile Drivability, Daya Dukung Tanah, Pile Refusal, Overstress 1.
Pendahuluan Proses instalasi atau pemancangan tiang pancang pada lepas pantai lebih sulit dan membutuhkan biaya yang lebih besar dibandingkan dengan proses pemancangan di darat. Hal ini disebabkan oleh lokasi yang berada di tengah laut. Oleh karenanya, untuk mendapatkan biaya instalasi atau pemancangan tiang pancang yang optimum, diperlukan perencanaan yang matang dalam melakukan pemilihan hammer dan ketersediaan tiang pancang (almanda, 2008). Dalam melakukan perencanaan untuk pemilihan hammer ataupun tiang pancang, terdapat dua hal yang perlu diperhatikan, yaitu:
Desain tiang pancang yang modern adalah sebuah proses interaktif yang melibatkan pertimbangan struktural, geoteknik dan constructability. Pile drivability mengacu pada kemampuan dari tiang pancang yang aman (tanpa kerusakan) dan ekonomis (menggunakan alat-alat konstruksi yang tepat dan blow count yang tidak berlebihan) sehingga dapat mendukung bearing capacity yang dibutuhkan dan meminimalkan kedalaman penetrasi (Hussein, 2006). Keandalan dari metode dinamis untuk menentukan kapasitas tiang pancang sangatlah penting. Metode dinamis dibutuhkan keakuratan dan keandalan dalam penentuan kapasitas tiang pancang karena sangat berpengaruh dalam desain, konstruksi, serta biaya pada pondasi dalam (deep foundations).
1. Kapasitas Daya Dukung Tanah pada saat Pemancangan Sebagai pondasi, tiang pancang memiliki daya dukung yang berfungsi untuk menahan beban yang diberikan. Tetapi daya dukung yang dimiliki pada saat pemancangan akan berbeda dengan daya dukung pada saat tiang sudah tertanam (kondisi statis). Pada saat pemancangan daya dukung dapat menjadi lebih kecil ataupun lebih besar dibandingkan dengan daya dukung pada saat statis. Oleh karenanya perlu dilakukan tinjauan kapasitas daya dukung pada saat pemancangan.
Perkembangan terbaru dalam pengestimasian dari kapasitas pembebanan (load capacity) pada tiang pancang dengan metode dinamis telah dihasilkan dengan menggunakan wave equation (Benamar, 2000). Analisa menggunakan persamaan gelombang biasanya digunakan untuk pemilihan/persetujuan pada peralatan yang akan digunakan saat instalasi tiang pancang (sebagai contoh: komponen-komponen hammer, bantalan hammer, driving head, dan pile cushion) dan memastikan tegangan pada saat dilakukan instalasi tidak melebihi kekuatan dari material tiang pancang.
1
2. Kinerja Hammer
beban lingkungan pada perairan dalam terbuka dan mampu memberikan lingkungan yang kerja yang aman dan stabil baik pada pekerja maupun pada mesin. Kebanyakan struktur-struktur tersebut didukung dengan pondasi tiang pancang (Hussein, 1989).
Kinerja hammer dipresentasikan sebagai jumlah pukulan yang dibutuhkan oleh hammer untuk mempenetrasikan tiang ke dalam tanah sedalam satu satuan panjang (set/blow). Nilai ini diperlukan agar dapat memenuhi kapasitas daya dukung yang diinginkan.
2.1 Proses Instalasi Tiang pancang Proses instalasi pondasi tiang pancang dapat dilakukan dengan mengikuti prosedur sebagai berikut:
Dalam tugas akhir ini digunakan software GRL WEAP, software komersial yang umum dipakai di perusahaan konsultan engineering. Obyek studi yang digunakan adalah „ZORA‟ Platform yang di operasikan oleh Crescent Petroleum Sharjah Inc. di perairan UEA Dubai. Bangunan ini masih dalam masa konstruksi saat tugas akhir ini dikerjakan. Platfrom yang berjenis tetrapod (empat kaki) ini berfungsi sebagai production platform. 'ZORA‟ Platform terletak pada koordinat sesuai pada Gambar 1:
Bagian-bagian tiang pancang (bagian utama, bagian tambahan) diangkut menggunakan cargo barge ke lokasi instalasi dan dipindahkan ke installation vessel deck dimana bagian utama tiang pancang akan diangkat dengan menggunakan internal lifting clamp dan dimasukkan ke dalam kaki jacket. Sebuah external clamp yang biasa disebut bear cage (bagian yang menahan antara kedua bagian tiang pancang selama proses pengelasan) dipasang diatas bagian utama dari tiang pancang untuk menerima bagian tambahan tiang pancang yang pertama selanjutnya keduanya diangkat dan digabungkan kemudian di las dengan proses yang berurutan. Integritas las diperiksa menggunakan Ultrasonic Test (UT). Setelah proses pengelasan antara bagian utama tiang pancang dan bagian tambahan tiang pancang pertama selesai serta bear cage dilepaskan, tiang pancang dimasukkan kedalam tanah sesuai dengan kedalaman penetrasi yang ditentukan. Prosedur instalasi yang sama untuk setiap bagian tambahan tiang pancang sampai didapatkan kedalaman penetrasi yang didesain atau terjadi penolakan 2.2 Steam Hammer Sesuai dengan sumber yang digunakan (Brochure Steam Hammer oleh Menck) steam hammer memiliki karakteristik sebagai berikut: Jenis hammer ini hanya dapat digunakan diatas air untuk memancang tiang pancang dengan kemiringan tertentu (10˚ maximum reasonable value). Retangan efisiensi dari steam hammer sekitar 0.60% dan 0.85%. Energy pukulan dapat divariasikan dari 25% sampai 100% dari nilai nominal modifying stroke. Parameter pile driving (jumlah blow count per meter, energi pukulan, kedalaman penetrasi, dll) tidak dapat direkam secara digital sehingga harus dicatat secara manual (Pile Driving Record). Terhindar dari kerusakan landasan (rebound effect) jenis hammer ini sudah disediakan cushion (contoh material cushion adalah Bonggosi-wood/hard wood)
Gambar 1 Diagram Lokasi „ZORA‟ Platform (Design Basis „ZORA‟ Platform) \ Tujuan tugas akhir ini antara lain untuk mengetahui daya dukung tanah pada lokasi instalasi “Zora” Platform pada kondisi statis dan saat pemancangan. Selain itu untuk menentukan hammer yang sesuai untuk instalasi tiang pancang agar tidak terjadi kerusakan saat instalasi tiang pancang tidak mengalami pile refusal imenentukan peralatan yang efisien pada instalasi tiang pancang “Zora” Platform. 2.
2.3 Permodelan Wave Equation
Dasar Teori
Sistem permodelan terdiri dari striker plate, hammer cushion, helmet, dan untuk concrete pile digunakan pile cushion. Sistem permodelan ini dimodelkan dengan dua nonlinear spring dan masa. Spring untuk hammer cushion dimodelkan secara seri terhadap ram cushion. Pada permodelan tiang pancang, tiang
Jacket platform yang dipasang diseluruh dunia digunakan untuk berbagai jenis tujuan, salah satunya adalah untuk memproduksi petroleum dan gas, bantuan navigasi dan stasiun monitor cuaca. Karena letaknya yang berada ditengah laut, maka struktur tersebut didesain dan dibangun untuk mampu menahan
2
pancang dimodelkan dengan spring, dashpots dan masa(lihat gambar 2).
2.6 Tahanan Geser Selimut (Skin Friction)
2.4 Formula Dinamis
Tahanan geser selimut tiang pada tanah cdengan persamaan:
dapat dinyatakan
Konsep dari formula dinamis adalah sebagai berikut: Es = Ru s (2.1) Es Ru s
(2.5)
= Energi yang bekerja pada tanah (kJ) = Soil Resistance (kN) = Permanent set (bl/m)
dengan, Qs = kapasitas keliling tiang ultimate (kN) Qsc = kontribusi kohesi tanah, c (kPN) Qs = kontribusi sudut geser dalam tanah, (kN)
Setelah mengalami penurunan rumus maka didapatkan rumus: edehEr – Epl – Esi = Ru s (2.2)
Kontribusi dari kohesi tanah dapat dicari dengan menggunakan persamaan berikut:
Dimana, edehEr = Energi yang dibutuhkan selama instalasi (kJ Epl – Esi = Energi yang hilang selama instalasi (kJ)
(2.6) dengan, Qsc = kontribusi kohesi tanah terhadap kapasitas geser selimut = faktor adhesi antara selimut tiang pancang dan tanah cu-I = kohesi undrained tanah pada lapisan -i (kPa) li = panjang tiang pada lapisan -i (m) p = keliling tiang (m) Sedangkan kontribusi sudut geser dalam, , pada tanah nonkohesif dinyatakan dengan persamaan berikut: (2.7) dengan, Qs = kontribusi sudut geser pkapasitas geser selimut (kN) Fi = ko-I .σ'v-1.tan (2/3 i) (kPa) Ko-i = koefisien tekanan lateral tanah σ‟v-i = tekanan vertikal efektif di tengah-tengah lapisan-i (kPa) i = sudut geser dalam pada lapisan-i (derajat) li = panjang tiang yang tertanam pada lapisan-i (m) p = keliling tiang (m)
Gambar. 2 Model Wave Equation untuk jenis air/steam/hydraouliic hammer (GRLWEAP Manual)
Secara umum, pada tanah homogen seperti pada gambar 3, tahanan geser selimut pondasi tiang dapat dihitung sebagai berikut:
2.5 Daya Dukung Aksial Tiang Pancang Daya dukung aksial suatu pondasi dalam pada umumnya terdiri atas dua bagian yaitu daya dukung akibat gesekan sepanjang tiang dan daya dukung ujung (dasar) tiang. Secara umum kapasitas ultimit pondasi tiang terhadap beban aksial dapat dihitung dengan persamaan sederhana yang merupakan penjumlahan tahanan keliling dengan tahanan ujung, yaitu:
(2.8) dengan, As = luas selimut tiang (m2) P = keliling penampang (m) L = panjang tiang (m) f = tahanan friksi (skin friction) (kPa)
(2.3) dan (2.4) dengan, Qu = kapasitas ultimit tiang terhadap beban aksial (kN) Qp = kapasitas ultimit tahanan ujung (end bearing) (kN) Qs = kapasitas ultimit geser selimut (skin friction) (kN) Qall = daya dukung ijin (kN) SF = Faktor keamanan = 2,5 – 4,0
Gambar 3 Pondasi Tiang pada Tanah Non-Kohesif (Braja M.Das, 1999) Sedangkan pada tanah berlapis, dapat digunakan persamaan berikut:
3
c = kohesi tanah tempat ujung tiang tertanam (kPa) q‟ = tekanan vertikal efektif tanah pada ujung tiang(kPa) Nc*, Nq = faktor-faktor daya dukung pondasi
(2.9) Dengan f adalah gaya gesekan antara tanah dengan tiang sedangkan As adalah luas badan selimut tiang.
2.7.1 Tahanan Ujung pada Tanah Kohesif API RP 2A-WSD 2000 memberikan nilai Qp sebagai berikut: Qp = Ap . q
(2.13)
dimana, q = 9c
Gambar 4 Pondasi Tiang pada Tanah Berlapis (Braja M.Das, 1999)
(2.14)
dengan, c = nilai undrained shear strength tanah di ujung tiang (kPa)
2.6.1 Tahanan Geser Selimut Pada Tanah Kohesif
Nilai perlawanan ujung dengan gesekan selimut ini dapat memberikan indikasi jenis tanah dan beberapa parameter tanah seperti konsistensi tanah lempung, kuat geser, kepadatan relatif dan sifat kemampatan tanah meskipun hanya didasarkan pada korelasi empiris.
Untuk tanah lempung, biasanya koefisien gesekan ini diperkirakan dengan menggunakan beberapa cara diantaranya metoda Alpha. Perkiraan besar gaya gesekan dengan menggunakan metode alpha ini merupakan metoda yang paling sering digunakan dengan menggunakan rumusan sebagai berikut:
Soil Soil Pile Limiting Skin Nq Limiting Unit End Description Friction Angle Friction Values Bearing Values Degrees kPa MPa Very Loose Sand 15 47.8 8 1.9 Loose San-Silt** Medium Silt Density
f = . Cu dimana, = faktor adhesi empiris, nomogram untuk tanah NC dengan Cu<50 kN/m2,
(2.10)
Loose Medium Dense
Sand San-Silt** Silt
20
67
12
2.9
2.6.2 Tahanan Geser Selimut pada Tanah Non-kohesif
Medium Dense
Sand San-Silt**
25
81.3
20
4.8
Untuk perhitungan tahanan geser selimut pada tanah nonkohesif, yang memberikan pengaruh paling besar adalah parameter sudut geser dalamnya. Kontribusi dari sudut geser dalam tanah, , dari tanah non-kohesif terhadap geser selimut dapat diperoleh dengan menggunakan API RP 2A-WSD 2000 memberikan nilai f sebagai:
Dense Sand Very Dense San-Silt**
30
95.7
40
9.6
=1
f = K. po. tan δ
Dense Gravel 35 114.8 50 12 Very Dense Sand ** Sand-Silt includes those soils with significant fractions of both sand and silt. Strength values generally increase with increasing sand fractions and decrease with increasing silt fractions.
Tabel 1 Nilai δ, Nilai Batas f, Nilai Nq dan Nilai Batas q (API 2A-WSD, 2000) 2.7.2 Tahanan Ujung Tanah Non-kohesif
(2.11)
dimana: K = koefisien tekanan tanah lateral po = tegangan vertikal efektif pada poin yang ditinjau, (kPa) δ = sudut friksi antara tanah dengan selimut tiang (derajat)
API RP 2A-WSD 2000 memberikan nilai Qp sebagai berikut: Qp = Ap . q
Tabel 1 dapat digunakan untuk menentukan nilai δ. Pada tiang yang panjang nilai f tidak bertambah secara linier dengan tegangan vertikal, oleh karenanya nilai f dibatasi dengan nilai tertentu seperti diberikan pada tabel 1.
(2.15)
dimana, q = 9c
(2.16)
2.7 Tahanan Ujung (End Bearing)
dimana,
Secara umum daya dukung ujung tiang pancang maupun tiang bor pada lapisan tanah c- dapat dinyatakan sebagai berikut:
c = nilai undrained shear strength tanah di ujung tiang (kPa)
Qp = Ap (c Nc* + q‟ Nq*)
Seperti pada tahanan geser selimut, nilai q tidak bertambah secara linier dengan tegangan vertikal, oleh karenanya nilai q dibatasi dengan nilai tertentu. Nilai Nq dan batas nilai q dapat dilihat pada tabel 1.
(2.12)
Dimana: Qp = daya dukung ujung tiang ultimate (kN) Ap = luas ujung tiang (m2)
4
2.8 Soil Resistance to Driving
2.9 Penentuan Set/Blow dari Analisa Persamaan Gelombang
Parameter-parameter yang digunakan untuk perhitungan ini akan berbeda dengan kondisi statis, dan kapasitas daya dukung yang diberikan oleh tanah akan sangat besar ataupun sangat kecil dibandingkan dengan kapasitas daya dukung statik.
Jumlah pukulan tiang adalah jumlah pukulan yang dibutuhkan untuk penetrasi tiang sedalam 1 meter. Pada perhitungan Analisa persamaan gelombang, jumlah pukulan dihitung dengan kedalaman penetrasi permanen yang dihasilkan untuk tiap pukulan. Digunakan asumsi jumlah pukulan yang konstan untuk penetrasi sedalam 1 meter.
Secara umum nilai kapasitas daya dukung saat pemancangan selama pemancangan yang digunakan berdasarkan State of the art, pile driveabilty, 1980 adalah: (2.17)
2.10 Analisa Persamaan Gelombang Analisa persamaan gelombang dilakukan dengan menggunakan software GRL WEAP. GRL WEAP merupakan program persamaan deferensiasi yang diformulasikan oleh Smith, 1960 untuk mendapatkan:
(2.18) Dimana: QSRD= kapasitas ultimit tiang terhadap beban aksial (kN) Qs =kapasitas ultimit tahanan geser selimut (kN) Qp = kapasitas ultimit tahanan ujung (end bearing) (kPa) Fp = faktor reduksi nilai kapasitas selimut pada saat statis
Evalusasi pemancangan Optimasi pemancangan dengan variabel dari pemilihan hammer, material pemancangan seperti (cushion dan helmet), dimensi tiang pancang dan proses perancangan. Perkiraan tegangan maksimum pada tiang pancang dan hammer selama pemancangan
2.8.1
Soil Resistance to Driving untuk Tanah Kohesif Semple, 1982, menggunakan faktor reduksi pada kuat geser tanah dengan variabel dari over concolidation ratio (OCR). Kekuatan tanah lempung dengan kondisi normally consolidated (NC) dan over consolidated OC memiliki kapasitas yang berbeda pada saat pemancangan. Pada kekuatan geser undrained, tanah NC mempunyai tendensi untuk merenggang secara perlahan dan terjadi pengurangan volume yang menghasilkan tegangan air pori positf. Sedangkan pada tanah OC, ketika mendekati kerusakan struktur tanah cenderung untuk merenggang secara cepat yang menyebabkan terjadinya tegangan air pori negatif.
2.11 Propagasi Gelombang Pada saat memancang tiang, ketika beban mengenai bagian atas tiang. Terjadi transfer energi dari beban ke tiang berupa gelombang tekan dengan kecepatan (C) yang sama dengan kecepatan suara didalam material tiang tersebut. C =
dengan E adalah modulus elastisitas dari material tiang dan ρ adalah massa jenis dari material tiang. Gelombang tekan pada dasarnya akan dipantulkan ketika terjadi perubahan medium, terdapat 4 tipe propagasi gelombang:
Jika parameter Indeks plastisitas (PI) tidak tersedia dapat digunakan:
Free end: Material tiang pancang tidak berdeformasi sehingga tegangan yang tercapai adalah nol, pemantulan gelombang tekan menjadi tarik terjadi diujung tiang sehingga tegangan yang tercapai adalah nol(Gambar 6). Fixed end: Gelombang tekan di pantulkan menjadi gelombang tekan, dengan nilai dua kali dari nilai maksimum gelombang tekan awal(Gambar 6). Pertemuan dua gelombang: Pada titik pertemuan 2 gelombang yang berlawanan tanda (gelombang tarik dan tekan), nilai tegangan pada titik tersebut disuperposisikan. Asumsi diambil tegangan tidak mencapai tegangan plastis(Gambar 7). Terdapat perubahan masa jenis kedalaman tertentu: Sebagian dari gelombang ini ditransmisikan pada titik perubahan densitas dan sebagian lagi dipantulkan dari titik ini(Gambar 7).
(2.19) dengan, Su PI σ' Z
= kekuatan geser undrained (kPa) = indeks plastisitas (%) = tegangan efektif tanah (kPa) = kedalaman titik tinjauan (m)
Kemudian nilai dari OCR ini akan digunakan untuk pemilihan nilai untuk mereduksi nilai kapasitas selimut pada saat statis: Fp = 0,5 (OCR)0,3 2.8.2
,
(2.20)
Soil Resistance to Driving untuk Tanah Non-Kohesif
Tanah non-kohesif pada umumnya tidak mengalami reduksi pada saat pemancangan. Oleh karenanya nilai kapasitas daya dukung pada tanah non-kohesif akan memiliki nilai yang sama dengan nilai kapasitas daya dukung kondisi statik. Menurut sebuah jurnal State of the art, pile driveabilty, 1980, tanah non-kohesif pada saat pemancangan akan mengalami peningkatan atau penurunan void ratio. Kapasitas daya dukung tanah non-kohesif pada pemancangan diharuskan diestimasikan terhadap kondisi coring dan plugged
Gambar 6 Propagasi Gelombang Pada Kondisi Ujung Bebas dan Terikat (State of the art, pile driveabilty, 1980).
5
Persamaan diferensial propagasi gelombang didekati dengan persamaan finite diferensial Smith. Rumus dasar yang digunakan pada persamaan diferensial Smith adalah: (2.22) (2.23) (2.24) (2.25) (2.26)
Dimana: m = elemen ke-m t = waktu (s) t = interval waktu (s) C(m,t) = kompresi pada pegas-m dan waktu-t (m) D(m,t) = deformasi pada segmen-m dan waktu-t (m) D‟(m,t) = deformasi plasik pada segmen-m dan waktu-t (m) F(m,t) = gaya pada pegas-m dana waktu-t (kN) g = percepatan gravitasi (m/s2) J(m) = konstanta redaman pada segmen-m (s/m) K(m) = konstanta pegas dalam pada segmen-m (kN/m) K‟(m) = konstanta pegas luar pada segmen-m (kN/m) R(m,t) = gaya yang dihasilkan oleh pegas luar pada segmen-m dan waktu-t (kN) V (m,t) = kecepatan segmen-m pada waktu t (m/s) w (m) = berat segmen-m (kN)
Gambar 6 Refleksi dan Superposisi Pada Propagasi Gelombang (State of the art, pile driveabilty, 1980). Berikut ini adalah rumus persamaan gelombang: (2.21) Dimana: A ρ
= luas panampang tiang pancang (m2) = masa jenis tiang pancang (kN/m3)
2.12 Persamaan Diferensial Smith (1960) Persamaan merepresentasikan interaksi antara hammer, tiang pancang dan tanah, interaksi ini dimodelkan dengan dibagi beberapa segmen yang mempunyai berat dan kekakuan yang dimodelkan pegas. Kapasitas daya dukung tanah terdapat pada bagian ujung dan selimut tiang dimodelkan dengan pegas elastis yang paralel dengan redaman. Ketika gelombang tekan berpropagasi ke bawah, energi ini didistribusikan ke tanah.
Persamaan untuk kompresi diatas tidak memperhitungkan redaman pada bagian dalam segmen, oleh karena itu untuk daerah bantalan dan helmet digunakan rumus: (2.27) Dimana: e (m) = koefisien restitusi pada segmen-m C(m,t)max = nilai sementara pada C(m,t) (m) Dengan mengunakan kecepatan awal
: (2.28)
Dimana, Er Eh Wh
Gambar .9 Permodelan Hammer-Tiang pancang-Tanah (State of the art, pile driveabilty, 1980).
= hammer rated energy (kJ) = efisiensi hammer (%) = Berat tiang pancang (kN)
Sedangkan konstanta pegas dalam K(m) dapat dihitung degan menggunakan persamaan sebagai berikut:
Pada sistem ini (gambar 9), interaksi antara tiang pancang dan tanah dianggap pada keadaan diam. Tanpa adanya pengaruh dari efek pemancangan pada pukulan sebelumnya. Tahap perhitungannya adalah sebagai berikut:
(2.29) Dimana, A E L
Perhitungan kecepatan tumbukan pada ram dan variabelvariabel yang tergantung terhadap waktu untuk memnuhi persamaan statik. Perpindahan (displacement) pada tiap bagian segmen massa diperhitungkan. Kompresi dan gaya pada pegas internal, gaya yang dihasilkan pegas tanah, percepatan dan kecepatan diperhitungkan. Pengulangan siklus ini sesuai waktu yang ditentukan .
= luas cross-setionalpada segmen-m (m2) = Modulus Young pada segmen-m (kPa) = panjang dari elemen-m (m)
Untuk konstanta pegas luar K‟(m) dapat dihitung menggunakan persamaan berikut: (2.30) Dimana, Q(m) n
6
= nilai quake pada elemen m (m) = jumlah elemen sepanjang tiang pancang
2.13 Tegangan Tiang pada Proses Pemancangan Tabel 3 Faktor Damping (GRLWEAP manual, 2000) Pada umumnya, tegangan selama pemancangan digunakan material bantalan untuk pembatasan tegangan pada tiang pancang selama proses pemancangan. Tegangan maksimum tarik dan tekan yang terjadi adalah: untuk n < p
Tabel 4 Setup Factor (GRLWEAP manual, 2000)
(2.31)
Jenis Tanah Setup Factor Clay 2 Silt 1.5 Silt - Clay 1 Sand - Clay 1.2 Fine Sand 1 Sand Gravel 1
(2.32) untuk n < p
(2.33)
3. Analisa Data Dan Pembahasan Dimana nilai n =
Pada penelitian ini, data awal berupa data tiang pancang, data tanah, hammer dan data peralatan pendukung pada proses pemancangan seperti hammer cushion, pile cushion, dll. Data tersebut didapatkan dari hasil pengukuran oleh FUGRO dan ditampilkan pada tabel-tabel berikut:
dan p =
dengan, K = kekakuan cushion (kg/s) A = luas permukaan tiang pancang (m2) W = berat Ram (kN) vo = kecepatan tumbukan (m/s)
Tabel 5 Data tiang Pancang Besaran
Data
Sesuai dengan API RP2A-WSD 2000 tegangan dinamis tidak boleh melebihi 80-90% yield strength/ tegangan luluh. 2.14 Pemodelan Tanah Tanah dimodelkan dengan pegas dan peredam pada bagian ujung dan selimut tiang yang berinteraksi dengan tiang pancang. Pada pemodelan tanah dengan menggunakan software GRL WEAP terdapat dua nilai penting yaitu quake dan damping factor, dimana quake merupakan nilai dari deformasi elastis pada tanah dan damping merupakan faktor yang digunakan untuk mendekati besarnya redaman tanah. Selain itu ada juga nilai setup factor, limit distance dan setup time yang dipertimbangkan dengan ilustrasi sebagai berikut:
Satuan
89.7 m
Panjang Penetrasi
58 m
Thickness
25.4 mm
Pile Size
914 mm
Spec. Weight
78.5 kN/m3
Yield Strength
248 Mpa
Tabel 6Tabel Data Hammer Cushion 4.2 Data Hammer dandan Cushion MENCK MRBS Data
1502
Satuan
3000
4600
6000
ECH
ECH
ECH
Ram Weight
147.161
294.278
451.274
588.601 kN
Rated Energy
183.86
441.305
676.56
1029.52 kJ
Hammer Eff.
67
67
67
66.723
154.798
265.114
Type
Helmet Weight
ECH
67 % 323.831 kN
bongosii wood
bongosii wood
bongosii wood
Cushion Thickness
200
200
250
250 mm
C.o.R
0.75
0.75
0.75
0.75
Cushion Material
bongosii wood
Data lebih spesifik sesuai dengan spesifikasi Hammer
Tabel 7 Data Tanah kedalaman (m)
Gambar 10 Hubungan antara setup time, setup faktor dan limit distane (State of the art, pile driveabilty, 1980) Pada perhitungan menggunakan software GRL WEAP, nilai quake dan damping factor akan diambil dari jenis tanah jika properti tanah untuk perhitungan rumus diatas tidak tersedia. Berikut ini beberapa rekomendasi nilai quake, damping, dan setup factor berdasarkan jenis tanah: Tabel 2 Faktor quake (GRLWEAP manual, 2000)
Tipe Tanah
flim
qlim
cu top
cu bot
sub unit
delta
(kPa)
(Mpa)
(kPa)
(kPa)
(kN/m3)
(derajat)
1
1.3
clay
1.9
silt
20
2.9
8.5
20
12
2.3
calc.
20
12
10
35
50
3.7
sand
20
4.8
9
25
20
5
10
5
8
silt
11
sand
20
9.6
9
30
40
13.5
sand
50
12
9.5
35
50
15
silt
20
9.6
9
30
40
18
sand
20
9.6
9
30
40
22
silt
200
200
9
5.5
25
20
23
clay
500
500
9
28.1
clay
300
300
9
36
sand
38
clay
500
500
9.5
50
sand
50
12
9.5
35
50
55
silt
50
9.6
9.5
30
40
65
calc.
50
12
10
35
50
50
4.8
Keterangan: flim : Limit unit skin friction
7
1
Nq
9
cu qlim Nq delta
: Undrained shear strength : Limit unit end bearing : Bearing capacity factor : soil-pile friction angle Tabel 8 Data Quake dan Damping Parameter Data
Quake
Tabel 9 Faktor Reduksi depth m
Damping
Toe (mm)
Shaft (mm)
sand
2.5
clay
2.5
calc
4
Po
(kN/m3)
Cu top
Cu bot
kPa
kPa
kPa
1.3
5
6.5
1.9
8.5
11.6
2.3
10
15.6
3.7
9
28.2
8
5.5
51.85
11
9
78.85
OCR
Fp
-
-
1
1
0.32846
0.35803
5
10
0.58817
0.4264
Toe (s/m)
Shaft (s/m)
2.5
0.5
0.15
13.5
9.5
102.6
2.5
0.15
0.65
15
9
116.1
2.5
0.25
0.65
18
9
143.1
22
9
179.1
75
75
1.96055
0.6119
23
9
188.1
75
75
1.85871
0.60219
28.1
9
234
100
100
2.06426
0.62144
36
9
305.1
38
9.5
324.1
150
150
2.33766
0.64507
50
9.5
438.1
55
9.5
485.6
300
300
3.44606
0.72471
65
10
585.6
Lateral earth pressure coefficient k =0.7
3.1 Kriteria Pemilihan Hammer Dalam pemilihan Hammer yang akan digunakan, ada beberapa kriteria yang harus dipenuhi:
Setelah didapatkan nilai faktor reduksi maka dengan menggunakan persamaan (3.1) sampai dengan (3.16) maka didapatkan nilai skin friction dan end bearing pada Tabel 10 Nilai Skin friction dan End Bearing kondisi Plugged, dan Tabel 11 Nilai Skin Friction dan End Bearing kondisi Coring:
Pile Driving Stress: Sesuai dengan API RP2A-WSD 2000, tegangan dinamis tidak boleh melebihi 80-90% yield strength/tegangan luluh.. Refusal Criteria: Dalam pemancangan apabila jumlah pukulan melebihi 300 blows per 0.3 m berturut-turut selama 1.5 m penetration, atau melebihi 800 blows per 0.3 m penetration (API RP2A-WSD 2000). Eficiency: Dalam kata lain bahwa dalam proses pemancangan tiang pancang, efiensi berupa waktu yang dibutuhkan untuk pemancangan dan biaya yang dibutuhkan juga menjadi faktor yang cukup penting dalam pemilihan hammer. Dalam hal ini biaya sewa hammer diasumsikan berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada hammer dan dihitung setiap 24 jam.
Tabel 10 Nilai Skin friction dan End Bearing kondisi Plugged
3.2 Perhitungan Soil Resistance to Driving (SRD) Dari metode Steven didapatkan formulasi sebagai berikut (3.1) (3.2) (3.3) (3.4) (3.5) (3.6) (3.7) (3.8) (3.9) (3.10) (3.11) (3.12)
end bearing
skin friction
Soil Type
depth
Overburden Pressure
upper
lower
upper
lower
(m)
(m)
(kPA)
(kPA)
(kPA)
(kPA)
(kPA)
clay
1.3
6.5
15
9
0.17901
0.17901
silt
1.9
11.6
139.2
92.8
2.82847
2.17575
calc.
2.3
15.6
936
624
8.19606
6.30466
sand
3.7
28.2
507.6
338.4
9.3402
7.18477
silt
8
51.85
150
90
2.13202
2.13202
sand
11
78.85
2365.5
1577
33.4592
25.7379
sand
13.5
102.6
6156
4104
53.9049
41.4653
silt
15
116.1
3483
2322
49.2659
37.8968
sand
18
143.1
4293
2862
60.723
46.71
silt
22
179.1
1125
675
22.9464
22.9464
clay
23
188.1
1125
675
22.5821
22.5821
clay
28.1
234
1500
900
31.072
31.072
sand
36
305.1
5491.8
3661.2
101.053
77.7331
clay
38
324.1
2250
1350
48.38
48.38
sand
50
438.1
26286
17524
230.173
177.056
clay
55
485.6
4500
2700
108.707
108.707
calc.
65
585.6
35136
23424
307.668
236.667
Tabel 12 Nilai Skin Friction dan End Bearing kondisi Coring
(3.13) (3.14) (3.15) (3.16)
Dengan menggunakan persamaan (2.19) dan (2.21) serta: (3.17) Dimana: w=
Sub Unit
sub unit kn/m3
d= Kedalaman m Maka didapatkan faktor reduksi (Fp) pada Tabel 9 Faktor Reduksi:
8
Soil Type
depth
Overburden Pressure
(m)
(m)
(kPA)
clay
1.3
6.5
silt
1.9
11.6
calc.
2.3
15.6
sand
3.7
28.2
end bearing
skin friction
upper
lower
upper
lower
(kPA)
(kPA)
(kPA)
(kPA)
9
9
0.37593
0.26852
92.8
92.8
4.35149
3.26362
624
624
12.6093
9.457
338.4
338.4
14.3695
10.7772
silt
8
51.85
90
90
4.47724
3.19803
sand
11
78.85
2365.5
1577
51.4757
38.6068
sand
13.5
102.6
6156
4104
82.9306
62.1979
silt
15
116.1
3483
2322
75.7936
56.8452
sand
18
143.1
4293
2862
93.4201
70.0651
silt
22
179.1
675
675
48.1875
34.4196
clay
23
188.1
675
675
47.4225
33.8732
clay
28.1
234
900
900
65.2512
46.608
sand
36
305.1
5491.8
3661.2
155.466
116.6
clay
38
324.1
1350
1350
101.598
72.57
sand
50
438.1
26286
17524
354.112
265.584
clay
55
485.6
2700
2700
228.285
163.061
calc.
65
585.6
35136
23424
473.335
355.001
Selanjutnya berat pile yang sudah dihitung pada Tabel 14 ditambahkan masing-masing dengan berat hammer pada Tabel 6. Selanjutnya dilakukan verifikasi pada Tabel 12 dan 13 untuk menentukan pada lapisan tanah mana tiang pancang tidak bisa lagi menembus tanpa adanya pukulan, data tersebut disajikan pada Tabel 16 dan Tabel 17.
Dengan menggunakan persamaan (2.18) didapatkan nilai SRD pada Tabel 12 Soil Resistace to Driving kondisi Plugged, dan Tabel 13 Soil Resistace to Driving kondisi Coring: Tabel 12 Soil Resistace to Driving kondisi Plugged Soil Type
shaft area
end bearing limit
skin friction limit
depth
upper
lower
upper
lower
upper
Plugged
(m)
(m)
m2
(kPA)
(kPA)
(kPA)
(kPA)
kN
kN
clay
1.3
3.73284
15
9
0.17901
0.17901
10.51
6.57329
lower
silt
1.9
1.72285
139.2
92.8
2.82847
2.17575
96.20472
64.6363
calc.
2.3
1.14857
936
624
8.19606
6.30466
623.5406
416.659
sand
3.7
4.01998
507.6
338.4
9.3402
7.18477
370.5932
250.913
silt
8
12.3471
150
90
2.13202
2.13202
124.742
85.3749
sand
11
8.61425
2365.5
1577
20
20
1724.333
1206.98
sand
13.5
7.17854
6156
4104
50
41.4653
4397.992
2990.37
silt
15
4.30712
3483
2322
20
20
2371.403
1609.65
sand
18
8.61425
4293
2862
20
20
2989.002
2050.1
silt
22
11.4857
1125
675
22.9464
22.9464
1001.688
706.435
clay
23
2.87142
1125
675
22.5821
22.5821
802.976
507.723
clay
28.1
14.6442
1500
900
31.072
31.072
1439.203
1045.53
sand
36
22.6842
2900
2900
50
50
3036.953
3036.95
clay
38
5.74283
2250
1350
48.38
48.38
1754.105
1163.6
sand
50
34.457
9600
9600
50
50
8021.587
8021.59
clay
55
14.3571
4500
2700
108.707
108.707
4513.25
3332.24
calc.
65
28.7142
9600
9600
50
50
7734.445
Tabel 15.Berat Hammer Ram Weight Hammer
shaft area
depth
2
end bearing limit
skin friction limit
lower
upper
lower
upper
lower
(kPA)
(kPA)
(kPA)
(kPA)
kN
kN
(m)
m
clay
1.3
3.73284
9
9
0.37593
0.26852
2.04144
1.6405
66.723
213.884
3000
294.278
154.798
449.076
4600
451.274
265.114
716.388
6000
588.601
323.831
912.432
Berat Total
Soil Resistance to Driving upper lower
keterangan
Menck
KN
KN
KN
1502
474.9392
623.54062
416.65926
1.9 m - 2.3 m
3000
710.1312
1724.33322
1206.98379
8 m - 11 m
4600
977.4432
1724.33322
1206.98379
8 m - 11 m
6000
1173.487
1724.33322
1206.98379
8 m - 11 m
coring
(m)
KN
147.161
Tabel 16 SPD Kondisi Plugged
7734.45
upper
Total
KN
1502
Hammer
Tabel 13 Soil Resistace to Driving kondisi Coring Soil Type
Helmet Weight
KN
Tabel 17 SPD Kondisi Coring Berat Total
Hammer
Soil Resistance to Driving upper
lower
keterangan
silt
1.9
1.72285
92.8
92.8
4.35149
3.26362
14.0772
12.2029
Menck
KN
KN
KN
calc.
2.3
1.14857
624
624
12.6093
9.457
58.7287
55.108
1502
474.93923
795.431
649.93
11 m - 13.5 m
sand
3.7
4.01998
338.4
338.4
14.3695
10.7772
81.7603
67.319
3000
710.13123
795.431
649.93
11 m - 13.5 m
silt
8
12.3471
90
90
4.47724
3.19803
61.6626
45.868
4600
1327.5578
1019.37
746.355
23 m - 28m
sand
11
8.61425
2365.5
1577
20
20
340.016
284.105
6000
1523.6018
1339.84
1339.84
23 m - 28 m
sand
13.5
7.17854
6156
4104
50
50
795.431
649.93
silt
15
4.30712
3483
2322
20
20
333.112
250.789
sand
18
8.61425
4293
2862
20
20
476.689
375.221
silt
22
11.4857
675
675
48.1875
34.4196
601.327
443.195
clay
23
2.87142
675
675
47.4225
33.8732
184.032
145.126
clay
28.1
14.6442
900
900
65.2512
46.608
1019.37
746.355
sand
36
22.6842
2900
2900
50
50
1339.84
1339.84
clay
38
5.74283
1350
1350
101.598
72.57
679.185
512.482
sand
50
34.457
9600
9600
50
50
2403.56
2403.56
clay
55
14.3571
2700
2700
228.285
163.061
3468.96
2532.52
calc.
65
28.7142
9600
9600
50
50
2116.42
2116.42
3.3 Input Permodelan pada GRL WEAP 2005 Dalam GRL WEAP dibutuhkan input data tanah, tiang pancang, hammer dan system driving: 3.3.1 Data Tanah Parameter tanah seperti quake dan damping bisa dilihat pada Tabel 4.3. Sedangkan untuk setup fator, limit distance dan setup time digunakan default sesuai dengan data yang diberikan oleh manual GRLWEAP. Dengan menggunakan rumus:
3.2 Self Penetration Depth (SPD)
(3.18)
Dengan menghitung berat tiang pancang dan berat hammer maka akan didapatkan berat total yang akan digunakan untuk menentukan estimasi kedalaman penetrasi tiang pancang tanpa adanya pukulan. Pada Tabel 14 berat pile yang dihitung pada dua jenis kedalaman, dimana pada kedalaman 0-17 m berat pile sebesar261.055 kN. Sedangkan pada kedalaman diatas 17 m, dilakukan penyambungan tiang pancang untuk secondary pile yang ke pertama sehingga tiang pancang yang semula memiliki panjang sejumlah 46.9 m menjadi 62.9 m.
(3.19) (3.20) (3.21) (3.22) (3.23) (3.24) (3.25) (3.26) (3.27)
Tabel 14 Berat Pile kedalaman
diameter
tebal
panjang
masa jenis
berat pile
m
m
m
m
kN/m3
KN
0-17
0.914
0.0254
46.9
78.5
261.055
17-35
0.914
0.0254
62.9
78.5
350.115
(3.28) (3.29) (3.30) (3.31) (3.32)
9
(3.33)
3.3.4 System Driving
Dengan ,enggunakan persamaan 3.18 samapai dengan 3.33 maka didapatkan input reaksi tanah sebagai berikut:
Sytem driving merupakan masukan tentang interval kedalaman analisa serta pile make-up serta, stroke dan efficiency pada setiap hammer. Sesuai dengan Drawing Zora Platform maka system driving sebagai berikut:
TabelTabel 18 Input Tanah 4.15 InputReaksi Reaksi Tanah plugged depth
Tipe Tanah
unit shaft resistance
coring toe resistance
unit shaft resistance
toe resistance
upper kPa
lower kN
upper kN
lower kPa
upper kPa
lower kN
upper kN
Tabel 21 System Driving
m
-
lower kPa
1.3
clay
0.179
0.1790
5.9051 9.8418
0.269
0.37593
0.638
0.638
Depth
Temp Length
Wait Time
Stroke
1.9
silt
2.176
2.8285
60.888 91.332
3.264
4.35149
6.580
6.580
m
m
hr
m
2.3
calc.
6.305
8.1961
409.42 614.13
9.457
12.6093
44.246
44.246
1
46.9
0
1.25
0.6514
3.7
sand
7.185
9.3402
222.03 333.05
10.777
14.3695
23.995
23.995
2
46.9
0
1.25
0.6514
8
silt
2.132
2.1320
59.051 98.418
3.198
4.47724
6.382
6.382
3
46.9
0
1.25
0.6514
11
sand
20
20
1034.7
20
20
111.821
167.731
.
.
.
.
.
13.5
sand
41.465
50
2692.7 4039.1
50
50
291.003
436.504
.
.
.
.
.
15
silt
20
20
1523.5 2285.3
20
20
164.646
246.970
.
.
.
.
.
18
sand
20
20
1877.8 2816.7
20
20
202.936
304.404
16
46.9
0
1.25
0.6514
22
silt
22.946
22.9464
442.88 738.13
34.420
48.1875
47.862
47.862
17
62.9
5
1.25
0.6514
23
clay
22.582
22.5821
442.88 738.13
33.873
47.4225
47.862
47.862
18
62.9
0
1.25
0.6514
28.1
clay
31.072
31.0720
590.51 984.18
46.608
65.2512
63.816
63.816
.
.
.
.
.
36
sand
50
50
1902.7 1902.7
50
50
205.631
205.631
.
.
.
.
.
38
clay
48.380
48.38
885.76 1476.3
72.570
101.598
95.725
95.725
.
.
.
.
.
50
sand
50
50
6298.7 6298.7
50
50
680.708
680.708
34
62.9
0
1.25
0.6514
55
clay
108.707
108.71
1771.5 2952.5
163.061
228.285
191.449
191.449
76.581
5
1.25
0.6514
calc.
50
50
6298.7 6298.7
50
50
680.708
680.708
35
65
36
76.581
0
1.25
0.6514
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
48
76.581
0
1.25
0.6514
49
89.57
5
1.25
0.6514
50
89.57
0
1.25
0.6514
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
58
89.57
0
1.25
0.6514
1552
3.3.2 Data Hammer Data input hammer yang digunakan sesuai dengan table 6. Tetapi karena tiang pancang didesain dengan batter 1:8, maka efisiensi sesuai dengan manual GRL WEAP 2005 harus disusaikan dengan Table of Efficiency Reductions for Battered Pile Driving. Sehingga efisiensi hammer = 0.6514.
Efficiency
Tabel 19 Efficiency Reductions for Battered Pile Driving Batter
Batter
X : 12
1:Y
1:12
1:12
4.76
1:08
7.13
1:06
9.46
1:05
11.31
2:12 2.5 : 12 3:12
1:04
3.5 : 12 4:12 5:12
1:03
Angle Degree
Stroke Reduction
3.4 Hasil Permodelan pada GRL WEAP 2005
Friction Losses for Friction Factors 0.1
0.2
1
0.008
0.017
0.99
0.012
0.024
0.99
0.016
0.033
0.98
0.02
0.039
11.77
0.98
0.02
0.041
14.04
0.97
0.024
0.049
16.26
0.96
0.028
0.056
18.43
0.95
0.032
0.063
22.62
0.92
0.039
0.077
0.3 0.025 0.037 0.049 0.059 0.061 0.073 0.084 0.095 0.115
3.4.1 Daya Dukung Statis Dari hasil permodelan didapatkan nilai daya dukung statis dan direpresentasikan pada gambar 11:
Grafik Daya Dukung Statis 0
3.3.3 Data Tiang pancang Kedalaman (m)
Dari Tabel 5 dapat diperoleh hasil sebagai berikut untuk input data: Tabel 20 Input Data Pile Data Panjang Penetrasi Section Area Modulus El. Spec. Weight
Besaran
Satuan 89.7 m 58 m
709.071285 cm2 210000 MPa 78.5 kN/m3
Toe Area
6561.18484 cm2
Perimeter
2.87141569 m
Thickness
25.4 mm
Pile Size
914 mm
Ultimate Capacity (kN) 5000 10000
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 Faktor Shaft 1 Coring Faktor Shaft 0.9 Coring Faktor Shaft 0.8 Coring Faktor Shaft 0.7 Coring
Faktor Shaft 1 Plugged Faktor Shaft 0.9 Plugged Faktor Shaft 0.8 Plugged Faktor Shaft 0.7 Plugged
Gambar 11 Grafik Daya Dukung Statis
10
15000
Pada Gambar 11 diberikan nilai daya dukung tanah untuk disetiap kondisi plugged atau coring pada setiap kedalaman dengan variasi shaft resistance. Sesuai dengan gambar 4.1 kondisi plugged memiliki nilai yang lebih besar karena pada kondisi plugged diasumsikan luasan bidang yang mengenai tanah adalah luasan alas diameter luar dari tiang pancang. Nilai daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN. Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi coring adalah 9297.1 kN.
Tabel 22 Tabulasi Blow count untuk shaft resistance 1 (bl/m) Depth m
3.4.2 Daya Dukung Saat Pemancangan Dari hasil perhitungan pada bab 3 sub bab 2 maka didapatkan nilai soil resistance to driving:
Grafik Daya Dukung Saat Pemancangan Soil Resistance to Driving (kN) 8000
6000
4000
2000
Faktor Shaft 1 Plugged Faktor Shaft 0.8 Plugged Faktor Shaft 1 Coring Faktor Shaft 0.8 Coring
3
0
13.5
0
0
0
0
0
0
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
47
169.9
477.9
63.3
141.5
35.5
72.1
23.9
42.9
48
178.2
629
66.5
170.8
36.9
85.9
24.9
48.8
49
186.1
858.6
70.7
211.7
38
108.1
25.2
58.6
50
195.1
1238.2
74.1
266.7
39.5
131.5
26
68.8
51
195.4
934.1
74.7
223.8
39.8
112.6
26.1
60.9
52
204
735.3
77.7
191.7
41.3
97.7
26.9
54.4
53
223.7
601
84
167.9
44.3
85.6
28.5
49.2
54
260.3
505.5
95.1
149.6
49.5
76.4
31.2
45.1
55
324.8
437.9
113.2
135.8
57.9
69.6
35.6
41.8
56
406.9
367.8
134.4
120.6
67.6
62.2
40.6
37.9
57
504.4
499.9
157.1
149.7
78.3
75.5
45.9
44.7
58
619.1
701.1
182.4
186.9
89.9
92
51.4
52.7
0 Dari Tabel 22 didapaatkan pada kedalaman 50 – 51 m untuk hammer MENCK MRBS 1502 terjadi pile refusal dimana jumlah pukulan melebihi 300 pukulan per 0.3 meter selama berturut-turut selama 1.5 meter sehingga hammer MENCK MRBS 1502 tidak bisa digunakan. Untuk semua hasil output program, terjadi penurunan nilai terhadap jumlah pukulan seiring dengan berkurangya faktor shaft resistance. Selain itu semakin besar nilai rated energy pada hammer semakin kecil pula jumlah pukulan yg dibutuhkan. Dapat juga disimpulkan bahwa daya dukung tanah dan kekuatan hammer sangat mempengaruhi jumlah pukulan hammer.
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 Faktor Shaft 0.9 Plugged Faktor Shaft 0.7 Plugged Faktor Shaft 0.9 Coring Faktor Shaft 0.7 Coring
Kedalaman (m)
10000
MENCK MRBS MENCK MRBS MENCK MRBS MENCK MRBS 1502 3000 4600 6000 Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 2
3.4.4 Driving Strees Setelah dilakukan analisa dengan menggunakan GRLWEAP 2005, maka didapatkan output dari program untuk empat jenis hammer dan empat jenis shaft factor dengan mempertimbangkan kondisi plugged dan coring sesuai gambar 13:
Gambar 12 Grafik Daya Dukung Saat Pemancangan Pada Gambar 12 diberikan nilai daya dukung tanah untuk disetiap kondisi plugged atau coring pada setiap kedalaman dengan variasi shaft resistance. Sesuai dengan gambar 4.1 kondisi plugged memiliki nilai yang lebih besar karena pada kondisi plugged diasumsikan luasan bidang yang mengenai tanah adalah luasan alas diameter luar dari tiang pancang. Nilai daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN. Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi coring adalah 9297.1 kN. 3.4.3 Blow Count Setelah dilakukan analisa dengan menggunakan GRLWEAP 2005, maka didapatkan output dari program untuk empat jenis hammer dan empat jenis shaft factor dengan mempertimbangkan kondisi plugged dan coring sebagai berikut:
Gambar 13 Grafik Driving Stress dengan Shaft Factor 1 Sesuai dengan API RP-2A WSD 2000, driving stress tidak boleh melebihi 80-90% dari tegangan luluh, sehingga apabila diasumsikan batas driving stress pada analisa ini 80% atau 198.4
11
MPa maka untuk hammer MENK MRBS 6000 tidak bisa digunakan. Dari Gambar 13, kenaikan stress berbanding lurus dengan kenaikan rated energy dari hammer. Selain itu jumlah tegangan yang terjadi tidak ada kenaikan yang berarti untuk setiap kedalaman maupun perubahan shaft resistance. Bisa diambil kesimpulann bahwa faktor tanah baik kedalaman maupun shaft resistance tidak memberikan pengaruh yang berarti driving stress.
3.4.5 Waktu Pemancangan Dari output program untuk empat jenis hammer dan empat jenis shaft factor dengan mempertimbangkan kondisi plugged dan coring, maka diperoleh sesuai tabele 2.3:
Tabel 234.20 Tabulasi driving resistance1 1 Tabel Tabulasi drivingtime timeuntuk untukshaft shaft resistance Blow Count Jumlah total
MENCK MRBS 1502 Coring Plugged 5246 10981
MENCK MRBS 3000 Coring Plugged 1956 3321
MENCK MRBS 4600 Coring Plugged 1143 1852
MENCK MRBS 6000 Coring Plugged 759 1776
Satuan bl/m
30 bl/m
174
366
65
110
38
61
25
59
menit
40 bl/m
131
274
48
83
28
46
18
44
menit
50 bl/m
104
219
39
66
22
37
15
35
menit
60 bl/m
87
183
32
55
19
30
12
29
menit
70 bl/m
74
156
27
47
16
26
10
25
menit
80 bl/m
65
137
24
41
14
23
9
22
menit
90 bl/m
58
122
21
36
12
20
8
19
menit
100 bl/m
52
109
19
33
11
18
7
17
menit
110 bl/m
47
99
17
30
10
16
6
16
menit
120 bl/m
43
91
16
27
9
15
6
14
menit
Pada Tabel 23 didapatkan terjadi penurunan waktu pemancangan seiring dengan bertambahnya rated energy pada hammer dan berkurangnya shaft resistance. Faktor hammer dan tanah sangat berpengaruh pada jumlah waktu yang dibutuhkan pada proses pemancangan tiang pancang. Untuk total waktu pemancangan nilai-nilai pada Tabel 23 harus ditambah dengan total waiting time yaitu 15 jam atau 900 menit. Dengan total waktu tunggu 900 menit dan akan dipasang empat tiang pancang maka diperkirakan total waktu yang dibutuhkan paling lama 2364 menit atau 39.4 jam.
dan biaya yang dibutuhkan juga menjadi faktor yang cukup penting dalam pemilihan hammer. Waktu dalam pemancangan sangatlah penting mengingat lokasi pemancangan yang ada di laut sehingga kondisi lingkungan pun susah diprediksi sehingga semakin cepat waktu pemancangan maka semakin kecil resiko kegagalan yang disebabkan oleh kondisi lingkungan. Selain itu apabila dihadapkan dengan waktu proyek yang singkat sehingga apabila diharuskan memilih hammer dengan waktu pemancangan yang lebih singkat karena banyak faktor, maka dalam tugas akhir ini direkomendasikan mengunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 4600 dengan selisih 50 menit lebih cepat untuk setiap pemancangan satu tiang pancang.
3.5 Pemilihan Hammer Sesuai yang sudah disebutkan pada bab 3 poin 1, disebutkan bahwa dalam tugas akhir ini ditentukan tiga criteria dalam pemilihan hammer yaitu: Untuk pile driving stres tidak boleh melebihi 80-90% yield strength/tegangan luluh Sesuai dengan pembahasan diatas bisa disimpulkan bahwa untuk hammer dengan tipe MENCK MRBS 6000 tidak bisa digunakan karena compression stress melebihi 80% dari tegangan luluh atau sebesar 198.4 MPa.
Sedangkan dalam hal biaya, merupakan hal yang paling umum atau sering untuk dipertimbangkan apabila tidak terjadi sesuatu hal yang mengakibatkan waktu pemancangan menjadi prioritas utama. Dalam tugas akhir ini biaya sewa hammer diasumsikan berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada hammer dan dihitung setiap 24 jam. Sehingga direkomendasikan untuk menggunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dengan rated energy yang lebih rendah
Sedangkan untuk kriteria yang kedua yaitu refusal criteria, disebutkan bahwa dalam pemancangan apabila jumlah pukulan melebihi 300 blows per 0.3 m berturut-turut selama 1.5 m penetration, atau melebihi 800 blows per 0.3 m penetration, bisa dikatakan pula perlu 800 kali pukulan dari hammer hanya agar pile bisa mencapai 30 cm lebih dalam lagi. Sehingga hammer untuk tipe MENCK MRBS 1502 tidak bisa digunakan karena terjadi pile refusal pada kedalaman 50-51 m.
Sehingga peralatan pendukung yang dilihat pada Tabel 24
digunakan dapat
Tabel 24 Data Hammer dan Peralatan Data
Satuan
4600
ECH
ECH
Ram Weight
294.278
451.274
kN
Rated Energy
441.305
676.56
kJ
Hammer Eff.
67
67
%
154.798
265.114
kN
Type
Sehingga hammer yang tersisa adalah hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dan MENCK MRBS 4600. Untuk kriteria efficiency dalam peemilihan hammer dalam proses pemancangan tiang pancang, dipertimbangkan dua parameter yaitu efiensi berupa waktu yang dibutuhkan untuk pemancangan
MENCK MRBS 3000
Helmet Weight
bongosii wood bongosii wood Cushion Material 200 250 mm Cushion Thickness Data lebih spesifik sesuai dengan spesifikasi Hammer
12
American Petroleum Institute (API). 1980. “Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms.” API Recommended Practice 2A (RP2A). 11th edition. Washington, D.C. American Petroleum Institute (API). 1984. “Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms.” API Recommended Practice 2A (RP2A). 19th edition. Washington, D.C. American Petroleum Institute (API). 1994. "Standard Method of Testing Piles Under Axial Compressive Load." Annual Book of API Standards. American Petroleum Institute (API). 2000. “Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore PlatformsWorking Stress Design.” API Recommended Practice 2A-WSD (RP2A-WSD). 21th edition. Washington, D.C. Benamar, A., 2000, “Dynamic pile response using two pile-driving techniques”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 20 (2000) 243±247, Elsevier Bowles, Joseph E. 1982. “Foundation Analysis and Design.” Third Edition. Mc.Graw-Hill Companies, Inc. New York. Das, Braja M. 1999. “Principles of Foundation Engineering.” Fourth Edition. Brooks/Cole Publishing Company. California Hannigan, P.J., et al, 1996, Design and Construction of Driven Pile Foundations, U.S DOT Federal Highway Administration Report No. FWHA-41-96-033 Hussein, M.H. et al, 1989. Dynamic Evaluation Techniques for Offshore Pile Foundations. Proceedings of the 7th International Symposium on Offshore Engineering: Rio de Janeiro, Brazil; 287-302. Hussein, M.H. et al, 2006. Pile Driveability and Bearing Capacity in High-Rebound Soils. ASCE GEO Congress: Atlanta, Georgia. Kraft, L.M.,Jr., Stevens, R.F., & Dowland, J.H. 1980. “Pile Drivability.” State of the Art ,Review, Research and Development. Report No. 0578-911. McClelland Enggineers Nahl, B, 1990, A Continuum Method Of Pile Driving Analysis: Comparison with The Wave Equation Method, Computers and Geotechnics 0266-352X/91/$03-50, Elsevier Poulos, H. G. and E. H. Davis. 1980. “Pile Foundation Analysis and Design.” John Wiley and Sons, Inc. Canada. Pile Dynamics, Inc. (PDI) 2005. “GRLWEAP Wave equation analysis of pile driving: Procedures and models”. Cleveland, Oh. Rausche, F., Liang, L., AIIm, R., and Rancman, 0. 2004. “Applications and correlations of the wave equation analysis program GRLWEAP”. Proceedings, 7th International Conference on the Application of Stress-Wave Theory to Piles. Petaling Jaya. Selangor. Malaysia. pp. 107-123. Sakr, M., 2007, Wave equation analyses of tapered FRP–concrete piles in dense sand, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 27 (2007) 166–182, Elsevier Semple, R.M., & Gemeinhardt, J.P. 1981. ”Stress History Approach to Analysis of Soil Resistance to Pile Driving.“ OTC 3969. 13th Annual OTC. Offshore Technology Conference. Houston. Skempton, A. W. & Bjerrum, L. 1957. “A Contribution to the Settlement Analysis of Foundations on Clay.” Geotechnique. Vol. 7. p. 168-178. Smith, E.A.L. 1960. “Pile Driving Analysis by the Wave Equation.” Journal, Soil Mechanics and Foundation Division. ASCE. Vol. 86. No. SM4. pp. 35-61. Stevens et al,. 1982, “Evaluating Pile Drivability for Hard Clay, Very Dense Sand, and Rock”, Offshore Tech Conf, OTC4205, Houston
4 . KESIMPULAN DAN SARAN 4.1 Kesimpulan Dari analisa yang telah dilakukan dapat ditarik kesimpulan sebagai berikut: 1.
2.
3.
Nilai daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN. Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi coring adalah 9297.1 kN. Untuk nilai daya dukung dinamis (soil resistance to driving) pada kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 untuk kondisi plugged adalah 4652.899 kN. Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi coring adalah 4500.578 kN. Hammer yang tidak menyebabkan tiang pancang mengalami keruskan ataupun tidak mengalami pile refusal yaitu hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dan MENCK MRBS 4600. Hammer dengan tipe MENCK MRBS 6000 tidak bisa digunakan karena compression stress melebihi 80% dari tegangan luluh atau sebesar 198.4 MPa. Sedangkan hammer untuk tipe MENCK MRBS 1502 tidak bisa digunakan karena terjadi pile refusal pada kedalaman 50-51 m. Peralatan yang efisien dipilih berdasarkan 2 parameter yaitu parameter biaya dan waktu. Untuk parameter waktu direkomendasikan mengunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 4600 dengan selisih 50 menit lebih cepat untuk setiap pemancangan satu tiang pancang. Sedangkan untuk parameter biaya direkomendasikan untuk menggunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dengan rated energy yang lebih rendah dengan asumsi biaya sewa hammer diasumsikan berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada hammer dan dihitung setiap 24 jam. Untuk detail peralatan hammer MENCK MRBS 3000 menggunakan cushion yang terbuat dari kayu bongosii dengan ketebalan 200 mm dengan berat helmet 154.798 kN. Sedangkan untuk hammer MENCK MRBS 4600 menggunakan cushion yang terbuat dari kayu bongosii dengan ketebalan 250 mm dengan berat helmet 265.114 kN.
4.2 Saran Berdasarkan analisa yang telah dilakukan, dapat diberikan saransaran sebagai berikut:
1.
Untuk efisiensi dalam pemilihan hammer diperlukan analisa lebih lanjut dengan menggunakan data harga sewa untuk masing-masing hammer.
2.
Untuk penelitian lebih lanjut sebaiknya digunakan data lingkungan dimana tiang pancang akan dipasang untuk mengetahui waktu tunggu yang sesungguhnya sehingga hasil analisa lebih maksimal.
3.
Untuk hasil yang lebih baik bisa digunakan non uniform pile sesuai dengan detail struktur yang ada.
4.
Studi yang lebih detil untuk kondisi plugged atau coring pada ujung tiang pancang
5. DAFTAR PUSTAKA Almanda, R.L., 2008, “Analisa Pemancangan Tiang Menggunakan Software Grlweap Dengan Faktor Reduksi Over Consolidation Ratio (Ocr”,Tugas Akhir, Institut Teknologi Bandung.
13
