BAB II TINJAUAN PUSTAKA

BAB II TINJAUAN PUSTAKA 2.1

Umum Breising (bracing) merupakan sistem yang sangat efektif dan ekonomis

untuk menahan beban horisontal yang bekerja dalam suatu sistem struktur. Breising sangat efisien karena elemen yang dipasang diagonal hanya menahan gaya aksial sehingga tidak diperlukan dimensi yang besar untuk memberikan kekakuan dan kekuatan dalam menahan gaya geser horisontal (Smith and Coull, 1991). Menurut Taranath (2012) rangka breising dapat mengefisienkan struktur rigid frame dengan mengurangi momen lentur yang terjadi pada kolom dan balok. Hal ini dikarenakan dengan menambah breising, gaya geser horisontal yang terjadi akan ditahan oleh rangka breising melalui mekanisme aksial sehingga dapat meminimalkan momen lentur yang terjadi pada kolom dan balok. Elemen breising berperilaku sebagai truss element yang menerima gaya tekan (batang tekan) dan tarik (batang tarik). Perbedaan antara batang tekan dan batang tarik adalah kemungkinan terjadinya tekuk pada batang tekan. Setelah mengalami tekuk batang tekan akan menjadi tidak stabil sehingga kapasitas tekan dari suatu elemen tekan akan lebih kecil dari pada kapasitas tariknya jika elemen mengalami tekuk.

2.2

Sistem Rangka Breising Konsentrik (SRBK) Sistem rangka breising konsentrik merupakan sistem rangka breising

dimana ujung-ujung batangnya saling berpotongan pada suatu titik dan membentuk suatu sistem rangka vertikal penahan gaya lateral. Selama terjadinya gempa kuat, rangka breising akan mengalami gaya tekan dan tarik bolak-balik akibat beban siklik. Pada elemen breising yang mengalami tekan akan terjadi tekuk lentur sehingga akan menyebabkan terbentuknya sendi plastis pada breising akibat adanya deformasi lateral (AISC, 2010). Rasio kelangsingan batang breising harus memenuhi ketentuan berikut : KL/r ≤ 4√𝐸/𝐹𝑦

(2.1)

KL/r ≤ 200

(2.2)

5

Keterangan : K

: Faktor panjang efektif

L

: Panjang tanpa breising dari komponen struktur (mm)

r

: Radius girasi (mm)

E

: Modulus elastisitas baja (MPa)

Fy

: Tegangan leleh baja (MPa)

Breising dengan 4√𝐸/𝐹𝑦 ≤ KL/r ≤ 200, dapat digunakan bila kekuatan tekan kolom yang tersedia paling tidak sama dengan beban maksimum yang ditransfer ke kolom dan mempertimbangkan nilai Ry dikalikan dengan kekuatan nominal elemen breising. Tipe sistem rangka breising konsentrik dapat dilihat pada Gambar 2.1.

Gambar 2.1 Tipe sistem rangka breising konsentrik (SRBK) Sumber : AISC (2010)

Sistem rangka breising konsentrik dapat dibedakan menjadi Sistem Rangka Breising Konsentrik Khusus (SRBKK) dan Sistem Rangka Breising Konsentrik Biasa (SRBKB). SRBKK diharapkan dapat mengalami deformasi inelastis yang cukup besar akibat gaya gempa rencana. SRBKK memiliki tingkat daktilitas yang lebih tinggi daripada tingkat daktilitas SRBKB mengingat penurunan kekuatannya yang lebih kecil pada saat terjadinya tekuk pada batang breising tekan (DPU, 2002).

2.3

Sistem Rangka Breising Eksentrik (SRBE) Sistem rangka breising eksentrik merupakan sistem struktur yang unik,

karena menggabungkan kekakuan dan kekuatan yang dimiliki sistem rangka breising dengan karakteristik disipasi energi secara inelastik yang dimiliki sistem rangka pemikul momen. Sistem ini disebut eksentrik karena ujung batang dari breising direncanakan memiliki eksentrisitas yang biasanya terletak pada balok.

6

Segmen eksentrik pada balok disebut dengan link dimana komponen ini berfungsi sebagai fuse (sekring) pada struktur. Elemen link akan mengalami leleh terlebih dahulu melalui mekanisme lentur dan atau geser sebelum terjadi tekuk pada elemen yang mengalami tekan (Taranath, 2012). Menurut AISC 341-10, link adalah segmen dari balok yang berada diantara ujung-ujung sambungan dua breising diagonal atau di antara ujung suatu breising diagonal dengan kolom. Pada SRBE diharapkan dapat terjadi deformasi inelastis yang cukup besar pada link saat memikul gaya-gaya akibat beban gempa rencana. Kolom-kolom, batang bresing, dan bagian dari balok di luar link harus direncanakan untuk tetap dalam keadaan elastis akibat gaya-gaya yang dihasilkan oleh link pada saat mengalami pelelehan penuh. Tipe breising eksentrik ditunjukkan pada Gambar 2.2.

Gambar 2.2 Tipe sistem rangka breising eksentrik (SRBE) Sumber : AISC (2010)

7

2.3.1 Elemen Link Menurut Moestopo dan Panjaitan (2012), link pada SRBE berupa elemen yang berperilaku sebagai balok pendek yang pada kedua sisinya bekerja gaya geser sama besar dengan arah yang berlawanan serta momen dengan besar dan arah yang sama. Mekanisme leleh yang terjadi pada link dapat berupa terbentuknya sendi plastis pada kedua ujung link akibat tercapainya momen sebesar Mp (momen plastis penampang link) dan disebut link lentur, atau berupa terjadinya leleh pada pelat badan link akibat tercapainya gaya geser sebesar Vp (gaya geser plastis penampang link) dan disebut link geser. Kinerja struktur yang telah terkena gempa akan berkurang akibat rusaknya link, yang membahayakan jika struktur tersebut mengalami kejadian gempa berikutnya. Penggantian link menjadi tidak mudah dilakukan bila link merupakan satu kesatuan dengan balok dan/atau kolom melalui sambungan las. Penggunaan SRBE akan menjadi lebih ekonomis apabila link yang telah rusak akibat gempa dapat diganti tanpa mengganti komponen struktur lainnya (balok, kolom, breising) yang masih tetap elastik memikul beban gravitasi. Sejumlah kajian telah dilakukan terhadap penggunaan link dengan sambungan baut, sebagai link yang dapat diganti (replaceable link). Kinerja link yang efektif menyerap gempa ditunjukkan dengan kelelehan yang mampu membentuk sudut rotasi inelastik yang cukup besar pada link, dimana hal ini direncanakan terjadi pada saat struktur sudah mengalami deformasi yang besar akibat gempa besar, sementara itu komponen struktur lainnya (balok, kolom, pengaku/breising) direncanakan tetap dalam kondisi elastik. Kerusakan link akibat kelelehan inilah yang sebenarnya diharapkan terjadi, untuk menghindari runtuhnya struktur (Moestopo dkk., 2009). Menurut Becker dan Ishler (1996) dalam Nidiasari dan Budiono (2010), perilaku inelastik pada link dipengaruhi oleh panjangnya. Mekanisme kelelehan link, kapasitas disipasi energi dan mode kegagalan sangat erat hubungannya dengan faktor panjang dari link. Untuk link pendek, perilaku inelastik dominan terhadap gaya geser, sebaliknya untuk link panjang perilaku inelastik didominasi oleh lentur. Untuk link antara (intermediate link), kelelehan dipengaruhi oleh geser dan lentur.

8

Kekakuan link juga sangat dipengaruhi oleh faktor panjang link. Link panjang memiliki kekakuan yang lebih rendah dari link pendek. Gambar 2.3 (a) dan (b) memperlihatkan bahwa link dengan rasio e/L = 0 memiliki kekakuan yang tinggi sesuai dengan konsep desain Concentrically Braced Frame (CBF), sedangkan link dengan rasio e/L = 1 memiliki kekakuan elastis yang rendah sesuai dengan konsep desain Moment Resisting Frame (MRF). Agar kekakuan dan deformasi inelastik link tidak berlebihan, maka panjang link harus dibatasi.

(a)

(b)

Gambar 2.3 (a) dan (b) Pengaruh variasi e/L terhadap kekakuan elastis EBF Sumber : Engelhart dan Popov (1988) dalam Nidiasari dan Budiono (2010)

2.3.2 Kekuatan Geser dan Batasan Panjang Link Berdasarkan AISC 341-10, Seismic Provisions for Structural Steel Buildings, kekuatan geser pada link merupakan nilai terendah dari kondisi batas pelelehan geser dalam badan dan pelelehan lentur pada penampang bruto. 1. Kondisi pelelehan geser Vn = Vp

(2.3)

Dimana : Vp

: kekuatan geser (N) Vp = 0,6 Fy (d-2tf) tw, untuk Pr/Pc ≤ 0,15 𝑃𝑟

Vp = 0,6 Fy (d-2tf) tw √1 − (𝑃𝑐 )2 , untuk Pr/Pc > 0,15

(2.4a) (2.4b)

9

Pr

: kekuatan aksial perlu kombinasi LRFD (N)

Pc

: kekuatan leleh aksial nominal (N) Pc= Fy Ag

(2.5)

Fy

: tegangan leleh baja (MPa)

d

: tinggi penampang (mm)

tf

: tebal sayap penampang (mm)

tw

: tebal badan penampang (mm)

Ag

: luas penampang (mm²)

2. Kondisi pelelehan lentur Vn = 2Mp/e

(2.6)

Dimana : Mp

: momen plastis penampang (Nmm) Mp= Fy Z, untuk Pr/Pc ≤ 0,15 Mp= 𝐹𝑦 𝑍 (

1−𝑃𝑟/𝑃𝑐 0,85

), untuk Pr/Pc > 0,15

e

: panjang link (m)

Z

: modulus plastis penampang (mm³)

(2.7a) (2.7b)

Panjang link (e) harus dibatasi jika nilai Pr/Pc > 0,15 dengan ketentuan sebagai berikut : Untuk ρ’ ≤ 0, 5 maka 𝑒 ≤ 1,6

𝑀𝑝

Untuk ρ’ > 0, 5 maka 𝑒 ≤ 1,6

𝑀𝑝

(2.8a)

𝑉𝑝 𝑉𝑝

(1,15 − 0,3𝜌′ )

(2.8b)

Keterangan : 𝑃𝑟/𝑃𝑐

ρ’

=

Pr

: kekuatan aksial perlu kombinasi LRFD (N)

Pc

: kekuatan leleh aksial nominal (N)

Vr

: kekuatan geser perlu kombinasi LRFD (N)

Vc

: kekuatan leleh geser nominal (N)

𝑉𝑟/𝑉𝑐

Vc = 0,6 Fy (d-2tf) tw

(2.9)

(2.10)

10

2.3.3 Sudut Rotasi Link Berdasarkan AISC 341-10, Seismic Provisions for Structural Steel Buildings sudut rotasi link merupakan variabel primer yang digunakan untuk mendeskripsikan deformasi inelastik dari link. Sudut rotasi link merupakan sudut rotasi plastis antara link dengan bagian dari balok di luar bagian link. Besarnya rotasi link dapat dihitung dengan mengasumsikan Eccentrically Braced Frame (EBF) akan berdeformasi dalam mekanisme rigid-plastis seperti pada Gambar 2.4.

Gambar 2.4 Rotasi link pada struktur rangka breising eksentrik V-terbalik Sumber : AISC (2010)

Keterangan : L

: panjang bentang

h

: tinggi tingkat

∆p

: story drift

θp

: besar sudut story drift, rad (∆p/h)

γp

: sudut rotasi link, rad

Respon inelastik dari link sangat dipengaruhi oleh panjang link yang berkorelasi dengan perbandingan nilai Mp/Vp, yaitu sebagai berikut ini : 1. Jika 𝑒 ≤ 1,6

𝑀𝑝

(2.11)

𝑉𝑝

Respon inelastik pada link akan didominasi oleh geser. Sudut rotasi link dibatasi hingga 0,08 rad. 𝑀𝑝

𝑀𝑝

2. Jika 1,6 𝑉𝑝 < 𝑒 ≤ 2,6 𝑉𝑝

(2.12)

11

Respon inelastik pada link dipengaruhi oleh kombinasi lentur dan geser. Sudut rotasi link merupakan hasil interpolasi antara 0,08 – 0,02 rad 𝑀𝑝

3. Jika 𝑒 > 2,6 𝑉𝑝

(2.13)

Respon inelastik pada link akan didominasi oleh lentur. Sudut rotasi link dibatasi hingga 0,02 rad. Keterangan :

2.4

e

: panjang link (mm)

Mp

: momen plastis (Nmm)

Vp

: kekuatan geser (N)

Sistem Sambungan Berdasarkan SNI 1729:2015, desain sambungan untuk konstruksi baja

dapat dibedakan menjadi dua jenis, yaitu : 1. Sambungan Sederhana Sambungan sederhana merupakan sambungan yang mengabaikan adanya momen. Pada analisis struktur sambungan sederhana dianggap memungkinkan terjadinya rotasi relatif tidak terkekang antara elemen yang tersambung bercabang. Sambungan sederhana harus mempunyai kapasitas rotasi yang cukup untuk mengakomodasi rotasi perlu yang ditentukan melalui analisis struktur. Hubungan balok kolom yang menggunakan sambungan sederhana ditunjukkan pada Gambar 2.5.

Gambar 2.5 Sambungan Sederhana Sumber : Detallesconstructivos (2015)

12

2. Sambungan Momen Sambungan momen dapat dibedakan menjadi dua jenis yaitu sambungan momen Tertahan Penuh (TP) dan sambungan momen Tertahan Sebagian (TS). a. Sambungan Momen Tertahan Penuh (TP) Sambungan momen tertahan penuh menyalurkan momen dengan rotasi yang boleh diabaikan antara komponen struktur yang tersambung. Pada analisis struktur, sambungan ini diasumsikan untuk tidak mengalami rotasi relatif. Suatu sambungan TP harus memiliki kekuatan dan kekakuan untuk mempertahankan sudut antara komponen struktur yang tersambung pada kondisi batas kekuatan. b. Sambungan Momen Tertahan Sebagian (TS) Sambungan momen tertahan sebagian mampu menyalurkan momen, tetapi rotasi antara komponen struktur yang tersambung tidak boleh diabaikan. Pada analisis struktur harus mencakup karakteristik respon gaya-deformasi sambungan. Elemen komponen sambungan TS kekuatan, kekakuan dan kapasitas deformasi yang cukup pada kondisi batas kekuatan. Penggunaan sambungan momen pada hubungan balok kolom ditunjukkan pada Gambar 2.6.

Gambar 2.6 Sambungan Momen Sumber : Dewobroto (2015)

13

2.5

Pelat Komposit Struktur komposit adalah struktur gabungan dua atau lebih bahan yang

bekerja bersama-sama sebagai satu kesatuan, dengan memanfaatkan karakteristik masing-masing bahan secara optimal. Struktur komposit dapat berupa gabungan antara baja dan beton, beton dan kayu atau gabungan antara bahan-bahan yang lain. Dua buah atau lebih material yang disusun dapat mengalami aksi komposit hanya jika terjadi interaksi antara kedua material tersebut (Giri, 2009). Salah satu bagian struktur yang dapat dibuat komposit adalah pelat beton dengan dek baja gelombang. Pada struktur komposit antara pelat beton dan dek baja gelombang, dek baja gelombang dimanfaatkan sebagai tulangan tarik. Untuk penyederhanaan perhitungan dek baja gelombang didekati dengan penampang pelat ekivalen seperti Gambar 2.7 dan untuk persyaratan pelat komposit ditunjukkan pada Gambar 2.8.

(a)

(b)

Gambar 2.7 (a) Tebal pelat ekivalen (Dp) (b) Diagram tegangan pelat komposit Sumber : Giri (2009)

Gambar 2.8 Persyaratan pelat komposit Sumber : Giri (2009)

2.6

Analisis Modal Analisis modal adalah suatu bentuk analisis yang digunakan untuk

menentukan vibration modes dari struktur. Mode ini digunakan untuk mengetahui perilaku struktur (CSI, 2013). Analisis modal dilakukan dengan hanya 14

memperhitungkan berat sendiri struktur tanpa adanya beban tambahan. Dari analisis ini akan diperoleh beberapa parameter seperti bentuk mode struktur (mode shapes), periode alami struktur (T), dan frekuensi alami struktur (ω). 2.7

Pembebanan Beban yang bekerja pada struktur secara umum dapat dibedakan menjadi

dua jenis yaitu beban vertikal dan beban lateral. Beban vertikal terdiri atas beban mati (berat sendiri struktur dan beban mati tambahan) serta beban hidup. Beban lateral terdiri atas beban angin dan beban gempa, dalam hal ini beban lateral yang diperhitungkan adalah beban gempa karena dianggap mempunyai pengaruh yang lebih dominan pada struktur.

2.7.1 Beban Mati Menurut SNI 1727:2013, beban mati adalah berat seluruh bahan konstruksi bangunan gedung yang terpasang, termasuk dinding, lantai, atap, plafond, tangga, dinding partisi tetap, finishing, klading gedung dan komponen arsitektural dan struktural lainnya serta peralatan layan terpasang lain termasuk berat keran. Berat sendiri elemen struktur dihitung secara otomatis oleh software ETABS 2015, dimana berat material beton diambil 2400 kg/m³ dan untuk material baja diambil 7850 kg/m³. Beban mati tambahan yang bekerja pada stuktur dihitung berdasarkan Pedoman Perencanaan Pembebanan Untuk Rumah dan Gedung (PPPURG) tahun 1987, yaitu sebagai berikut : 1. Berat spesi/adukan (screeding)

= 21 kg/m² per cm tebal

2. Berat penutup lantai

= 24 kg/m² per cm tebal

3. Berat plafond

= 11 kg/m²

4. Berat penggantung plafond

= 7 kg/m²

5. Berat instalasi MEP

= 40 kg/m²

6. Berat pasangan dinding ½ bata

= 250 kg/m²

2.7.2 Beban Hidup Menurut SNI 1727:2013, beban hidup adalah beban yang diakibatkan oleh pengguna dan penghuni bangunan gedung atau struktur lain yang tidak termasuk beban konstruksi dan beban lingkungan, sepeti beban angin, beban hujan, beban 15

gempa, beban banjir atau beban mati. Beban hidup atap merupakan beban pada atap yang diakibatkan (1) pelaksanaan pemeliharaan oleh pekerja, peralatan, dan material serta (2) selama masa layan struktur yang diakibatkan oleh benda bergerak, seperti tanaman atau benda dekorasi kecil yang tidak berhubungan dengan penghunian. Besaran beban hidup untuk masing-masing kategori bangunan dapat dilihat pada Lampiran A.

2.7.3 Beban Gempa Beban gempa yang dikerjakan pada model struktur adalah beban gempa berupa respon spektrum. Berikut ini adalah tahapan perhitungan beban gempa respon spektrum yang mengacu pada SNI 1726:2012 : 1. Menentukan kategori risiko (KR) dan Faktor Keutamaan Gempa (Ie). Penentuan kategori risiko dan Faktor Keutamaan Gempa mengikuti tabel pada Lampiran B. 2. Menentukan nilai Ss (T=0,2 detik) dan S1 (T=1,0 detik) berdasarkan lokasi bangunan. 3. Menentukan kelas situs dan koefisien situs Berdasarkan sifat-sifat tanah pada lokasi bangunan, situs diklasifikasikan sebagai kelas situs yaitu SA (batuan keras), SB (batuan), SC (tanah keras, sangat padat dan batuan lunak), SD (tanah sedang), SE (tanah lunak), dan SF (tanah khusus, yang membutuhkan investigasi geoteknik). Koefisien situs ditentukan dengan menggunakan Tabel 2.1 dan Tabel 2.2. Tabel 2.1 Koefisie situs, Fa

Sumber : SNI 1726:2012 (2012)

16

Tabel 2.2 Koefisien situs, Fv

Sumber : SNI 1726:2012 (2012)

4. Menghitung parameter spektrum respon percepatan pada periode pendek (SMS) dan periode 1 detik (SM1) yang disesuaikan dengan pengaruh kelas situs. SMS

= Fa.Ss

(2.14)

SM1

= Fv.S1

(2.15)

5. Menghitung parameter percepatan spektral desain untuk periode pendek (S DS) dan periode 1 detik (SD1). SDS

= 2/3 SMS

(2.16)

SD1

= 2/3 SM1

(2.17)

6. Menentukan kategori desain seismik (KDS) struktur menggunakan Tabel 2.3 dan Tabel 2.4. Tabel 2.3 Kategori desain seismik berdasarkan nilai S DS

Sumber : SNI 1726:2012 (2012)

Tabel 2.4 Kategori desain seismik berdasarkan nilai S D1

Sumber : SNI 1726:2012 (2012)

17

Selain kategori pada Tabel 2.3 dan Tabel 2.4, struktur dengan kategori risiko I, II, atau III yang berlokasi di mana parameter respon spektral percepatan terpetakan pada periode 1 detik (S1) lebih besar dari 0,75 harus dikategorikan sebagai struktur dengan kategori desain seismik E. Struktur dengan kategori risiko IV yang berlokasi di mana parameter respon spektral percepatan terpetakan pada periode 1 detik (S1) lebih besar dari 0,75 harus dikategorikan sebagai struktur dengan kategori desain seismik F (BSN, 2012). 7. Membuat grafik spektrum respon desain (Sa) Untuk T < T0, maka : 𝑇

𝑆𝑎 = 𝑆𝐷𝑆 (0,4 + 0,6 𝑇 ) 0

(2.18)

Untuk T0 ≤ T ≤ Ts, maka : 𝑆𝑎 = 𝑆𝐷𝑆

(2.19)

Untuk T > Ts, maka : 𝑆𝑎 =

𝑆𝐷1

(2.20)

𝑇

Keterangan : SDS

: parameter respon spektral percepatan desain pada periode pendek.

SD1

: parameter respon spektral percepatan desain pada periode 1 detik.

T

: periode getar fundamental struktur.

T0

= 0,2

TS

= 𝑆𝐷1

𝑆𝐷1 𝑆𝐷𝑠

𝑆

𝐷𝑆

(2.21) (2.22)

Nilai untuk masing-masing parameter desain terkait dengan gaya yang ditinjau, termasuk simpangan antar lantai tingkat, gaya dukung, dan gaya elemen struktur individu untuk masing-masing ragam dan spektrum respon dibagi dengan kuantitas (R/Ie). Nilai R dan Ie dapat dilihat pada Lampiran B. Grafik respon spektrum desain dapat dilihat pada Gambar 2.9.

18

𝑆𝑎 = 𝑆𝐷𝑆

𝑆𝑎 =

𝑆𝑎 = 𝑆𝐷𝑆 0,4 + 0,6

𝑆𝐷1 𝑇

𝑇 𝑇0

Gambar 2.9 Spektrum respon desain Sumber : BSN (2012)

8. Prosedur kombinasi orthogonal (pasal 7.5.3, SNI 1726:2012) Pengaruh beban paling kritis akibat arah penerapan gaya gempa pada struktur dianggap terpenuhi jika komponen dan pondasinya didesain untuk memikul kombinasi beban-beban yang ditetapkan berikut : 100 persen gaya untuk satu arah ditambah 30 persen gaya arah tegak lurus. 9. Berat seismik efektif (pasal 7.7.2, SNI 1726:2012) Berat seismik efektif struktur (W) harus menyertakan seluruh beban mati dan minimum sebesar 25 persen beban hidup lantai (beban lantai di garasi publik dan struktur parkiran terbuka serta beban penyimpanan yang tidak melebihi 5 persen dari berat seismik efektif lantai, tidak perlu disertakan).

2.8

Kombinasi Pembebanan Berdasarkan SNI 1727:2013, struktur, komponen dan pondasi harus

dirancang sedemikian rupa sehingga kekuatan desainnya sama atau melebihi efek dari beban terfaktor. Kombinasi beban terfaktor yang digunakan dalam metode desain kekuatan adalah sebagai berikut : 1. 1,4D

(2.23)

2. 1,2D + 1,6L +0,5 (Lr atau S atau R)

(2.24)

3. 1,2D + 1,6 (Lr atau S atau R) + ( L atau 0,5W)

(2.25)

4. 1,2D + 1,0W + L + 0,5 (Lr atau S atau R)

(2.26)

5. 1,2D + 1,0E + L + 0,2S

(2.27)

19

6. 0,9D + 1,0W

(2.28)

7. 0,9D + 1,0E

(2.29)

Keterangan : D

: beban mati

R

: beban hujan

E

: beban gempa

S

: beban salju

L

: beban hidup

W

: beban angin

Lr

: beban hidup atap

Berdasarkan SNI 1726:2012, pengaruh gempa E pada persamaan 2.27 dan persamaan 2.29 harus ditentukan sebagai berikut : E

= Eh + Ev = ρQE + 0,2.SDS.D

E

(2.30)

= Eh - Ev = ρQE - 0,2.SDS.D

(2.31)

Persamaan 2.30 disubtitusikan ke persamaan 2.27 dan persamaan 2.31 disubtitusikan ke persamaan 2.29 sehingga diperoleh kombinasi untuk beban gempa sebagai berikut : (1,2 + 0,2 SDS)D + 1,0(ρQE) + L + 0,2S

(2.32)

(0,9 - 0,2 SDS)D + 1,0(ρQE)

(2.33)

Keterangan :

2.9

Eh

: pengaruh gempa horizontal

Ev

: pengaruh gempa vertikal

ρ

: faktor redudansi, diambil 1,3 (pasal 7.3.4.2, SNI 1726:2012)

QE

: pengaruh gaya gempa horizontal dari V atau Fp

SDS

: parameter percepatan spektral desain pada periode pendek

Batasan Simpangan Antar Lantai Tingkat Simpangan antar lantai tingkat desain (∆) tidak boleh melebihi simpangan

antar lantai tingkat ijin (∆a). Batasan simpangan antar lantai tingkat ijin dari beberapa jenis sistem struktur ditunjukkan pada Tabel 2.5.

20

Tabel 2.5 Simpangan antar lantai tingkat ijin

Sumber : SNI 1726:2012 (2012)

2.10 Perilaku Struktur Terhadap Beban Gempa Akibat pengaruh beban gempa rencana, struktur bangunan yang direncanakan harus masih dalam keadaan berdiri, tetapi sudah mencapai kondisi di ambang keruntuhan. Perilaku struktur sebelum mencapai ambang keruntuhan sangat dipengaruhi oleh kekuatan, kekakuan dan tingkat daktilitas dari struktur yang direncanakan. Dalam keadaan normal parameter kekuatan dan kekakuan struktur sangat penting untuk menjaga stabilitas bangunan, tetapi di bawah pengaruh beban gempa daktilitas struktur sangat penting untuk menjaga agar struktur tidak runtuh secara mendadak saat menerima beban gempa. Untuk menghindari keruntuhan total pada struktur yang direncanakan maka diperlukan mekanisme keruntuhan struktur yang aman. Berdasarkan lokasi terbentuknya sendi plastis pada elemen struktur maka ada dua tipe mekanisme keruntuhan yang biasanya terjadi, yaitu (Indarto, 2013) : a. Mekanisme keruntuhan pada balok, yaitu keadaan dimana sendi-sendi plastis terbentuk pada balok dari struktur bangunan, baru kemudian diikuti dengan keruntuhan pada kolom struktur (strong column-weak beam). b. Mekanisme keruntuhan pada kolom, yaitu keadaan dimana sendi-sendi plastis terbentuk pada kolom dari bangunan pada suatu tingkat kemudian baru diikuti dengan keruntuhan balok (strong beam-weak column). Mekanisme keruntuhan pada struktur gedung diperlihatkan pada Gambar 2.10.

21

Sendi plastis pada kolom

Sendi plastis pada balok

(a)

(b)

Gambar 2.10 Mekanisme leleh pada struktur gedung (a) mekanisme leleh pada balok, (b) mekanisme leleh pada kolom Sumber : Indarto (2013)

2.10.1 Daktilitas Struktur Daktilitas adalah kemampuan struktur untuk mengalami deformasi inelastik yang besar secara berulang kali dan bolak-balik akibat beban gempa sambil mempertahankan kekuatan dan kekakuan yang cukup sehingga tidak terjadi keruntuhan secara mendadak pada struktur. Tingkat daktilitas merupakan perbandingan antara simpangan maksimum struktur sebelum mengalami keruntuhan (δm) dengan simpangan struktur pada saat terjadinya leleh pertama (δy). Tingkat daktilitas struktur dapat dibedakan menjadi 3 yaitu sebagai berikut : 1. Tingkat 1 (struktur elastis), yaitu dimana struktur diproporsikan sedemikian rupa sehingga dapat memenuhi persyaratan penyelesaian detail struktur yang ringan dimana struktur akan merespon terhadap gempa secara elastik. 2. Tingkat 2 (daktilitas parsial), yaitu dimana struktur diproporsikan sedemikian rupa sehingga dapat memenuhi persyaratan penyelesaian detail struktur secara khusus, dimana struktur dapat merespon terhadap gempa secara elastik tanpa mengalami keruntuhan getas. 3. Tingkat 3 (daktilitas penuh) yaitu dimana struktur di proporsikan sedemikian rupa, sehingga dengan memenuhi persyaratan penyelesaian detail struktur yang lebih rinci, struktur mampu merespon gempa kuat secara inelastik sambil mengembangkan sendi plastis di dalam balok – baloknya dengan kapasitas

22

pemancaran energi yang baik tanpa mengalami keruntuhan. Daktilitas struktur dapat dirumuskan sebagai berikut : 1 < 𝜇=

𝛿𝑚

(2.34)

𝛿𝑦

Dalam persamaan 2.34, 𝜇 = 1 adalah tingkat daktilitas untuk struktur yang berperilaku elastis penuh. Parameter daktilitas untuk struktur gedung ditunjukkan pada Tabel 2.6. Tabel 2.6 Daktilitas struktur Taraf Kinerja Sturktur Gedung Elastik Penuh

Daktail Parsial

Daktail Penuh

1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,3

R 1,60 2,40 3,20 4,00 4,80 5,60 6,40 7,20 8,00 8,50

Sumber : SNI 03-1726-2002 (2002)

2.11 Kinerja Struktur Pada proses perencanaan stuktur, evaluasi terhadap kinerja struktur sangat penting untuk dilakukan. Hal ini dikarenakan sasaran dari kinerja stuktur yang direncanakan dapat dinyatakan secara jelas, sehingga penyewa, pemilik, asuransi, pemerintah atau penyandang dana mempunyai kesempatan untuk menetapkan level kinerja yang dipilih. Ketetapan tersebut nantinya akan digunakan oleh perencana sebagai pedoman dalam perencanaannya. Sasaran kinerja terdiri atas kejadian gempa rencana yang ditentukan (earthquake hazard) dan taraf kerusakan yang diijinkan atau level kinerja (performance level) dari bangunan terhadap kejadian gempa tersebut. Menurut FEMA (1997) yang menjadi acuan klasik untuk perencanaan berbasis kinerja adalah level kinerja bangunan yang terdiri atas : 1. Operational Level Tidak terjadi kerusakan struktural maupun non struktural pada bangunan. Kemungkinan terjadi sedikit kerusakan utilitas pada bangunan dan beberapa sistem yang tidak terlalu penting tidak berfungsi. Bangunan memiliki risiko 23

yang sangat rendah terhadap keselamatan jiwa. Bangunan yang berada di lokasi dengan tingkat gempa rendah harus dapat memenuhi atau melampaui level ini. 2. Immediate Occupancy Level Bangunan yang memiliki level kinerja ini diharapkan untuk meminimalisir atau tidak ada kerusakan yang terjadi pada elemen struktur dan hanya terjadi kerusakan ringan pada elemen non struktur. Setelah terjadi gempa bangunan dapat langsung difungsikan kembali (reoccupy) tetapi tetap memerlukan beberapa perbaikan, pembersihan dan menunggu pemulihan layanan utilitas. Bangunan ini memiliki risiko terhadap keselamatan jiwa yang sangat rendah. 3. Life Safety Pada level kinerja ini, terjadi kerusakan pada elemen struktural dan non struktural sehingga diperlukan perbaikan sebelum bangunan dapat difungsikan kembali. Walaupun terjadi kerusakan pada beberapa elemen struktur, tetapi keselamatan penghuni gedung tetap terjamin. 4. Collapse Prevention Bangunan yang berada pada level kinerja ini dapat menimbulkan bahaya yang signifikan terhadap keselamatan jiwa penghuni akibat adanya kegagalan komponen non struktural tetapi karena bangunan tidak langsung runtuh maka kerugian yang besar dapat dihindari. Tabel 2.7 Level kinerja bangunan

Sumber : FEMA 273 (1997)

24

Tabel 2.8 Level kinerja struktur

Sumber : FEMA 273 (1997)

Berdasarkan Tabel 2.8, level kinerja struktur dapat ditentukan dengan menghitung roof drift ratio pada saat target perpindahan tercapai. Roof drift ratio adalah perbandingan antara perpindahan yang terjadi pada atap dengan tinggi total bangunan (ATC 40, 1996). Besarnya perpindahan atap (roof drift) dapat diperoleh setelah melakukan analisis statik nonlinear pushover pada model struktur. Penentuan nilai roof drift ratio dapat dilihat pada Gambar 2.11.

Gambar 2.11 Roof drift ratio pada struktur Sumber : ATC 40 (1996)

25

2.12 Analisis Statik Nonlinear Pushover Analisis statik nonlinear pushover merupakan prosedur khusus yang digunakan untuk mendesain struktur berbasis kinerja di bawah pengaruh beban seismik (CSI, 2013). Menurut Dewobroto (2005) analisis pushover dilakukan dengan memberikan suatu pola beban lateral statik pada struktur, yang kemudian secara bertahap ditingkatkan dengan faktor pengali, sampai satu target perpindahan lateral dari suatu titik acuan tercapai. Biasanya titik tersebut adalah titik pada atap, atau lebih tepat lagi adalah pusat massa atap. Analisis pushover akan menghasilkan sebuah grafik/kurva yang menggambarkan hubungan gaya geser dasar (V) dengan perpindahan yang terjadi pada titik kontrol (δ). Kurva kapasitas akan memperlihatkan suatu kondisi linier sebelum mencapai kondisi leleh dan selanjutnya berperilaku non-linier. Tujuan analisis pushover adalah untuk memperkirakan gaya maksimum dan deformasi yang terjadi serta untuk memperoleh informasi bagian kritis dari elemen struktur. Selanjutnya dapat diidentifikasi bagian-bagian yang memerlukan perhatian khusus untuk pendetailan atau stabilitasnya. Cukup banyak studi menunjukkan bahwa analisis statik pushover dapat memberikan hasil mencukupi (ketika dibandingkan dengan hasil analisis dinamik nonlinier) untuk bangunan regular dan tidak tinggi. Analisis pushover dapat digunakan sebagai alat bantu untuk perencanaan tahan gempa, asalkan menyesuaikan dengan keterbatasan yang ada, yaitu : 1. Hasil analisis pushover masih berupa suatu pendekatan, karena bagaimanapun perilaku gempa yang sebenarnya adalah bersifat bolak-balik melalui suatu siklus tertentu, sedangkan sifat pembebanan pada analisis pushover adalah statik monotonik. 2. Pemilihan pola beban lateral yang digunakan dalam analisis adalah sangat penting. 3. Untuk membuat model analisis nonlinear akan lebih rumit dibanding model analisis linear. Model tersebut harus memperhitungkan karakteristik inelastik beban-deformasi dari elemen-elemen yang penting dan efek P-Δ. Analisis pushover dilakukan dengan memberikan beban lateral pada pola tertentu sebagai simulasi beban gempa, dan harus diberikan bersama-sama dengan pengaruh kombinasi beban mati dan tidak kurang dari 25% dari beban hidup yang

26

disyaratkan, selanjutnya beban tersebut harus diberikan secara bertahap dalam satu arah (monotonik). Pada proses pushover, struktur didorong sampai mengalami leleh di satu atau lebih lokasi di struktur tersebut. Urutan terjadinya leleh ini berkaitan dengan urutan terbentuknya sendi plastis pada masing-masing elemen struktur. Sendi plastis akan terus bermunculan hingga batas deformasi pada struktur tercapai. Secara umum, tahapan dari analisis statik non linear pushover adalah sebagai berikut (Dewobroto, 2005) : 1. Menentukan titik kontrol untuk memantau besarnya perpindahan yang terjadi pada struktur yang akan digunakan untuk menyusun kurva pushover. 2. Membuat kurva pushover berdasarkan berbagai macam pola distribusi gaya lateral terutama yang ekivalen dengan distribusi dari gaya inersia, sehingga diharapkan deformasi yang terjadi hampir sama atau mendekati deformasi yang terjadi akibat gempa. Oleh karena sifat gempa adalah tidak pasti, maka perlu dibuat beberapa pola pembebanan lateral yang berbeda untuk mendapatkan kondisi yang paling menentukan. Bentuk kurva pushover ditunjukkan pada Gambar 2.12.

Gambar 2.12 Kurva pushover Sumber : Dewobroto (2005)

3. Estimasi besarnya perpindahan lateral saat gempa rencana (target perpindahan). Titik kontrol didorong sampai batas perpindahan tersebut, yang mencerminkan perpindahan maksimum yang diakibatkan oleh intensitas gempa rencana yang ditentukan. 4. Mengevaluasi level kinerja struktur ketika titik kontrol tepat berada pada target perpindahan merupakan hal utama dari perencanaan barbasis kinerja. Komponen struktur dan aksi perilakunya dapat dianggap memuaskan jika

27

memenuhi kriteria yang dari awal sudah ditetapkan, baik terhadap persyaratan deformasi maupun kekuatan.

2.12.1 Mekanisme Sendi Plastis Pada analisis pushover, struktur didorong sampai mengalami keruntuhan dengan pola beban lateral tertentu. Menurut Dewobroto (2005) pola beban lateral yang harus diberikan pada model struktur dalam proporsi yang sama dengan distribusi gaya inersia sebidang dengan diafragma lantai, dimana untuk analisis pola pembebanan terdiri atas dua jenis. Berikut ini adalah pola pembebanan yang dapat digunakan : 1. Distribusi gaya lateral yang diberikan adalah sama dengan pola ragam fundamental pada arah yang ditinjau, jika sedikitnya 75% massa dapat diantisipasi pada ragam tersebut. 2. Besarnya pola distribusi gaya lateral yang kedua adalah proporsional dengan total massa tiap lantai. Pola ini berbentuk beban merata sepanjang tinggi lantai. Pola keruntuhan menunjukkan tahapan terjadinya sendi plastis pada elemen-elemen struktur seperti pada balok, breising, dan kolom. Pada struktur rangka pemikul momen, sendi plastis hanya diperbolehkan terjadi pada balok (mekanisme balok) dan ujung bawah kolom lantai dasar atau ujung kolom atas lantai teratas. Oleh karena itu, perlu diterapkan konsep “strong column weak beam” agar dipastikan terjadinya sendi plastis hanya pada elemen balok saja (mekanisme balok). Khusus pada model SRBE diharapkan terjadinya sendi plastis dan keruntuhan terlebih dahulu pada elemen balok link. Adapun keterangan mengenai karakteristik sendi plastis ditampilkan pada Gambar 2.13.

Gambar 2.13 Grafik hubungan gaya vs perpindahan Sumber : CSI (2013)

28

Kurva diatas menunjukkan hubungan gaya – perpindahan yang bergerak dari titik A – B – C – D –E. Titik tersebut merepresentasikan karakteristik sendi plastis yang timbul pada elemen struktur. Titik A adalah titik awal, titik B menandakan leleh pertama, C menandakan kapasitas ultimate, D adalah kekuatan sisa (residual strength), dan E menandakan elemen struktur tersebut telah mengalami keruntuhan (failure). Level kinerja struktur (IO, LS, dan CP) terletak di antara sendi plastis leleh pertama sampai mencapai batas ultimate-nya.

2.12.2 Idealisasi Kurva Pushover Berdasarkan FEMA 356 (2000) hubungan nonlinier antara gaya geser dasar dan perpindahan titik kontrol, dapat diidealisasikan agar mendapatkan kekakuan efektif Ke dan gaya geser dasar saat leleh Vy pada bangunan seperti terlihat pada Gambar 2.14 dan Gambar 2.15.

Gambar 2.14 Kurva pushover (positive post-yield slope) Sumber : FEMA 356 (2000)

Gambar 2.15 Kurva pushover (negative post-yield slope) Sumber : FEMA 356 (2000)

29

Hubungan ini harus membentuk garis bilinier dengan kemiringan awal Ke dan kemiringan pasca leleh berupa sudut α. Kekakuan lateral Ke merupakan nilai secant stiffness yang dihitung dari gaya geser dasar yang mempunyai nilai sama dengan 60% kuat leleh efektif stuktur. Nilai kekauan elastik Ki didapatkan dari rumus kesetimbangan statik, dengan mengambil gaya geser dasar gempa yang terjadi dan simpangan pada saat struktur masih berperilaku elastis, bisa juga nilai tersebut diambil melalui kurva pushover yang sudah ada pada tiap-tiap model. Sedangkan kemiringan pasca leleh α, penentuan titik awalnya merupakan perpotongan garis Ke dengan Vy kemudian penentuan titik garis yang melewati kurva pushover aktual dan berhenti pada target perpindahan yang telah ditentukan. Kekuatan geser efektif tidak boleh diambil lebih dari gaya geser maksimum pada kurva.

2.13 Target Perpindahan Target perpindahan (δt) merupakan perpindahan maksimum yang terjadi pada struktur pada saat dibebani gempa rencana. Untuk mendapatkan perilaku struktur pasca keruntuhan maka perlu dibuat analisis pushover untuk membuat kurva hubungan gaya geser dasar dan perpindahan lateral titik kontrol sampai minimal 150% dari target perpidahan. Permintaan membuat kurva pushover sampai minimal 150% target perpindahan adalah agar dapat dilihat perilaku strukur yang melebihi kondisi rencananya. Perencana harus memahami bahwa target perpindahan hanya merupakan rata-rata nilai dari beban gempa rencana. Perkiraan target perpindahan menjadi kurang benar untuk bangunan yang mempunyai kekuatan lebih rendah dari spektrum elastis rencana (Dewobroto, 2005). Cara yang dapat digunakan untuk menentukan target perpindahan adalah prosedur statik nonlinear (ASCE 41-13 NSP) dan metode spektrum kapasitas (FEMA 440 EL).

2.13.1 Prosedur Statik Nonlinear (ASCE 41-13 NSP) Salah satu metode yang dapat digunakan untuk menentukan target perpindahan adalah menggunakan metode koefisien perpindahan dari ASCE 41-13 untuk prosedur statik non-linear. Penyelesaian dilakukan dengan memodifikasi respons elastis linier dari sistem SDOF ekivalen dengan faktor koefisien C0, C1, dan

30

C2 sehingga diperoleh perpindahan global maksimum (elastis dan inelastis) yang disebut target perpindahan. Proses dimulai dengan menetapkan waktu getar efektif (T e) yang memperhitungkan kondisi inelastis bangunan dan mencerminkan kekakuan linier dari sistem SDOF ekivalen. Jika diplotkan pada spektrum respons elastis akan menunjukkan percepatan gerakan tanah pada saat gempa yaitu akselerasi puncak (Sa) versus waktu getar (T). Redaman yang digunakan selalu 5% yang mewakili level yang diharapkan terjadi pada struktur yang mempunyai respons pada daerah elastis. Puncak perpindahan spektra elastis (Sd) berhubungan langsung dengan akselerasi spektra (Sa) dengan hubungan berikut: 𝑆𝑑 = (

𝑇𝑒 2 4𝜋2

𝑆𝑎)

(2.35)

Selanjutnya target perpindahan pada titik kontrol (δt) ditentukan sebagai berikut (ASCE, 2013) : 𝑇𝑒 2

𝛿𝑡 = 𝐶0 . 𝐶1 . 𝐶2 . 𝑆𝑎 (4𝜋2 ) 𝑔

(2.36)

Dimana : Te

: waktu getar alami efektif yang memperhitungkan kondisi elastik.

C0

: faktor modifikasi yang menghubungkan nilai spektral perpindahan ekivalen struktur Single Degree of Freedom (SDOF) dengan perpindahan pada atap dari struktur Multi Degree of Freedom (MDOF) berdasarkan Tabel 7-5 ASCE 41-13.

C1

: faktor modifikasi yang menghubungkan perpindahan inelastik maksimum dengan perpindahan yang dihitung dari respon elastik linier. C1 = 1,0 untuk T > 1,0 detik C1 = 1 +

α

𝜇𝑠𝑡𝑟𝑒𝑛𝑔𝑡ℎ−1 𝛼𝑇𝑒 2

untuk T < 0,2 detik

(2.37a) (2.37b)

: faktor kelas situs α = 130, untuk kelas situs A atau B

(2.38a)

α = 90, untuk kelas situs C

(2.38b)

α = 60, untuk kelas situs D, E atau F

(2.38c)

μstrength : rasio elastik antara kekuatan perlu dengan kekuatan leleh. 𝜇𝑠𝑡𝑟𝑒𝑛𝑔𝑡ℎ =

𝑆𝑎 𝑉𝑦⁄ . 𝐶𝑚 𝑊

(2.39)

31

C2

: koefisien untuk memperhitungkan efek “pinching” dari hubungan beban deformasi akibat degradasi kekakuan dan kekuatan. C2 = 1,0, untuk T > 0,7 detik 1

C2 = 1 + 800 ( Ts

𝜇𝑠𝑡𝑟𝑒𝑛𝑔𝑡ℎ −1 2 𝑇𝑒

) , untuk T ≤ 0,7 detik

(2.40a) (2.40b)

: waktu getar karakteristik yang diperoleh dari kurva respons spektrum pada titik dimana terdapat transisi bagian akselerasi konstan ke bagian kecepatan konstan.

Sa

: akselerasi respons spektrum yang berkesesuaian dengan waktu getar alami efektif pada arah yang ditinjau.

Vy

: gaya geser dasar pada saat leleh, dari idealisasi kurva pushover menjadi bilinier

W

: berat seismik efektif struktur

Cm

: faktor massa efektif yang diambil dari Tabel 7-4 ASCE 41-13.

g

: percepatan gravitasi

2.13.2 Metode Spektrum Kapasitas (FEMA 440 EL) Metode spektrum kapasitas (capacity spectrum method) menggambarkan hubungan dua kurva yang disebut spektrum, yaitu spektrum kapasitas (capacity spectrum) dan demand spectrum. Spektrum kapasitas menggambarkan kapasitas struktur yang berupa hubungan gaya dorong total atau gaya geser dasar (base shear) dengan perpindahan lateral struktur pada titik kontrol. Demand spectrum menggambarkan besarnya tuntutan kinerja (demand) akibat gempa dengan periode ulang tertentu. Spektrum kapasitas diperoleh dari kurva kapasitas hasil analisis statik nonlinear pushover, tetapi kurva kapasitas harus diubah dengan cara tertentu agar mempunyai satuan yang sama dengan spektrum demand. Hal ini perlu dilakukan karena kurva kapasitas merupakan hubungan antara gaya dorong total dan perpindahan dari struktur Mutli Degree of Freedom System (MDOF), sedangkan spektrum demand dibuat untuk struktur Single Degree of Freedom System (SDOF). Spektrum kapasitas dan spektrum demand diplotkan ke dalam sebuah kurva dengan format spektral percepatan (Sa) dan spektral perpindahan (Sd) yang disebut

32

Acceleration-Displacement Respon Spectrum (ADRS). Grafik ADRS ditunjukkan pada Gambar 2.16.

Gambar 2.16 Kurva ADRS Sumber : FEMA 440 (2005)

Berdasarkan FEMA 440 (2005) ada tiga prosedur yang digunakan dalam penentuan titik kinerja (performance point) dengan menggunakan metode spektrum kapasitas, yaitu : 1. Prosedur A (Direct Iteration) : Pada prosedur ini dilakukan iterasi langsung untuk memperoleh titik kinerja. Spektrum demand ADRS yang dihasilkan tidak dimodifikasi untuk menghasilkan perpotongan dengan spektrum kapasitas. Penentuan titik kinerja berdasarkan prosedur ini dapat dilihat pada Gambar 2.17.

Gambar 2.17 Penentuan titik kinerja dengan prosedur A Sumber : FEMA 440 (2005)

33

2. Prosedur B (Intersection with MADRS) : Pada prosedur ini, titik kinerja didefinisikan sebagai titik perpotongan antara spektrum kapasitas dengan spektrum demand ADRS termodifikasi (MADRS). Spektrum demand MADRS dihasilkan dengan memodifikasi nilai effective damping spektrum ADRS. Penentuan titik kinerja berdasarkan prosedur B ditunjukkan pada Gambar 2.18.

Gambar 2.18 Penentuan titik kinerja dengan prosedur B Sumber : FEMA 440 (2005)

3. Prosedur C (MADRS Locus of Possible Performance Points) : Pendekatan ini menggunakan respon spektrum percepatan termodifikasi untuk beberapa asumsi penyelesaian dan daktilitas yang sesuai untuk menghasilkan titik kinerja yang mungkin. Titik kinerja didefinisikan sebagai titik yang tepat berada antara perpotongan perkiraan titik (locus) dengan spektrum kapasitas. Titik kinerja berdasarkan prosedur C dapat dilihat pada Gambar 2.19.

Gambar 2.19 Penentuan titik kinerja dengan prosedur C Sumber : FEMA 440 (2005)

34

2.14 Penelitian Terkait Dengan Penggunaan Breising Pada Struktur Baja Dalam beberapa tahun terakhir, banyak dilakukan penelitian mengenai penggunaan breising pada struktur baja. Berikut ini adalah beberapa penelitian terkait dengan penggunaan breising pada struktur baja khususnya penggunaan breising konsentrik tipe-X dan breising eksentrik V-terbalik :

2.14.1 Kotabagi et al. (2015) Penelitian yang dilakukan Kotabagi et al. (2015) bertujuan untuk mengetahui pengaruh penggunaan berbagai tipe breising konsentrik terhadap respon struktur akibat beban gempa dan beban angin. Struktur dimodel dan dianalisis dengan software ETABS 2013. Struktur yang ditinjau adalah struktur gedung 10 lantai dengan tinggi tingkat 5 meter pada lantai dasar dan 3 meter untuk lantai diatasnya. Geometri struktur dan hasil analisis dapat dilihat pada Gambar 2.20, Gambar 2.21, dan Gambar 2.22.

V-braced

Inverted V

X-braced

Diagonal 1

Diagonal 2

Gambar 2.20 Model struktur rangka breising konsentrik Sumber : Kotabagi et al. (2015)

Gambar 2.21 Simpangan struktur arah X dan Y akibat beban gempa Sumber : Kotabagi et al. (2015)

35

Gambar 2.22 Simpangan struktur arah X dan Y akibat beban angin Sumber : Kotabagi et al. (2015)

Berdasarkan penelitian ini adapat diketahui bahwa penggunaan breising dapat mengurangi simpangan yang terjadi pada struktur baik itu akibat beban gempa maupun beban angin. Dibandingkan dengan tipe breising lain yang dianalisis pada penelitian ini, breising tipe-X (X-brace) memiliki simpangan terkecil baik itu akibat beban gempa maupun beban angin. Penelitian yang dilakukan Kotabagi et al. (2015) selanjutnya akan dikembangkan lebih lanjut pada tugas akhir ini dengan dengan membandingkan breising konsentrik tipe-X dan breising eksentrik V-terbalik. Perbandingan dilakukan tidak hanya terbatas pada simpangan struktur melainkan juga akan ditinjau perilaku dan kinerja struktur. Struktur yang akan dianalisis berupa gedung perkantoran dengan denah simetris dan akan dianalisis dengan software ETABS 2015.

2.14.2 Kalibhat et al. (2014) Kalibhat et al. (2014) melakukan penelitian mengenai pengaruh penambahan breising konsentrik (breising tipe-X dan tipe V-terbalik) terhadap kinerja struktur portal baja dengan menggunakan software ETABS 9.7.2. Pada penelitian ini struktur yang ditinjau adalah portal baja 2D satu bentang dengan panjang bentang 5 meter dengan tinggi tingkat 3 meter. Struktur yang dianalisis terdiri atas portal 3 lantai, 5 lantai, 7 lantai, dan 10 lantai. Portal yang dianalisis dapat dilihat pada Gambar 2.23.

36

Gambar 2.23 Model struktur 3 lantai dan 5 lantai Sumber : Kalibhat et al. (2014)

Untuk mengetahui kinerja dari masing-masing model struktur, maka dilakukan analisis pushover terhadap semua model struktur. Hasil analisis pushover dari masing-masing model struktur ditunjukkan pada Gambar 2.24. 3 story

5 story

7 story

10 story

Gambar 2.24 Grafik perbandingan simpangan vs gaya geser dasar Sumber : Kalibhat et al. (2014)

Berdasarkan hasil penelitian ini dapat diketahui bahwa penambahan breising pada struktur dapat meningkatkan kemampuan struktur dalam memikul beban gempa dan meningkatkan kekakuan struktur, dimana dalam hal ini breising konsentrik tipe-X memiliki kemampuan yang lebih baik dibandingkan dengan breising konsentrik tipe V-terbalik. Besarnya gaya gempa (gaya geser dasar) dan

37

simpangan atap dari masing-masing tipe breising dapat dilihat pada Tabel 2.9 dan Tabel 2.10. Tabel 2.9 Gaya geser dasar masing-masing model struktur

Sumber : Kalibhat et al. (2014)

Tabel 2.10 Simpangan atap (RD) masing-masing model struktur

Sumber : Kalibhat et al. (2014)

Pada tugas akhir ini akan dilakukan pengembangan terhadap hasil penelitian yang dilakukan Kalibhat et al. (2014) dengan melakukan analisis terhadap struktur baja dengan breising konsentrik tipe-X dan breising eksentrik V-terbalik. Pada tugas akhir ini akan dibahas mengenai pebandingan perilaku dan kinerja dari struktur baja dengan breising tersebut. Model struktur dibuat dalam bentuk 3D pada software ETABS 2015, dimana model struktur diasumsikan sebagai gedung perkantoran yang terletak pada tanah lunak (SE).

2.14.3 Tafheem and Khusru (2013) Penelitian yang dilakukan oleh Tafheem and Khusru (2013) bertujuan untuk membandingkan respon struktur terhadap beban gempa dan beban angin pada struktur baja dengan breising konsentrik tipe-X dan breising eksentrik tipe-V. Struktur yang ditinjau adalah struktur baja 6 lantai dengan dimensi struktur 30 ft x 75 ft dan tinggi tingkat adalah 10 ft. Struktur dimodel dan dianalisis menggunakan software ETABS 9.6.0. Geometri struktur dan hasil analisis dari penelitian ini adalah seperti pada Gambar 2.23 dan Gambar 2.24.

38

Gambar 2.25 Portal arah X model struktur breising tipe-X dan tipe-V Sumber : Tafheem and Khusru (2013)

Gambar 2.26 Grafik simpangan struktur arah Y dan arah X Sumber : Tafheem and Khusru (2013)

Berdasarkan hasil penelitian ini, dapat diketahui bahwa penggunaan breising dapat mengurangi simpangan pada struktur baik akibat beban angin maupun beban gempa. Breising konsentrik tipe-X memiliki kekakuan yang lebih tinggi dibandingkan dengan breising eksentrik tipe-V dimana breising konsentrik tipe-X mengurangi simpangan sebesar 87% sedangkan breising eksentrik tipe-V mengurangi simpangan sebesar 48%. Pada tugas akhir ini akan dilakukan pengembangan terhadap hasil penelitian yang telah dilakukan oleh Tafheem and Khusru (2013) dengan dengan membandingkan breising konsentrik tipe-X dan breising eksentrik V-terbalik. Perbandingan dilakukan tidak hanya terbatas pada simpangan struktur melainkan juga akan ditinjau perilaku dan kinerja struktur. Struktur yang akan dianalisis berupa gedung perkantoran 7 lantai dengan denah simetris yang berukuran 18 m x 18m dan akan dianalisis dengan software ETABS 2015.

39

2.14.4 Sudarsana, dkk. (2015) Penelitian yang dilakukan Sudarsana, dkk. (2015) bertujuan untuk mengetahui perbandingan efisiensi antara struktur baja dengan Sistem Rangka Pemikul Momen Khusus (SRPMK) dan struktur baja dengan Sistem Rangka Bresing Eksentrik (SRBE) pada level kinerja yang sama yaitu Life Safety. Struktur yang ditinjau terdiri atas struktur SRPMK dan SRBE (V-terbalik) 4 lantai, 7 lantai, dan 10 lantai dengan tinggi antar tingkat adalah 4 meter. Struktur difungsikan sebagai gedung perkantoran dengan ukuran denah 30x18 meter. Untuk mengetahui kinerja dari masing-masing model struktur, maka dilakukan analisis pushover terhadap semua model struktur dengan bantuan software SAP 2000 v.15. Portal struktur dan hasil analisis dari masing-masing model struktur ditunjukkan pada Gambar 2.27, Gambar 2.28, dan Gambar 2.29.

Gambar 2.27 Portal struktur SRPMK dan SRBE Sumber : Sudarsana, dkk. (2015)

Struktur 4 Lantai

Struktur 7 Lantai

Struktur 10 Lantai

Gambar 2.28 Grafik pushover masing-masing model struktur Sumber : Sudarsana, dkk. (2015)

40

Gambar 2.29 Grafik perbandingan berat masing-masing model struktur Sumber : Sudarsana, dkk. (2015)

Hasil analisis menunjukkan bahwa SRPMK memiliki nilai berat total material baja yang lebih besar dari SRBE pada level kinerja Life Safety. Pada struktur 4, 7, dan 10 tingkat, SRPMK akan lebih berat berturut-turut sebesar 29,70%, 26,42%, dan 19,68% dibandingkan dengan SRBE. Semakin tinggi tingkat gedung, perbedaan berat struktur semakin berkurang. Disamping itu, SRPMK juga memiliki nilai target perpindahan dan gaya geser seismik yang lebih besar dari SRBE baik pada Arah sumbu X maupun Y pada saat dicapainya level kinerja Life Safety. Penelitian yang dilakukan Sudarsana, dkk. (2015) akan dikembangkan lebih lanjut dengan melakukan perbandingan perilaku dan kinerja struktur rangka baja dengan breising konsentrik tipe-X dan breising eksentrik V-terbalik. Model struktur dibuat dalam bentuk 3D pada software ETABS 2015, dimana model struktur diasumsikan sebagai gedung perkantoran yang terletak pada tanah lunak (SE). Namun pada tugas akhir ini tidak dibahas perbandingan efisiensi penggunaan material baja struktur baja dengan breising konsentrik tipe-X dan breising eksentrik V-terbalik.

2.14.5 Pradhana (2014) Pradhana (2014) melakukan penelitian untuk mengetahui pengaruh variasi L/H terhadap perilaku dan kinerja Struktur Rangka Breising Eksentrik (SRBE) tipe V-terbalik dengan panjang link beam adalah 300 mm. L adalah panjang bentang dan H adalah tinggi tingkat. Struktur ditinjau adalah gedung 10 lantai yang dimodelkan dan dianalisis dengan bantuan software SAP 2000. Model struktur yang

41

dibuat terdiri atas Sistem Rangka Pemikul Momen (SRPM) dengan sambungan kaku, model SRBE dengan L/H bervariasi dari 1,25, 1,50, dan 1,75 dengan sambungan sendi dan SRBE dengan sambungan kaku. Model struktur dan hasil analisis ditunjukkan pada Gambar 2.30 dan Gambar 2.31.

Gambar 2.30 Model struktur SRPM dan SRBE dengan L/H bervariasi Sumber : Pradhana (2014)

Gambar 2.31 Grafik pushover struktur SRPM dan SRBE dengan L/H bervariasi Sumber : Pradhana (2014)

Dari penelitian ini dapat diketahui bahwa struktur SRBE L/H = 1,75 memiliki kekakuan dan kekuatan yang lebih tinggi dibandingkan dengan struktur SRBE dengan variasi L/H yang lainnya. Namun dilihat dari mekanisme terbentuknya sendi plastis struktur SRBE L/H = 1,75 tidak menunjukkan mekanisme keruntuhan yang baik, dimana sendi plastis terjadi pada kolom lantai dasar bagian atas. Pada variasi L/H yang sama yaitu 1,50, struktur yang 42

menggunakan sambungan kaku pada hubungan balok kolom memiliki kekakuan dan kekuatan yang lebih tinggi dibandingkan dengan struktur dengan sambungan sendi. Pada tugas akhir ini akan dilakukan pengembangan terhadap hasil penelitian yang dilakukan Pradhana (2014). Pada tugas akhir ini akan dibahas mengenai perbandingan perilaku yang terdiri atas simpangan, kekakuan, kekuatan, dan daktilitas serta kinerja struktur rangka baja dengan breising konsentrik tipe-X dan breising eksentrik V-terbalik pada nilai L/H 1,50. Model struktur diasumsikan sebagai gedung perkantoran 7 lantai yang berada pada kondisi tanah lunak (SE) dan dianalisis dengan software ETABS 2015. Sambungan balok kolom pada model diasumsikan sebagai sambungan momen.

2.14.6 Tama (2013) Tama (2013) melakukan penelitian untuk mengetahui kinerja struktur baja dengan Sistem Rangka Breising Eksentrik (SRBE) tipe V-terbalik dengan panjang link (e) yang bervariasi. Struktur yang ditinjau adalah struktur gedung 10 lantai dengan dengan tinggi antar tingkat adalah 4 meter dan panjang bentang balok pada arah X maupun Y adalah 6 m. Struktur dimodelkan dan dianalisis dengan bantuan software SAP 2000. Model struktur terdiri atas Sistem Rangka Pemikul Momen (SRPM) sebagai acuan, model SRBE dengan panjang link 500 mm, 400 mm, dan 300 mm serta model dengan panjang link 0 mm atau model Sistem Rangka Breising Konsentrik (SRBK). Untuk mengetahui kinerja dari masing-masing model struktur, maka dilakukan analisis pushover terhadap semua model struktur. Model struktur dan hasil analisis pushover dapat dilihat pada Gambar 2.32 dan Gambar 2.33.

Gambar 2.32 Model struktur SRPM, SRBE, dan SRBK Sumber : Tama (2013)

43

Gambar 2.33 Grafik pushover struktur SRPM dan SRBE dengan e bervariasi Sumber : Tama (2013)

Penelitian yang dilakukan pada tugas akhir ini menggunakan penelitian yang telah dilakukan Tama (2013) sebagai salah satu acuan, dimana diperoleh bahwa model SRBE memiliki kinerja yang terbaik dengan panjang link 300 mm pada perbandingan nilai L/H adalah 1,50. Hal ini dilihat dari pola keruntuhan dimana kelelehan pertama terjadi pada link dan jumlah terjadinya sendi plastis pada level E paling sedikit. Selanjutnya pada tugas akhir ini dilakukan pengembangan dengan membandingkan perilaku dan kinerja struktur rangka baja dengan breising eksentrik V-terbalik dan struktur baja dengan breising konsentrik tipe-X. Model struktur diasumsikan sebagai gedung perkantoran 7 lantai yang berada pada kondisi tanah lunak (SE) dan dianalisis dengan software ETABS 2015. Sambungan balok kolom pada model diasumsikan sebagai sambungan momen.

44