Maureen Shinta Devi Page 1

PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR

Abstrak Pelabuhan Sambaratta di Berau Kalimantan Timur pada umumnya dan dermaga curah batu bara serta lapangan penumpukannya pada khususnya memiliki peran strategis dalam arus lalu lintas transportasi angkutan laut yang merupakan salah satu moda transportasi angkutan curah batu bara hasil penambangan perusahaan batubara di Berau, Kalimantan Timur. Permintaan terhadap batu bara meningkat dari tahun ke tahun. Hal ini membuat Perusahaan Batubara di Berau ini pun terus meningkatkan produktivitas produksi penambangan batubara demi memenuhi permintaan batubara yang terus meningkat. Sehingga perlu adanya perencanaan dermaga curah batu bara demi memenuhi demand batu bara yang kian meningkat dari tahun ke tahun. Dan juga perlu adnya pembangunan lapangan penumpukan demi mempermudah loading curah batu bara dari area penambangan menuju area transshipment. Berdasarkan konsep Denah Pengembangan Curah Batu Bara pada area Sambratta yang berlokasi di Berau Kalimantan Timur dengan posisi geografis 117°23’09”BT dan 02°09’33,06” LU akan dilaksanakan pembangunan dermaga curah batu bara dengan diperlukan proses pengerukan atau dredging di area sungai Segah serta direncanakan perbaikan tanah dasar pada lapangan penumpukan. Namun permasalahan muncul dalam perencanaan ini. Yaitu kedalaman perairan yang kurang memenuhi untuk kapal dapat bertambat ke dermaga dan kondisi tanah yang kurang baik yang mempengaruhi stabilitas tanah dasar dalam menerima beban timbunan batubara dengan tinggi lebih dari 10 meter. Sehingga diperlukan perencanaan yang tepat dengan mengatasi permasalahan demi terlaksananya pengembangan dermaga dan pembangunan lapangan penumpukan agar tidak terjadi kegagalan struktur yang berakibat fatal. Adapun tujuan dari perencanaan ini adalah untuk mendapatkan desain struktur Dermaga Curah Batu Bara dan perbaikan tanah dasar Lapangan Penumpukan di Pelabuhan Sambaratta yang kuat stabil, stabil, ekonomis agar perdagangan dan industri dapat berjalan aman, nyaman, lancar, cepat, efektif dan efisien. Kata Kunci : Breasting Dolphin, Mooring Dolphin, Radial Loading Coal, Dredging, Lapangan Penumpukan, Berau. lapangan penumpukan yang berlokasi di BAB I Pelabuhan Batubara Berau, Kalimantan PENDAHULUAN Tambara, Kecamatan Gunung Tabur, Kabupaten 1.1. Latar Belakang Berau, Provinsi Kalimantan timur dengan lokasi Indonesia merupakan penghasil batubara geografis 117°23’25,5”BT dan 02°09’37,5” LU. nomor delapan di dunia. Bahkan 75% dari total (Gambar1.1. – Gambar 1.2.). produksi batubara diekspor. Adapun negaraPerencanaan dermaga pada Pelabuhan negara yang menjadi tujuan utama ekspor Sambaratta ini direncanakan dapat ditambati batubara lokal, yaitu Jepang, Taiwan, Korea kapal kapal tongkang pengangkut batubara (bulk Selatan dan Eropa. Total sumber daya batubara coal barge) dengan kapasitas standar 5000 di Indonesia mencapai 105 miliar ton, dimana DWT, dan akan dibangun lapangan cadangan batubara diperkirakan 21 miliar ton penumpukan curah batubara sebagai stockyard (Saleh,2005). Dan Kalimantan Timur batubara hasil penambangan area sambaratta. merupakan salah satu lokasi tambang batubara Karena jarak area penambangan dengan utama di Indonesia selain Sumatera Selatan dan transhipment ±100 km maka dibutuhkan Kalimantan Selatan. perencanaan dermaga untuk dapat ditambati oleh Berdasarkan konsep Master Plan Pelabuhan kapal pengangkut batubara dan loading angkutan Sambarata milik Perusahaan Batubara di Berau batubara berjalan lancar dengan adanya Kalimantana Timur akan dilakukan lapangan penumpukan curah batubara. Selain itu pembangunan dermaga curah batubara dan kedalaman perairan juga akan diperdalam guna

Maureen Shinta Devi 3108 100 146

Page 1


memenuhi syarat lebih besar dari draft kapal, sehingga perlu diadakannya pengerukan. Dengan dibangunnya dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan curah di Pelabuhan Sambaratta Berau Kalimantan Timur yaitu yang kuat stabil, stabil, dan ekonomis diharapkan dapat dimanfaatkan secara maksimal sesuai dengan fungsinya sehingga arus perdagangan dan industri batubara dapat berjalan aman, nyaman, lancar, cepat, efektif dan efisien.

Gambar 1.1 - Lokasi Area Pertambangan Batubara di Berau Kalimantan Timur (Sumber : Wikipedia, 2011)

Gambar 1.2 - Kondisi Eksisting Dermaga Pelabuhan Sambaratta (Sumber : Google Earth, 2011)

1.2. Permasalahan Permasalahan pada ”Perencanaan Dermaga Curah Batubara dan Lapangan Penumpukan” ini meliputi : 1. Diperlukan perencanaan struktur dermaga yang mampu menahan kombinasi pembebanan yang bekerja pada dermaga. 2. Kondisi kedalaman Sungai Segah yang belum dapat memenuhi kebutuhan kedalaman fasilitas dermaga seperti kolam putar dan alur masuk, sehingga perlu dilakukan pengerukan.


3.

Stabilitas tanah dasar lapangan penumpukan batubara dalam menahan beban timbunan hasil penambangan batubara.

1.3. Tujuan Tujuan dari penulisan Tugas Akhir ini meliputi : 1. Evaluasi layout perairan dan daratan. 2. Merencanakan detail struktur dermaga curah batubara di Pelabuhan Sambaratta di Berau Kalimantan Timur. (Struktur breasting dan mooring dolphin, serta struktur RLC). 3. Merencanakan perbaikan tanah dasar di lapangan penumpukan curah batubara di Pelabuhan Sambaratta di Berau Kalimantan Timur. 4. Merencanakan pekerjaan pengerukan dan pembangunan dermaga curah batubara beserta lapangan penumpukannya. 5. Menyusun anggaran biaya untuk pelaksanaan pembangunan dermaga, pekerjaaan pengerukan, dan perbaikan tanah dasar lapangan penumpukan. 1.4. Batasan Masalah Batasan dari penulisan Tugas Akhir ini adalah : 1. Data yang digunakan dalam perencanaan ini merupakan data sekunder 2. Tidak memperhitungkan sedimentasi. 3. Perencanaan Detail Teknis Perencanaan Dermaga hanya dilakukan pada struktur open pier saja seperti breasting dan mooring dolphin serta struktur Radial Loading Coal.

BAB II TINJAUAN PUSTAKA Untuk menyelesaikan perencanaan ini, terdapat beberapa beberapa tinjauan pustaka yang berupa dasar-dasar teori yang digunakan dalam perencanaan dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan di Berau Kalimantan Timur.

BAB III METODOLOGI PENULISAN Untuk menyelesaikan perencanaan ini, terdapat beberapa langkah yang harus dikerjakan. Berikut ini adalah diagram alir dalam perencanaan dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan di Berau Kalimantan Timur.

Page 2


4.2.2 Data Angin Kecepatan angin yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini dapat diwakilkan oleh stasiun Tanjung Redeb Kalimantan Timur yang ditampilkan pada Tabel 4.1 yang diambil oleh Dinas Perhubungan Provinsi Kalimantan Timur Tabel 4.1 – Tabel Suhu Udara, Kelembaban, Kecepatan Angin, dan Jumlah curah rata-rata menurut stasiun di Provinsi Kalimantan Timur Tahun 2001

Gambar 3.1. Diagram Alir

BAB IV ANALISIS DATA 4.1 Umum 4.2 Data-data yang Dianalisis 4.2.1 Data Pasang Surut Dari hasil pengamatan didapatkan bahwa perilaku pasang surut pada daerah Dermaga Curah Batubara di Berau Kalimantan Timur adalah tipe pasang surut setengah harian ganda (semi diurnal). Dari grafik pasang surut dan pembacaan Peal Schaal digambarkan pada Gambar 4.2–4.3 didapat data sebagai berikut :  Beda pasang surut sebesar 1.6 m  Elevasi HWS ( High Water Spring) pada + 1.60 mLWS  Elevasi MSL (Mean Sea Level) pada +0.80 mLWS  Elevasi LWS (Low Water Spring) pada ± 0.00 Mlws

Gambar 4.2 – Grafik Pasang Surut


Berdasar tabel tersebut, kecepatan angin yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini adalah 4,52 knots. 4.2.3 Data Arus Kecepatan arus yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini dapat dikorelasikan dari data angin sesuai Tabel 4.2 dibawah ini. Tabel 4.2 – Tabel klasifikasi resiko dan kesimpulan ERS (Emergency Release System)

Berdasar tabel tersebut, kecepatan arus yang terjadi pada dermaga curah batubara di Berau ini adalah kurang dari 1 knots. 4.2.4 Data Bathimetri Data bathymetri diperoleh dari survey yang dilakukan oleh Laboratorium Perhubungan Institut Teknolog Sepuluh Nopember pada tahun 2011 seluas 20 Ha. Dari data yang didapat terlihat bahwa daerah survei ini lokasinya menghadap selatan, merupakan perairan dangkal dan pinggir sungainya landai kecuali di dermaga dimanan kedalamannya terjal hingga kedalaman 18.00 meter dengan kontur sejajar sungai dan bervariasi. Peta bathymetri secara keseluruhan dapat dilihat pada Gambar 4.4.

Page 3


4.2.5 Data Topografi Berdasar hasil pemetaan Topografi seluas + 0.6 Ha. Dari hasil survey yang dilakukan oleh Laboratorium Perhubungan Institut Teknologi Sepuluh Nopember pada tahun 2011, dapat kita ketahui gambaran situasi ketinggian daerah survey yang menyangkut sarana dan fasilitas pelabuhan milik Perusahaan Batubara di Berau Kalimantan Timur ini seperti lapangan penumpukan, gedung kesyahbandaran, bea cukai, dll yang digambarkan pada Gambar 4.4. -3.00 -2.00

-2.00 -3.00 -4.00 -4.00

-4.00

1.00 1.50

0.50

-1.00 -0.00

BM1 X = 543.332,000 Y = 239.084,000 Z = 2.316 BM2 Y = 543.182,518 X = 239.070,783 Z = 1.623 2.00 2.50

2.00

2.00 2.50 2.50 2.00

-4.00

-0.00

2.00 2.50

2.00

2.50 3.00

3.50 air

3.00

air

2.50 0.50

2.00

air

1.00 1.50

setapak

2.50

2.00 3.00

3.50 3.00 3.00 3.00

2.50

jalan

3.00

Tabel 4.6– Spesifikasi bulk coal barge Kelas LOA

ABS, A1, Barge 73,15 m

Breadth

21,95 m

Depth Max Draft GRT DWT

5,26 m 4,20 m 2139 ton 5000 ton

-1.00

4.4 Data Alat Pada struktur dermaga terdapat alat yang menyalurkan batubara dari lapangan penumpukan untuk loading ke kapal tongkang yang berjalan di atas lintasan conveyor (RLC).

-0.00

BAB V EVALUASI LAYOUT PEAIRAN

-0.00

-15.00

-14.00

-16.00

-18.0 0

-17.00

-1.00

0 -13.0

0 -10.0

-0.00 -1.00 -2.00 -3.00 -4.00 -5.00 -6.00 -7.00 -8.00 -9.00 -10.00 -11.00 -12.00

0 -12.0 0 -13.0 -14.00

0 -14.0

-13.00

-13.00

-15.00

-2.00

-13.00

-3.00

-4.00 -5.00 -6.00 -7.00 -8.00

-12.00

-9.00

-11.00

-10.00

-9.00 -9.00

-8.00

-8.00

-7.00

-6.00

-5.00

-7.00

-4.00 -3.00

-0.00

-2.00

-1.00 -6.00 -5.00 0 0 -4.0 -3.0 0 -2.0

-1.00

Gambar 4.4 – Peta Bathymetri dan Topografi 4.2.6 Data Tanah Dasar Data tanah dasar dalam perencanaan dernaga curah batubara dan lapangan penumpukan ini terdiri dari dua bagian, yaitu: data lapangan dan data laboratorium. Soil investigation yang dilakukan di lapangan dan yang dipakai dalam perencanaan ini adalah Boring dan SPT (Standard Penetration Test). 4.3 Data Kapal Kapal yang mampu bertambat pada dermaga curah batubara milik Perusahaan Batubara di Berau Kalimantan Timur ini adalah kapal tongkang pengangkut batubara (bulk coal barge) yang berkapasitas 5000 DWT. Adapun spesifikasi kapal tersebut dapat dilihat pada Tabel 4.6.

Gambar.


5.1 Umum 5.2 Kondisi Eksisting Hasil analisis kondisi eksisting ini ditabelkan pada Tabel 5.1. Dari kondisi eksisting ini perlu kita evaluasi apakah fasilitasfasilitas perairan yang dibutuhkan dermaga ini sudah memenuhi. Seperti apakah lebar perairan dengan kedalaman nominal yang dibutuhkan kapal sudah memenuhi semua fasilitas perairan yang dibutuhkan. Apakah perlu adanya penambahan lebar perairan yang berarti perlu juga adanya penambahan kedalaman yang akan dilakukan dengan cara dredging atau pengerukan. .Adapun fasilitas perairan yang dibutuhkan dermaga curah ini adalah alur masuk, kolam putar, kolam dermaga, serta kedalaman dan pengaruh perairan sekitarnya. Tabel 5.1. Kondisi Eksisting

Kondisi Eksisting

Dimensi

Keterangan

Kedalaman d = -5.00 Lebar Perairan mLWS sungai yang Sungai Lebar L = 205,7 dapat dilalui kapal Segah Maksimum m Lebar L = 137,18 pengangkut batubara Minimun m Kelandaian Arah Utara Kemiringan Curam Perairan (Depan 1:0,935 Sungai Dermaga) Segah dengan Arah Kemiringan Landai d = -5.00 Selatan 1:35,1025 mLWS

Page 4


R = 4 x 73,15 R = 292,6 m ~ 295 m

5.3 Kebutuhan Failitas Perairan 5.3.1 Alur Masuk (Entrance Channel) Berikut parameter yang diperlukan dalam menentukan alur masuk, diantaranya : a) Kedalaman Nominal Alur Masuk (Entrance channel) Kedalaman minimum yang diperlukan adalah: D = 1.15 Draft Maksimum Kapal D = 1.15 x 4.20 m D = 4.83 m ~ 5.00 m < -15.00 mLWS Jadi kedalaman perairan pada alur masuk yang dibutuhkan kapal pengangkut batubara (bulk coal barge) 5000 DWT dapat melintas di perairan ini adalah -5.00 mLWS. b) Panjang Alur Masuk (Entrance channel) Panjang alur yang ditetapkan : L = 5 x LOA L = 5 x 73.15 m L = 365.75 m ~ 400 m Jadi panjang alur yang dibutuhkan sepanjang 400 m. Panjang alur harus disesuaikan dengan kedalaman nominal yang dibutuhkan kapal ketika memasuki alur masuk.

5.3.2 Kolam Putar (Turning Basin) Kedalaman perairan dapat disamakan dengan alur masuk yaitu -5.00 mLWS. Maka diameter kolam putar yang ditetapkan : Db = 2 x LOA Db = 2 x 73.15 m Db = 146. 3 m ~ 150 m Jadi area kolam putar memiliki kedalaman 5.00 Mlws dengan diameter sebesar 150m.

c) Lebar Alur Masuk (Entrance channel) Lebar alur yang ditetapkan :  Terhadap lebar kapal W=5xB W = 5 x 21.95 m W = 109.75 m ~ 110 m  Terhadap panjang kapal W = 1 x LOA W = 1 x 73.15 m W = 73.15 m ~ 75 m Jadi lebar alur yang dibutuhkan sebesar 75 m.

5.3.3 Kolam Dermaga (Basin) a) Kedalaman Nominal Kolam Dermaga (Basin) Kedalaman minimum yang diperlukan adalah: D = 1.10 Draft Maksimum Kapal D = 1.10 x 4.20 m D = 4.62 m ~ 5.00 m < -15.00 mLWS Jadi kedalaman perairan pada kolam dermaga yang dibutuhkan kapal pengangkut batubara (bulk coal barge) 5000 DWT agar dapat bertambat adalah -5.00 mLWS.

d) Sudut dan Jari-jari Tikungan Alur Masuk (Entrance channel) Pada Gambar 3.1 ditunjukkan bahwa lokasi dermaga pada wilayah Sungai Segah yang terdapat tikungan. Alur masuk ini sebaiknya dibuat mengikuti alur sungai, jadi terdapat tikungan pada alur masuk ini. Bila ada tikungan maka sudut pertemuan dari 2 garis tengah kurva maksimum 30° atau jari-jari tikungan sekitar 4Loa. Maka lebar alur yang ditetapkan :  Terhadap lebar kapal α = 30° R = 4 x LOA

b) Luasan Kolam Dermaga (Basin) Panjang kolam dermaga yang ditetapkan: P = 1.25 x LOA P = 1.25 x 73.15 m P = 91.85 m ~ 100 m Lebar kolam dermaga yang ditetapkan: L = 1.25 x B L = 1.25 x 21.95 m L = 27.4355 m ~ 30 m Jadi luasan kolam dermaga yang dibutuhkan sebesar 3000m2.


R = 295 m

Gambar 5.4 – Sudut dan Jari-Jari Tikungan Alur Masuk

Page 5


5.3.4 Alur Pelayaran Terdapat dua alur pelayaran, yaitu: • Alur pelayaran satu arah Pada alur pelayaran satu arah tidak terdapat simpangan, jadi kebutuhan lebar alur satu jalur : L = (2 x 1,5B) + 1,8B = (2 x 1,5 x 21,95) + (1,8 x 21,95) = 105,36 m Jadi lebar alur pelayaran yang dibutuhkan untuk alur satu lajur adalah 105,36m • Alur pelayaran dua arah Pada alur pelayaran satu arah diperbolehkan adanya simpangan, jadi kebutuhan lebar alur dua jalur : L = (2 x 1,5B) + (2 x 1,8B) + 1,0B = (2 x 1,5 x 21,95) + (2 x 1,8 x 21,95) + (1 x 21,95) = 166,82 m Jadi lebar alur pelayaran yang dibutuhkan untuk alur dua lajur adalah 166,82m Hasil evaluasi layout perairan ini perlu dibandingkan dari kondisi eksisting yang ada Tabel 5.1, dan hasil dari perairan untuk kebutuhan fasilitas perairan dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini dapat dilihat pada Tabel 5.2. dan Gambar 5.6. 2.00 2.50 2.00

2.00 2.50 2.50 2.00

-4.00

-0.00

2.00 2.50

2.00

2.50 3.00

3.50 air

3.00

air

2.50 0.50 air

setapa k

U

1.00 1.50

3.00

2.50

jalan

2.00

3.50 3.00 3.00 3.00

T

A

2.00 2.50 3.00

A R

menghambat alur lalu lintas kapal lain di Sungai Segah ini, maka perlu adanya pengerukan pada: • Alur masuk Karena kedalaman alur masuk ada yang terletak di kedalaman perairan – 3.00mLWS, sedangkan kebutuhan kedalaman perairan untuk kolam putar hingga – 5.00mLWS. • Alur masuk untuk alur pelayaran dua arah Karena lebar alur eksisting terpendek yaitu 137,18 m sedangkan lebar alur pelayaran dua arah adalah 166,82 m. Berdasar analisis sebelumnya didapatkan hasil layout fasilitas kebutuhan dermaga ini yang ditampilkan pada Gambar 5.6. Tabel 5.2 - Hasil perhitungan kebutuhan fasilitas perairan dermaga curah batubara Kebutuhan Fasilitas Perairan Alur Masuk (Entrance Channel) Kolam Putar (Turning Basin)

Kedalaman Perairan

d = -5.00 mLWS

Panjang

P = 400 m

Lebar

L = 75 m

Kedalaman Perairan

Kedalaman Perairan Panjang Lebar

d = -5.00 mLWS Db = 150 m d = -5.00 mLWS P = 100 m L = 30 m

Lebar One Way

L = 105,36 m

Lebar Two Way

L = 166,82 m

Diameter

-1.00

-0.00

Kolam Dermaga (Basin)

-0.00 -1.00

DWT

-16.00

-18. 00 -17.0 0

II E 5000 BARG COAL BULK

= 15

0m

II

-15.00

Db

I

-14.00

III

0 -13.0

0 -0.0 -5.00

0 -10.0

-10.00

0 -12.0 0 -13.0 0 -14.0

-13.00

-14.0 0

III -13.00

-15.00

-13.00

-2.00 -5.00 0 -9.0

w = 75 m

-10.00

0 -9.0 0 -8.0

I

0

-5.0

0

.0 -7

0

.0 -1 0 .0 -6 .00 -1

Gambar 5.6 – Layout Fasilitas Perairan Dermaga Curah Batubara

5.3.5 Evaluasi Layout Dermaga Konstruksi dolphin digunakan pada dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur yang melayani muat curah batubara. Breasting dolphin merupakan dolphin penahan yang dilengkapi dengan adanya fender untuk menerima gaya tubruk dari kapal. Dan bollard untuk menahan gaya tarikan kapal. Karena dengan beroperasinya dermaga curah batubara ini bertujuan untuk tidak


Dimensi

Lalu-lintas perairan pada Sungai Segah

Keterangan Alur masuk menikung sebelum mencapai turning basin dengan R=295m Terletak 5 m di depan kolam dermaga Terletak di depan dermaga Di depan kolam dermaga tidak memungkinkan bila lalu-lintas pelayaran dua arah, karena jarak tepi untuk lebar keamanan tidak memenuhi

5.3.6 Elevasi Struktur Hal – hal yang diketahui untuk menentukan elevasi dolphin adalah: - Pasang surut = 1.60 meter - Kedalaman kolam dermaga = 5 meter Dari data tersebut dapat diketahui elevasi dolphin yaitu antara 0.5m–1.50m, diukur dari HWS. Maka elevasi apron dolphin yang diperlukan :

Page 6


H = HWS + (0.5 – 1.5 m ) H = 1.6 m + (0.5 – 1.5 m ) H = 2.1 – 3.10 m diambil ~ 3.00 meter Jadi tinggi elevasi dolphin yang direncanakan adalah + 3.00 m LWS . (Gambar 5.7) Elevasi Dolphin +3.00 mLWS 0.5 m HWS +1.60 mLWS

2m

0.5 m LWS +0.00 mLWS

Gambar 5.7. Elevasi Breasting Dolphin Curah Batubara Elevasi Dolphin +3.00 mLWS HWS +1.60 mLWS

LWS +0.00 mLWS 4.2

BAB VI KRITERIA DISAIN 6.1 Kriteria Perencanaan 6.1.1 Peraturan yang digunakan Dalam perencanaan ini digunakan beberapa peraturan sebagai dasar dalam perencanaan yaitu:  Standard Criteria for Port and Harbour in Japan  Peraturan Beton Indonesia (PBI) 1971  Perhitungan Lentur Cara “n” (Ir. Wiratman)  SNI 1726-2002 6.1.2 Kualitas Material Berikut ini kualitas material yang digunakan dalam perencanaan dermaga ini, sebagai berikut: a) Mutu Beton Berdasarkan PBI 1971, kualitas material beton struktur dolphin yang akan digunakan pada Dermaga Curah Batubara di Berau, Kalimantan Timur sebagai berikut :  Mutu beton K 350, σ’bk = 350kg/cm2 (PBI 1971 Tabel 4.2.1)  Modulus tekan beton untuk pembebanan tetap Eb = 6400 �𝜎𝜎′𝑏𝑏𝑏𝑏 (PBI 1971 Tabel 11.1.1) = 6400 √350 = 119733,0364 kg/cm2 𝐸𝐸𝐸𝐸 2100000  n = = = 17,54 

Gambar 5.7.a – Kondisi ketika kapal merapat saat pasang

𝐸𝐸𝐸𝐸

119733 ,0364

𝜎𝜎′𝑏𝑏 = Tegangan tekan beton akibat lentur tanpa dan atau dengan gaya normal tekan = 0,33 𝜎𝜎′𝑏𝑏𝑏𝑏 (Tabel 4.2.1) = 0,33 x 350 = 115,5 kg/cm2  τ′𝑏𝑏 = Tegangan geser beton = 0,54�𝜎𝜎′𝑏𝑏𝑏𝑏 (Tabel 4.2.1) = 0,54 √350 115,5 kg/cm2  Tebal selimut beton (decking) diambil 8 cm.

Elevasi Dolphin +3.00 mLWS

LWS +0.00 mLWS

4.2

Gambar 5.7.a. Kondisi ketika kapal merapat saat surut


b) Mutu Baja tulangan Baja tulangan yang digunakan dalam perencanaan breasting dolphin adalah baja tulangan U-32. Berikut ini data mutu baja berdasarkan PBI 1971:  σau = Tegangan leleh karakteristik = 3200 kg/cm2  Ea = 2,1 x 106 kg/cm2  σa = Tegangan tarik/tekan baja yang diijinkan = 1850 kg/cm2 (Tabel 10.4.1)  σ'au = Tegangan tarik/tekan baja rencana = 2780 kg/cm2 (Tabel 10.4.3)

Page 7




Diameter tulangan utama = 25 mm

c) Tiang Pondasi Dermaga curah batubara ini menggunakan tiang pondasi berupa tiang pancang. Dengan memperhatikan faktor keuntungan, dan kerugian.

Adapun tiang pancang yang digunakan sebagai pondasi ini memiliki ketentuan sebagai berikut: Dimensi Tiang : Diameter (D) : 609,6 mm Tebal (t) : 12 mm Luas (A) : 225,3 cm2 Momen Inersia (I) : 101000 cm4 Unit Weight : 177 kg/m Section Modulus (Z) : 3030 cm3 Young modulus (E) : 2100000 kg/cm4 Yield Strenth (fy) : 2100 kg/cm2 (BJ 52)

U

T

A

6.2 Disain Dimensi Struktur Struktur perencanaan dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini terdiri dari beberapa bagian struktur utama (Lihat Gambar 6.1.)

A R WT

BUL

KC

AR LB

GE

0D 500

OA

S LW 0m -5.0 LWS m 0 0 . - 10

- 15

.00

S mLW

Gambar 6.1. Struktur Dermaga Rencana

Beberapa bagian struktur utama tersebut, yaitu: a) Breasting dolphin : struktur dolphin yang berfungsi sebagai penahan adanya gaya yang ditimbulkan saat kapal bertambat yang dilengkapi dengan adanya fender untuk


menerima gaya tubruk dari kapal. Dan bollard untuk menahan gaya tarikan kapal. Struktur breasting dolphin diletakkan terpisah dengan jarak antar 2 struktur dolphin tidak boleh lebih kecil 0,25 LOA dan tidak boleh lebih besar 0,4 LOA. Disain dimensi struktur breasting dolphin : Struktur breasting dolphin berbentuk segi empat dengan ukuran 2,7m x 2,4m x 1,5 m b) Mooring dolphin : struktur dolphin yang berfungsi sebagai penahan adanya gaya yang ditimbulkan saat kapal bertambat yang dilengkapi dengan adanya bollard untuk menahan gaya tarikan kapal. Disain dimensi struktur breasting dolphin : Struktur breasting dolphin berbentuk segi empat dengan ukuran 2,4m x 2,4m x 1,2 m c) Struktur conveyor belt atau struktur RLC: struktur penyangga radial shiploader quadrant lifting boom atau RLC (Radial Loading Coal) yang dapat bergerak dari ujung ke ujung (hingga dapat membentuk sudut 90o) untuk menyalurkan muatan batubara ke kapal angkut curah batubara (bulk barge coal) dari stockyard. Jadi saat loading batubara ke kapal tongkang, kapal tidak perlu bergerak maju-mundur. Struktur penyangga RLC ini terdapat dua macam yaitu: - Struktur lengan boom tepi yang berfungsi sebagai tempat untuk perbaikan radial shiploader quadrant lifting boom atau RLC (Radial Loading Coal). - Struktur lengan boom tengah untuk penyangga ketika RLC bekerja. Disain dimensi struktur lengan boom : Lengan boom tepi berbentuk segi empat dengan ukuran 2,4 m x 2,4 m x 1,2 m Lengan boom tengah berbentuk segi empat dengan ukuran 1,2 m x 2,4 m x 1,2 m 6.3 Perhitungan Fender dan Bollard 6.3.1 Perencanaan Fender Fender merupakan system konstruksi yang dipasang di depan konstruksi tambahan. Berfungsi sebagai penahan beban tumbukan kapal pada waktu merapat serta memindahkan beban akibat tumbukan menjadi gaya reaksi yang mampu diterima konstruksi dan kapal secara aman.

Page 8


6.3.1.1 Perhitungan Energi Fender Keperluan fender bagi suatu dermaga sangat bergantung dari ukuran dan kecepatan kapal yang merapat. Pada saat kapal menabrak konstruksi tambatan, ada energy kinetik tumbukan yang harus diabsorbsi dan ditransfer menjadi gaya horisontal yang harus mampu ditahan oleh bangunan dermaga. Dalam menghitung fender terlebih dahulu dihitung energi yang bekerja pada fender. Dimana : Koefisien massa hidrodinamis (CH) CH = 1 +

2D = 1+ B

2x 4,2 = 1,383 21,95

Koefisien eksentrisitas (CE) 1 CE = 1 + 1 + ( / r ) 2 =1+

1 1 + (24,383 / 14,63) 2

= 1,265

Koefisien bantalan (CC) Cc = 1 Koefisien kehalusan (CS) Cs = 1 Displacement Tonage Ws = 5000 ton Kecepatan kapal saat merapat V = 0,1 m/s Jadi energy pada fender

Berat fender = 325 kg/m Defleksi = 52,5 % Tinggi fender = 500 mm Panjang fender =2m 6.3.1.3 Pemasangan Fender a) Pemasangan Horisontal Fender Pemasangan fender arah horizontal tidak perlu direncanakan karena fender diletakkan pada setiap breasting dolphin yang direncanakan selanjutnya. b) Pemasangan Vertikal Fender Panjang fender yang digunakan adalah 2 m. Tinggi fender adalah 0.4 m. Fender diletakkan ditengah 0.5 m kebawah dari elevasi dermaga dan 0.5 m ke atas dari LWS. Gambar pemasangan vender arah vertical dapat dilihat pada Gambar 6.6 dibawah ini Elevasi Dolphin +3.00 mLWS 0.5 m 2m

HWS +1.60 mLWS

0.5 m LWS +0.00 mLWS AD ARCH Rubber Fender

1  C H .C E .CC .C S . .W .V 2  2  [ton − m] Ef = g Ef = 4,458 ton.m ~ 4,5 ton.m = 45 kN.m 6.3.1.2 Pemilihan Tipe Fender Setelah perhitungan energi tumbukan yang timbul dapat ditentukan, selanjutnya dilakukan pemilihan type fender yang spesifikasinya dapat dilihat pada Gambar 6.2. Gambar 6.5. Bila energy fender 45 kN.m, dalam kondisi terkritis fender harus mampu menerima energy 45kn.m/0,427 m = 105,386 kN.m. yaitu saat tidak semua fender mengenai badan kapal. Untuk Ef yang ditimbulkan akibat tumbukan bulk coal cargo ship 5000 DWT dalam kondisi kritis sebesar 105,386 kN.m maka tipe fender yang dapat dipilih adalah bentuk AD ARCH Rubber Fender AD 500 dengan Rubber Grade G4 dengan data-data sebagai berikut : Energi fender = 111 kN-m > 105,386 kN.m Reaksi fender = 529 kN = 52,9 ton


Gambar 6.6. Pemasangan fender arah vertikal

6.3.1.4 Perencanaan Plank Fender Struktur plank fender terletak didepan (face line) dermaga, struktur ini direncanakan dengan pelat baja yang menerima gaya horizontal terpusat akibat beban tumbukan kapal pada fender. a) Data-data perencanaan plank fender: Ukuran plank fender Lebar (b) :1200 mm Tinggi (h) : 2200 mm Tebal (t) : 50 mm Mutu baja Digunakan BJ 37 fy : 240 MPa fu : 370 MPa

Page 9


Ukuran dan mutu baut Digunakan baut M42 Diameter baut (db) : 42 mm Mutu baut : BJ 50 fu : 5000 kg/cm2 b) Momen plank fender +3.00 mLWS

5. Tu max = 1.5 m R AD ARCH Rubber Fender +0.00 mLWS

Gambar 6.7. Reaksi fender

Momen maksimum pada plank fender sebesar : M = R.e = 52,9 x 1,5 = 79,35 ton.m c) Kontrol penampang pelat 𝑏𝑏 𝑡𝑡

≤

500

�𝑓𝑓𝑓𝑓

3. ft = (1,3. fubaut – 1,5.fuv) < fubaut = (1,3.5000 – 1,5.954,874) = 5067,689 kg/cm2 > 5000 kg/cm2 Maka gunakan ft = 5000 kg/cm2 4. Td ulir = µ.ft.Ab = 0,75x5000x13,85 = 51937,5 kg

=

1200 50

≤

500

√240

= 24 ≤ 32,27

(OK) d) Menghitung kekuatan sambungan baut Digunakan metode titik putar, dengan: µ = 0,75 (faktor reduksi geser) r1 = 0,5 faktor modifikasi tegangan Ab = luasan baut = 0,25.π.4,22=13,85 cm2 M = jumlah bidang geser 1. Kuat geser baut : Vd = µ.r1.fubaut.Ab.m = 0,75x0,5x5000x13,85x1 = 25968,75 kg 2. Kuat tumpu baut: Rd = µ.2,4.db.t.fupelat = 0,75x2,4x4,2x5x3700 = 139860 kg 3. Kuat tarik baut : Td = µ.0,75.fubaut.Ab = 0,75x0,75x5000x13,85 = 38953,125 kg e) Kontrol kombinasi geser dan tarik Bila jumlah baut 4 buah 1. Akibat beban sentries : 𝑃𝑃𝑃𝑃 52,9 = = 13,225 ton 𝑛𝑛 4 𝑉𝑉𝑉𝑉 13225 = = = 954,874 kg/cm2 𝐴𝐴𝐴𝐴 13,85

𝑀𝑀𝑀𝑀 .𝑌𝑌𝑌𝑌𝑌𝑌𝑌𝑌 Σ𝑦𝑦 2

=

7935000 𝑥𝑥 170 170 2

= 46676,470 kg Syarat : Tu max < Td Tu max < Td ulir Didapatkan hasil: Tu max = 46676,470 kg > Td = 38953,125 kg (NOT OK) Tu max = 46676,470 kg < Td ulir = 51937,5 kg (OK)  Coba perbanyak baut f) Kontrol ulang kombinasi geser dan tarik Bila jumlah baut 6 buah 1. Akibat beban sentries : Vu : 2. fuv =

𝑉𝑉𝑉𝑉 𝐴𝐴𝐴𝐴

𝑃𝑃𝑃𝑃 𝑛𝑛

=

52,9 = 8,8167 ton 6 8816 ,7 = 636,582 kg/cm2 13,85

=

3. ft = (1,3. fubaut – 1,5.fuv) < fubaut = (1,3.5000 – 1,5.636,582) = 5545,127 kg/cm2 > 5000 kg/cm2 Maka gunakan ft = 5000 kg/cm2 4. Td ulir = µ.ft.Ab = 0,75x5000x13,85 = 51937,5 kg 5. Tu max =

𝑀𝑀𝑀𝑀 .𝑌𝑌𝑌𝑌𝑌𝑌𝑌𝑌 Σ𝑦𝑦 2

=

7935000 𝑥𝑥 85 2 𝑥𝑥 (85 2 + 170 2 )

= 9335,294 kg Didapatkan hasil: Tu max = 37785,714 kg < Td = 38953,125 kg (OK) Tu max = 37785,714 kg < Td ulir = 51937,5 kg (OK)  Jadi digunakan 6 baut untuk sambungan fender ke plank fender

2200

2000

AD ARCH RUBBER FENDER AD 500

Vu : 2. fuv


1000 1200

PANEL PLANK FENDER

Gambar 6.9.a Tampak depan pemasangan fender

Page 10

PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR 500

Jadi gaya tarikan akibat arus adalah

PC = 2200

2000

AD ARCH RUBBER FENDER AD 500 PANEL PLANK FENDER 220x200x10

Gambar 6.9.b Tampak samping pemasangan fender

g) Panjang pengangkuran Kebutuhan panjang pengangkuran pada pondasi 𝐿𝐿 =

0,85 𝑇𝑇 𝜋𝜋 𝑑𝑑 𝜏𝜏𝜏𝜏

=

0,85𝑥𝑥9335,294 6 𝜋𝜋 (2,4) 10,102

=

17,363 cm ~ 18 cm Sebaiknya panjang pengangkuran digunakan 20 cm 6.3.2 Perhitungan Bollard 6.3.2.1 Perencanaan Bollard Bollard merupakan konstruksi untuk mengikat kapal pada tambatan. Perlu direncanakan bollard yang mampu menahan beban tarikan kapal pengangkut batubara 5000 DWT beserta aksesorisnya. 6.3.2.2 Gaya Tarik Akibat Bobot Kapal Dari Tabel 2.5. (Gaya Tarik pada Bollard) Untuk kapal dengan bobot 5000 DWT dan 2139 GRT, maka nilai Pa = 35 ton. Disain dilakukan dengan rasional, dimana untuk kapal dengan dimensi 5000 DWT, sudut α tidak mungkin 0. Maka α = 45° dan β = 45° sehingga diperoleh gaya-gaya dalam kondisi kritis, yaitu : V = Pa⋅sin45° = 35 ton⋅0.5√2 = 24,75 ton H = Pa⋅cos45° = 35 ton⋅0.5√2 = 24,75 ton T = H⋅cos45° = 24,75 ton⋅0.5√2 = 17,5 ton N = H⋅sin45° = 24,75 ton⋅0.5√2 = 17,5 ton 6.3.2.3 Gaya Tarik Akibat Arus Perhitungan tekanan arus adalah: γC = 1,025 tm-3 AC = Loa x D = 73,15 x 4,2 = 307,23 m2 VC = kecepatan arus maksimum tegak lurus sumbu memanjang kapal = 1,0 knots = 0,5 m/s CC = 6 untuk kedalaman perairan mendekati draft kapal g = percepatan gravitasi = 9,8 m/s2


6 × 1,025 × 307,23 × 0,5 2 = 24,1ton 2 x9,8

6.3.2.4 Gaya Tarik Akibat Angin Gaya tekanan angin dapat dihitung : Cw = 1,3 untuk angin melintang Aw = LOA x (depth-draft) = 73,15 x (5,26 – 4,2) = 77,539 m2 Bw = B x (depth-draft) = 21,95 x (5,26 – 4,2) = 23,267 m2 Ø = 45o Vw = 4,52 knots = 2,26 m/s Jadi gaya tarikan akibat arus adalah PW = 1,3(77,539. sin 2 45 + 23,267. cos 2 45)

2,26 2 = 0,209ton 1600

6.3.2.5 Perhitungan dan Disain Bollard Untuk P yang ditimbulkan akibat gaya tarikan kapal bulk coal cargo ship 5000 DWT sebesar 24,75 ton maka tipe bollard yang dapat dipilih adalah Single Bit Bollard Tipe SBB120 dengan data-data sebagai berikut : Standar kapasitas bollard = 30 ton (> P = 24,75 ton-m) 6.3.2.6 Aksesoris Bollard Dari perhitungan pembebanan pada bab sebelumnya didapat gaya tarik 24,75 ton sehingga dipilih tipe bollard dengan spesifikasi sebagai berikut :  Bollard (Tipe Single Bit Bollard Tipe SBB1-20 ) Standar kapasitas bollard = 30 ton > (P = 24,75 ton-m)  Dimensi bollard : (Gambar 6.9 -6.10) A : 330 mm C : 460 mm D : 230 mm E : 50 mm F : 270 mm G : 60 mm H : 380 mm  Pelat Bollard (LRFD) Tebal (t) : 15 cm Panjang (P) = C : 460 mm Lebar (L) = C : 460 mm Mutu baja : BJ 41 Tegangan putus (fu) : 4100 kg/cm2 Tegangan leleh (fy) : 2500 kg/cm2  Baut Bollard Diameter : 24 mm Mutu baja : BJ 41 Tegangan putus (fu) : 4100 kg/cm2

Page 11


Tegangan leleh (fy) : 2500 kg/cm2  Dasar Pondasi dari Beton Digunakan mutu beton K350 dengan σ’bk = 350 kg/cm2 Dari PBI’71 Tabel 10.4.2 didapatkan : Tegangan tekan ijin (σ’b): 0,33 σ’bk = 115,5 kg/cm2 Tegangan geser ijin (τb): 0,54 (σ’bk)1/2 = 10,102 kg/cm2

 Mencari garis netral Garis netral didapat dari keseimbangan gaya yang terjadi. Gaya tekan = gaya tarik fyp.a.b = ΣT 𝛴𝛴𝛴𝛴 𝑓𝑓𝑦𝑦𝑦𝑦 .𝑏𝑏

a=

=

4 𝑥𝑥 10443 ,2292 2500 𝑥𝑥 46

= 0,3632 𝑐𝑐𝑐𝑐

a = 0,3632 cm < s = 6,5 cm (OK) d1 = 115 – 3,632 =111,368 mm=11,1368 cm d2 = 345 – 3,632=341,368 mm= 34,1368 cm Lihat Gambar 6.15.

a) Kontrol kekuatan Sambungan Baut pada Bollard dengan metode ultimate (LRFD) Metode ini mengambil anggapan bahwa akibat momen yang terjadi, tegangan tekan dipikul oleh pelat dan tegangan tarik dipikul oleh baut.(Lihat Gambar 6.14.) Mu

Gambar 6.15. Keseimbangan Gaya pada Bollard

Pu

e

Gambar 6.14. Gaya pada Bollard

Mu = Pu . e = 24,75 x 33 = 816,75 ton.cm  Kontrol geser 𝑃𝑃𝑃𝑃 𝑛𝑛 𝑉𝑉𝑉𝑉 = 𝐴𝐴𝐴𝐴

Vu = fuv

=

=

C

24,75 = 4 6,1875 1 4𝜋𝜋 2,4 2

6,1875 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡

= 1,3677

𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑐𝑐𝑐𝑐 2

Øf 0,5 fbu = 0,75 x (0,5 x 4100) = 1537,5 kg/cm2 fuv < Øf 0,5 fbu  1367,7 kg/cm2 < 1537,5 kg/cm2 (OK)  Beban tarik (interaksi geser dan tarik) Td = Øf ft Ab  ft = (1,3 fub – 1,5 fuv) < fub = (1,3 x 4100 – 1,5 x1537,5) = 3278,45 kg/cm2 < 4100 kg/cm2 (OK) Td = Øf ft Ab = 0,75 x 3278,45 x ¼ π (2,4)2 = 11123,52 kg Td baut = Ø 0,75 Ab fub = 0,75 x 0,75 x ¼ π (2,4)2 x 4100 = 10433,2292 kg T = Td = 10433,2292 kg (diambil yang terkecil)


 Kontrol Momen Momen rencana yang dapat dipikul oleh sambungan : 𝑛𝑛

0,9 𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 𝑎𝑎2 𝑏𝑏 ∅𝑀𝑀𝑀𝑀 = + � 𝑇𝑇. 𝑑𝑑𝑑𝑑 2 𝑖𝑖=1

0,9𝑥𝑥2500𝑥𝑥0,36322 𝑥𝑥46 ∅𝑀𝑀𝑀𝑀 = 2 + (2𝑥𝑥10443,2292(6,14 + 39,14))

= 952431,72 kg.cm = 952,4 ton.cm Syarat: Mu = 816,75 ton.cm < ØMn = 952,4 ton.cm  Panjang pengangkuran Kebutuhan panjang pengangkuran pada pondasi 𝐿𝐿 =

0,85 𝑇𝑇 𝜋𝜋 𝑑𝑑 𝜏𝜏𝜏𝜏

=

0,85𝑥𝑥10443 ,2292 4 𝜋𝜋 (2,4) 10,102

= 29,14 cm

Sebaiknya panjang pengangkuran digunakan 50 cm 6.4 Pembebanan 6.4.1 Perhitungan Beban yang Bekerja pada Breasting Dolphin a) Beban Vertikal  Beban Mati (Berat Sendiri) Jadi berat sendiri konstruksi breasting dolphin adalah : Berat poer = (2,7 x 2,4 x 1,5 x 2,9) = 28,188 ton Berat fender = 0,325 x 2 = 0,65 ton Berat bollard = 1 ton

Page 12




Beban Hidup Merata Beban air hujan = 0,05 ton/m2 b) Beban Horisontal  Beban Tumbukan Kapal Beban horizontal akibat tumbukan kapal diambil dari gaya reaksi fender dari perhitungan fender sebelumnya. Maka besar beban horizontal dari reaksi fender AD ARCH Rubber Fender tipe AD 500 – G4 adalah 529 kN atau 52,9 ton yang dibebani ditiap breasting dolphin.  Beban Tarikan Kapal Beban horizontal akibat gaya tarik kapal diambil dari besar gaya tarik bollard. Dari perhitungan bollard didapat besar gaya tarik yaitu 24,75 ton yang dibebani disetiap letak bollard. c) Beban Gempa Lokasi dermaga curah batubara yang terletak di Berau Kalimantan Timur ini berada pada wilayah gempa 2. Beban gempa dianalisis dengan respos spectrum untuk wilayah gempa zona 1 dengan kondisi tanah dasar tanah lunak. Perhitungan Titik Jepit Tiang Pancang

Perhitungan letak titik jepit tanah terhadap tiang untuk tanah normaly consolidated clay and granular soil, Zf = 1.8T dimana: 1

E⋅I  T =    nh 

5

dimana: E : 2,1 . 106 kgf/cm2 Diameter tiang : 609,6 mm Tebal tiang pancang : 12 mm 1 4 4 I = 𝜋𝜋[∅ − (∅ − 2𝑡𝑡) ] 64 1

I = 𝜋𝜋[609,64 − (609,6 − 2.14)4 ] 64 = 1,162 x 109 mm4 Nilai nh diambil sebesar = 350 kN⋅m-3 untuk tanah normally consolidated clay.


T=

1

2,1 .10 6 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘 .𝑐𝑐𝑐𝑐 −2 .1,162 .10 5 𝑐𝑐𝑐𝑐 4 5 � � 0,035 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘 .𝑐𝑐𝑐𝑐 −3

= 370,4 cm = 3,704 m ~ 3,7 m Jadi : Zf = 1,8 x T = 1,8 x 3,7 m = 6,66 m~ 7 m Jadi tinggi struktur breasting dolphin Ht = Zf + tinggi struktur + kedalaman perairan Ht = 7 + 3 + 5 = 15 m Periode getar bangunan Maka diperoleh nilai T sebesar: T = Ct x hn3/4 T = 0,0488 x 153/4=0,372 detik Elevasi Dolphin +3.00 mLWS

LWS +0.00 mLWS e

Zf

6.4.2 Perhitungan Beban yang Bekerja pada Mooring Dolphin a) Beban Vertikal  Beban Mati (Berat Sendiri) Jadi berat sendiri konstruksi mooring dolphin adalah : Berat poer = (2,4 x 2,4 x 1,5 x 2,9) = 25,056 ton Berat bollard = 1 ton  Beban Hidup Merata Beban air hujan = 0,05 ton/m2 b) Beban Horisontal  Beban Tarikan Kapal Beban horizontal akibat gaya tarik kapal diambil dari besar gaya tarik bollard. Dari perhitungan bollard didapat besar gaya tarik yaitu 24,75 ton yang dibebani disetiap letak bollard. c) Beban Gempa Beban gempa dianalisis dengan respos spectrum untuk wilayah gempa zona 2 dengan kondisi tanah dasar lunak. Perhitungan Titik Jepit Tiang Pancang Jadi tinggi struktur mooring dolphin Ht = Zf + tinggi struktur Ht = 7 + 1 + = 8 m

Page 13


Periode getar bangunan Maka diperoleh nilai T sebesar: T = Ct x hn3/4 T = 0,0488 x 83/4=0,374 detik 6.4.3 Perhitungan Beban yang Bekerja pada Struktur RLC a) Beban Vertikal  Beban Mati (Berat Sendiri) Jadi berat sendiri konstruksi RLC adalah : • Berat poer = (2,4 x 2,4 x 1,5 x 2,9) x 2 = 50,112 ton = (1,2 x 2,4 x 1,5 x 2,9) x 5 = 62,64 ton • Berat balok = (1,2 x 1,5 x 5 x 2,9) x 6 = 156,6 ton • Berat conveyor RLC = direncanakan sebesar 50 ton sejarak 1m  Beban Hidup Merata Beban air hujan = 0,05 ton/m2 b) Beban Gempa Beban gempa dianalisis dengan respos spectrum untuk wilayah gempa zona 1 dengan kondisi tanah dasar lunak. Perhitungan Titik Jepit Tiang Pancang Jadi tinggi struktur RLC Ht = Zf + tinggi struktur + kedalaman perairan Ht = 7 + 5 + 5 = 17 m Periode getar bangunan Maka diperoleh nilai T sebesar: T = Ct x hn3/4 T = 0,0488 x 173/4=0,408 detik

BAB VII PERHITUNGAN STRUKTUR DERMAGA 7.1 Perencanaan Breasting Dolphin 7.1.1 Perencanaan Poer Pada poer breasting dolphin ini dianggap sebagai balok sekaligus sebagai pelat dengan dimensi: Jenis poer : poer ganda dengan 4 tiang pondasi Bentuk : segi empat dengan ukuran 2,7m x 2,4m Diameter tiang : 609,6 mm a) Momen poer Untuk dapat mengetahui momen yang terjadi pada poer akibat beban yang telah dihitung sebelumnya pada Bab VI, maka dapat digunakan program bantu SAP 2000 dengan pemodelan struktur yang dapat dilihat pada Gambar 7.1.


Gambar 7.1 – Pemodelan struktur pada SAP 2000

b) Poer ganda breasting dolphin Penulangan poer ganda dianalisis + berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 4 tiang pancang.  Data-data perencanaan poer ganda breasting dolphin Lebar (b) = lx = 240 cm Panjang (l) = ly = 270 cm Tinggi (h) = 150 cm Selimut beton = 8 cm ϕo = perbandingan antara tegangan baja tarik dan n kali tegangan tekan beton di serat yang paling tertekan pada keadaan seimbang σ′ a 1850 ϕo = = 0,913 ′ b) = (𝑛𝑛 𝑥𝑥 σ

(17,54 𝑥𝑥 115,5)

Momen poer = 211,5481 ton.m = 21154810 kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx = Ht – d – 0,5D = 140,75 cm Hy = Ht – d – D – 0,5D = 138,25 cm  Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca =

ℎ

𝑛𝑛 𝑥𝑥 𝑀𝑀 � 𝑏𝑏 𝑥𝑥 𝜎𝜎 ′ 𝑎𝑎

=

140.75

17,54 𝑥𝑥 21154810 � 240 𝑥𝑥 1850

= 4,869 Diambil δ = 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca = 4,869 dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat : ϕ = 2,827 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 4,621 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A =ωxbxh =

4,621 100 𝑥𝑥 17,54

𝑥𝑥 240 𝑥𝑥 140,75

2

= 88,995 cm = 8899,5 mm2 Maka dipasang 20D25 (As= 9817,477 mm2)

Page 14


Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI 1971 9.3.5) A = 10% x A tulangan tarik = 10% x 9817,477 = 981,7477 mm2 Maka dipasang 8D13 (As = 1061,858 mm2) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar St=

𝑏𝑏 𝑏𝑏 − 2𝑑𝑑− 𝑛𝑛𝑛𝑛 𝑛𝑛−1

=

2400 − 2𝑥𝑥80 − 20𝑥𝑥25 20−1

= 91,58 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris  Jadi dipasang 20D25 atau D25-90 sepanjang poer dalam arah x  Perhitungan Tulangan Arah Y Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca =

ℎ


=

138,25

17,54 𝑥𝑥 21154810 � 270 𝑥𝑥 1850

= 5,072 Diambil δ = 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca = 5,072dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat : ϕ = 2,969 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 4,243 Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A =ωxbxh =

4,243 100 𝑥𝑥 17,54

𝑥𝑥 270 𝑥𝑥 138,25

= 90,297 cm = 9029,7 mm2 Maka dipasang 20D25 (As= 9817,477 mm2)

Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar 𝑏𝑏 𝑏𝑏 − 2𝑑𝑑− 𝑛𝑛𝑛𝑛 𝑛𝑛−1

 d w = α  C3 . c + C4 .  ωp 

 C   σ a − 5  10 − 6  ω p  

(cm)

3,2  7,5  − 6  w = 11,5 . 8 + 0,04 . 1850 −  10 0,002454  0,002454  

w = - 0,07739 cm (nilai minus, lebar retak ~ 0) < 0,01 cm (OK)  Kontrol Geser Pons 𝑃𝑃 τbp = =

2 .( 𝑎𝑎+𝑏𝑏+2 ℎ 𝑡𝑡 ) ℎ 𝑡𝑡 95865 2 .( 0,9+0,9 + 2𝑥𝑥1,5).1,5

= 6657,29 kg/m2 = 0,6657 kg/cm2 τbpm = 1,3 √300 = 22,52 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑐𝑐𝑐𝑐2 Didapatkan hasil τbp < τbpm (OK)

 Tebal Isian Beton Tebal isisan beton didefinisikan sebagai berikut :     P 95865  = 4,36cm = L =      π .(D + D1) fc'   π .(606,9 + 574,9) 35 

2

Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI 1971 9.3.5) A = 10% x A tulangan tarik = 10% x 9817,477 = 981,7477 mm2 Maka dipasang 8D13 (As = 1061,858 mm2)

St=

 Kontrol retak Berdasarkan PBI 1971 pasal 10.7.1b retak yang diijinkan 0,01 cm. Dengan menggunakan Tabel 10.7.1 PBI 1971 maka didapatkan: 𝐴𝐴 8835 ,729 ωp = = = 0,002454 𝐵𝐵ℎ 2400 𝑥𝑥 1500 Untuk balok persegi didapatkan koefisien C3 =1,5 ; C4 = 0,04 dan C5 = 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung dengan rumus :

=

2700 − 2𝑥𝑥80 − 20𝑥𝑥25 20−1

= 107,368 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris  Jadi dipasang 20D25 atau D25-100 sepanjang poer dalam arah y


Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm  Kuat geser ϕRn = ϕf.r1.fu.A = 0,75 x 0,5 x 4100 x 4,9087 = 7547,126 kg = 7,55 ton Gaya geser yang diterima tiap tulangan :    8,3798  V max  =  V =   = 0,4655ton jumalhtula ngan    18 

Didapat V < ϕRn (OK)

 Panjang penyaluran tulangan  A.σ au   4,9087 x 2780  Ld = 0,07  = 0,07  = 51,06cm 350  σ ' bk   

Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld>0,0065x2,5x2780=43,4375 cm (OK)

Page 15

(cm)


Gambar penulangan poer breasting dolphin dapat dilihat pada Gambar 7.2 2400 600

600

600

600

600

600

600

TIANG PANCANG BAJA Ø609.6mm,t=12mm

600

600

2400

BOULDER 30 TON

2400 1200 D25-90 D25-100 12D28

1500

D25 BETON PENGISI TIANG Ø12-100 1250 SELIMUT BETON t=50 mm MULTIPLEKS t=100 mm Ø12-100 8D25

10:1


Gambar 7.2 – Detail penulangan poer breasting dolphin

7.1.2 Perencanaan Pondasi Pondasi yang digunakan untuk breasting dolphin dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini adalah tiang pancang baja. 7.1.2.1 Data Spesifikasi Tiang Pancang Pada perhitungan perencanaan ini, tiang pancang yang digunakan adalah tiang pancang baja yang memiliki ukuran diameter sebesar 609,6 mm dengan tebal 12 mm. Dengan asumsi tingkat korosi = 0,3 mm/tahun, maka untuk waktu perencanaan 10 tahun, tebal tiang yang digunakan adalah :12 - (0,3 x 10) = 8 mm. Mutu tiang pancang baja adalah BJ 52 (σijin = 2100 kg/cm2), dan pada ujung tiang digunakan sepatu tiang dengan perlindungan cast steel point pada ujung sepatu tiang. Untuk perlindungan terhadap korosi, tiang dilapisi dengan cat anti karat yang banyak mengandung seng (zinc-rich paint), disamping dilapisi juga dengan epoxy. Dari program SAP 2000 didapat gaya-gaya yang terjadi pada tiang pancang dibawah ini. Dari data-data pada tabel kemudian dicari kedalaman


untuk tiang pancang dari grafik antara daya dukung tiang dan kedalaman. Untuk tiang pancang miring juga direncanakan untuk memikul beban tarik sehingga yang diperhitungkan hanya daya lekat tiang saja (Qs). 7.1.2.2 Perhitungan kebutuhan kedalaman tiang pancang Daya Dukung Tiang Pancang Akibat Beban Vertikal. Perhitungan daya dukung tanah memakai perumusan Luciano Decourt QL = QP + QS Dimana : QL = Daya dukung tanah maksimum pondasi QP = Resistance ultimate di dasar pondasi = α (Np x K) x Ap  Np = harga rata-rata SPT di sekitar 4B diatas dan dibawah dasar tiang pondasi  Harga K = Koefisien karakteristik tanah • Untuk lanau berpasir : K = 25 t/m2 • Untuk lanau berlempung: K = 20 t/m2 QS = Resistance ultimate akibat tekana lateral = (Ns/3 + 1) x As  Ns = harga rata-rata SPT sepanjang tiang pondasi terbenam Tiang pancang berdiameter 60 cm (609,6 mm) Ap = luas penampang dasar tiang = ¼ x π x D2 = 0,291864 m2 As = luas selimut tiang = 1,195115 m x depth m Dari hasil perhitungan analisa struktur menggunakan SAP 2000 didapatkan beban rencana pada tiang pancang. Nilai beban rencana tersebut dapat dilihat pada Tabel 7.1. Penentuan kedalaman tiang pancang disesuaikan dengan kebutuhan beban rencana. Tabel 7.1 – Output Gaya Dalam Tiang Pancang dari SAP 2000 Tipe Tipe Beban Rencana Tiang beban P (tekan) 97,5802 Ton P (tarik) 78,4812 Ton M2 45.01241 Ton Miring M3 45.74678 Ton.m V2 3,9761 Ton.m V3 8,4439 Ton U1 0,915 mm Defleksi U2 8,672 mm Hasil dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil maksimum dari kombinasi beban, dengan

Page 16


menggunakan SF = 3, maka bisa dicari untuk kedalaman tiang yang diperlukan : • Axial Force (tekan) = 97,5802 x 3 = 292,7406 • Axial Force (tarik) = 78,4812 x 3 = 235,4436 Dengan memplot ke kurva hubungan Ql dan Qs versus kedalaman yang ditampilkan pada Gambar 7.3 7.1.2.3 Kedalaman tiang pancang Dalam perencanaan struktur breasting dolphin ini digunakan kedalaman tiang yang tergantung dari daya dukung tanah dasar. Untuk tiang pancang dengan gaya tekan 97,5802 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 48 meter dan untuk tiang pancang dengan gaya tarik 78,4812 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 48 meter.

Daya Dukung Tanah

0

Q (ton) 50 100 150 200 250 300 350 400 450

0

Kedalaman (m)

10

20

Qs D60 Qall D60

30

40

50

Gambar 7.3 – Grafik daya dukung pondasi


7.1.2.4

Kontrol kekuatan bahan tiang pancang Asumsi kecepatan korosi = 0,3 mm/tahun. Korosi tiang diasumsikan terjadi sampai tiang ditumbuhi karang yaitu selama 10 tahun. Metode perawatan digunakan dengan menyediakan alokasi tebal tiang yang akan terkorosi yaitu setebal 3 mm. Mu = fy x Z = 2100 x 3030 = 6363000 kg.cm = 63,63 ton.m Kontrol tiang pancang Gaya dalam tiang pancang breasting dolphin perlu dikontrol  Kontrol momen M Mmax = 45.74678 ton.m < Mu (OK)  Kontrol gaya horizontal (Hu) Perhitungan daya dukung tiang terhadap beban lateral menggunakan cara Tomlinson dalam ”Daya DukungPondasi Dalam oleh Dr. Ir. Herman Wahjudi hal 55” : 2𝑀𝑀𝑀𝑀 2𝑥𝑥63,63 𝐻𝐻𝐻𝐻 = = = 8,484 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑒𝑒 + 𝑍𝑍𝑍𝑍 8+7 Hu yang terjadi V2 = 3,9761 ton < Hu (Ok) V3 = 8,4339 ton < Hu (Ok)  Kontrol Tegangan Tegangan pada tiang pancang dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut: 𝑃𝑃 𝑀𝑀 97580,2 4574678 𝜎𝜎 max = + = + 𝐴𝐴 𝑍𝑍 225,33 3030 2 σmax = 1942,85 kg/cm < σijin = 2100 kg/cm2 (OK)  Kontrol Kuat Tekuk Besarnya gaya P axial maksimum (Pkritis) terhadap buckling untuk fixed headed conditions adalah: 𝜋𝜋 2 . 𝐸𝐸. 𝐼𝐼 𝜋𝜋 2 . 2000000.101000 𝑃𝑃 cr = = (𝑍𝑍𝑍𝑍 + 𝑒𝑒)2 (700 + 600)2 = 1238664,552 kg = 1238,664 ton Pcr = 1238,664 ton > Pu = 292,7406 ton (OK) 7.1.2.5 Kontrol Tiang Tarik Untuk tiang pancang miring perlu dilakukan control terhadap gaya tarik (P tarik) ke atas sebagai akibat adanya gaya lateral yang bekerja pada tiang miring. Daya dukung pondasi

Page 17


maksimum akibat beban tarik ke atas dihitung dengan rumus : Qu = (α2.Cu.Nc + 4.α.Cu.D) Dimana α = (n-1) S + d = [(4-1) x 1,2] + 0,6096 = 4,2096 m Cu = 10.NSPT = 10 x 32 = 320 kPa = 32 t/m2 (lanau berlempung) D = kedalaman tiang pancang = 48 m n = jumlah tiang dalam 1 group = 4 buah Qu = (4,20962.32 + 4.4,2096.32.48) = 26430, 85 ton QL GROUP = QL (1 tiang) x n x Ce Dimana Ce = koefisien efisiensi B 1 =1 − . . m(n − 1) + n(m − 1) + 2(m − 1)(n − 1) L π .m.n 2,4 1 = 1− . . 2(2 − 1) + 2(2 − 1) + 2(2 − 1)(2 − 1) = 0,758 2,7 π .2.2 QL GROUP = 235,4436 x 4 x 0,758 = 713,865 ton Didapatkan daya dukung uplift (Qu) pada kedalaman rencana lebih besar dari gaya tarik tiang sebesar 235,4436 ton. Sehingga dapat disimpulkan bahwa tiang tidak tercabut akibat gaya tarik.

[

[

]

]

7.1.2.6 Defleksi akibat lateral load Defleksi keseluruhan sisi bawah struktur atas dengan bagian atas tiang pancang besarnya disyaratkan maksimum 4 mm apabila struktur tersebut ditempati manusia. Defleksi hasil SAP = U2 = 0,915 mm < 4 mm U3 = 8,672 mm > 4 mm Defleksi yang terjadi pada struktur breasting dolphin ada yang memiliki nilai lebih dari 4 mm, namun hal ini diperbolehkan karena di atas breasting dolphin ini tidak ditempati manusia, walaupun ada manusia, tapi dia tidak akan lama diam di atas breasting dolphin. 7.1.2.7 Kalendering Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930). Berikut perhitungan kalendering yaitu : a) Tiang Pancang Tekan

Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu = P x SF = 97,5802 x 3 = 292,7406 ton α = efisiensi hydraulic hammer = 2,5 W = berat hammer (K35 = 3,5 ton) Wp = berat tiang pancang = 0,25.π.(D2-D12).LTiang.γs = 0,25.π.(60,962-58,562).4823,94.7,85.10-6 = 8,53 ton H = tinggi jatuh hammer (diambil 2 m untuk kondisi normal) n = koefisien restitusi, untuk compact wood cushion on steel pile = 0,32 S = final set atau penetrasi tiang pada pukulan terakhir (rencana dari perhitungan) S’ = final set atau penetrasi tiang pada pukulan terakhir(saat pemancangan) C = total kompresi sementara C = C1 + C2 + C3 = 5+10+5 = 20 mm 292,7406 =

2,5𝑥𝑥7𝑥𝑥2 7 + (0,322 𝑥𝑥 8,53) 𝑥𝑥 7 + 8,53 𝑆𝑆 + (0,5 𝑥𝑥 0,02)

Didapat S = 0,012 m = 12 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang tekan adalah 12 mm. b) Tiang Pancang Tarik Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu = P x SF = 78,4812 x 3 = 235,4436 α = efisiensi hydraulic hammer = 2,5 W = berat hammer (K35 = 3,5 ton) Wp = berat tiang pancang = 0,25.π.(D2-D12).LTiang.γs = 0,25.π.(60,962-58,562).4823,94.7,85.10-6 = 8,53 ton H = tinggi jatuh hammer (diambil 2 m untuk kondisi normal) n = koefisien restitusi, untuk compact wood cushion on steel pile = 0,32 S = final set atau penetrasi tiang pada pukulan terakhir C = total kompresi sementara C = C1 + C2 + C3 = 5+10+5 = 20 mm 235,4436 =

2,5𝑥𝑥3,5𝑥𝑥2 3,5 + (0,322 𝑥𝑥 8,53) 𝑥𝑥 𝑆𝑆 + (0,5 𝑥𝑥 0,02) 3,5 + 8,53

Didapat S = 0,017 m = 17 mm


Page 18

PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR ℎ

70,75

Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 17 mm.

Ca =

7.2 Perencanaan Mooring Dolphin 7.2.1 Perencanaan Poer Pada poer mooring dolphin ini dianggap sebagai balok sekaligus sebagai pelat dengan dimensi: Jenis poer : poer ganda dengan 4 tiang pondasi Bentuk : segi empat dengan ukuran 2,4m x 2,4m Diameter tiang : 609,6 mm a) Momen poer Untuk dapat mengetahui momen yang terjadi pada poer akibat beban yang telah dihitung sebelumnya pada Bab VI, maka dapat digunakan program bantu SAP 2000 dengan pemodelan struktur yang dapat dilihat pada Gambar 7.4.

= 4,734 Diambil δ = 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca = 4,734dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat : ϕ = 2,733 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 4,9


=

17,54 𝑥𝑥 5653415 � 240 𝑥𝑥 1850

Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A =ωxbxh =

4,9 100 𝑥𝑥 17,54

𝑥𝑥 240 𝑥𝑥 70,75

= 47,4356 cm2 = 4743,56 mm2 Maka dipasang 10D25 (As = 4908,74 mm2) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI 1971 9.3.5) A = 10% x A tulangan tarik = 10% x 4908,74 = 490,874 mm2 Maka dipasang 4D13 (As = 530,929 mm2) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar St=

Gambar 7.4. Pemodelan breasting dolphin 3D pada SAP 200 b) Poer ganda mooring dolphin Penulangan poer ganda dianalisis berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 4 tiang pancang.  Data-data perencanaan poer ganda mooring dolphin Lebar (b) = lx = 240 cm Panjang (l) = ly = 270 cm Tinggi (h) = 80 cm Selimut beton = 8 cm Momen poer = 56,53415 ton.m = 5653415 kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx = Ht – d – 0,5D = 70,75 cm Hy = Ht – d – D – 0,5D= 68,25 cm  Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan



=

2400 − 2𝑥𝑥80 − 10𝑥𝑥25 10−1


ℎ


=

68,25

17,54 𝑥𝑥 5653415 � 270 𝑥𝑥 1850


4,844 100 𝑥𝑥 17,54

𝑥𝑥 270 𝑥𝑥 68,25

= 50,891 cm2 = 5089,1 mm2 Maka dipasang 12D25 (As= 5890,486 mm2)

Page 19




=

 A.σ au Ld = 0,07  σ ' bk

Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld>0,0065x2,5x2780=43,4375 cm (OK)

2700 − 2𝑥𝑥80 − 12𝑥𝑥25 12−1

2400 600

 C   σ a − 5  10 − 6  ω p  

600

600


BOULDER 30 TON

600

(cm)

3,2  7,5  − 6  w = 11,5 . 8 + 0,04 . 1850 −  10 0,00307  0,00307  

600

600

2400 𝑥𝑥 800

 d w = α  C3 . c + C4 .  ωp 

600

2400

 Kontrol retak Dengan menggunakan Tabel 10.7.1 PBI 1971 maka didapatkan: 𝐴𝐴 5890,486 ωp = = = 0,00307

600

600

= 203,63 mm > 30mm Gunakan tulangan 1 baris  Jadi dipasang 12D25 atau D25-200 sepanjang poer dalam arah y

𝐵𝐵ℎ

  4,9087 x 2780   = 0,07  = 51,06cm 350   

Gambar penulangan poer mooring dolphin dapat dilihat pada Gambar 7.5.

Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar St=

 Panjang penyaluran tulangan

2400 1200 D25-200 D25-200 12D28

(cm) 800

w = -0,032 cm (nilai minus ~0) < 0,01 cm (OK)  Kontrol Geser Pons 𝑃𝑃 τbp = )ℎ =

D25 BETON PENGISI TIANG Ø12-100 1250

2 .( 𝑎𝑎+𝑏𝑏+2 ℎ 𝑡𝑡 𝑡𝑡 95865 2 .( 0,9+0,9 + 2𝑥𝑥1,5).1,5

SELIMUT BETON t=50 mm MULTIPLEKS t=100 mm Ø12-100


    P 95865  = 4,36cm = L =      π .(D + D1) fc'   π .(606,9 + 574,9) 35 

Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm  Kuat geser ϕRn = ϕf.r1.fu.A = 0,75 x 0,5 x 4100 x 4,9087 = 7547,126 kg = 7,55 ton Gaya geser yang diterima tiap tulangan :   8,3798   V max  =  V =   = 0,279ton  jumalhtulangan   30 



10:1

 Tebal Isian Beton Tebal isisan beton didefinisikan sebagai berikut :

8D25


Gambar 7.5. Detail penulangan poer mooring dolphin

7.2.2 Perencanaan Pondasi Pondasi yang digunakan untuk breasting dolphin dermaga curah batubara di Berau Kalimantan Timur ini adalah tiang pancang baja. 7.2.2.1 Data Spesifikasi Tiang Pancang 7.2.2.2 Perhitungan kebutuhan kedalaman tiang pancang Dari hasil perhitungan analisa struktur menggunakan SAP 2000 didapatkan beban rencana pada tiang pancang. Nilai beban rencana tersebut dapat dilihat pada Tabel 7.2. Penentuan

Page 20


kedalaman tiang pancang disesuaikan dengan kebutuhan beban rencana. Tabel 7.2. Output Gaya Dalam Tiang Pancang dari SAP 2000

Tipe Tiang

Miring

Defleksi

Tipe beban P (tekan) P (tarik) M2 M3 V2 V3 U1 U2

Beban Rencana 64,157

Ton

30,4168 18,4104 18,6535 3,759 3,5697 0,366 1,956

Ton Ton Ton.m Ton.m Ton mm mm

Hasil dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil maksimum dari kombinasi beban, dengan menggunakan SF = 3, maka bisa dicari untuk kedalaman tiang yang diperlukan : • Axial Force (tekan) = 64,157 x 3 = 192,471 ton • Axial Force (tarik) = 30,4168 x 3 = 91,2504 ton Dengan memplot ke kurva hubungan Ql dan Qs. 7.2.2.3 Kedalaman tiang pancang Dalam perencanaan struktur breasting dolphin ini digunakan kedalaman tiang yang tergantung dari daya dukung tanah dasar. Untuk tiang pancang dengan gaya tekan 64,157 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 42 meter dan untuk tiang pancang dengan gaya tarik 30,4168 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 28 meter. 7.2.2.4

Kontrol kekuatan bahan tiang pancang Asumsi kecepatan korosi = 0,3 mm/tahun. Korosi tiang diasumsikan terjadi sampai tiang ditumbuhi karang yaitu selama 10 tahun. Metode perawatan digunakan dengan menyediakan alokasi tebal tiang yang akan terkorosi yaitu setebal 3 mm. Mu = fy x Z = 2100 x 3030 = 6363000 kg.cm = 63,63 ton.m Kontrol tiang pancang Gaya dalam tiang pancang mooring dolphin perlu dikontrol


 Kontrol momen M Mmax = 18,6535 ton.m < Mu (OK)  Kontrol gaya horizontal (Hu) Perhitungan daya dukung tiang terhadap beban lateral menggunakan cara Tomlinson dalam ”Daya DukungPondasi Dalam oleh Dr. Ir. Herman Wahjudi hal 55” : 2𝑀𝑀𝑀𝑀 2𝑥𝑥63,63 𝐻𝐻𝐻𝐻 = = = 8,484 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑒𝑒 + 𝑍𝑍𝑍𝑍 8+7 Hu yang terjadi V2 = 3,759 ton < Hu (Ok) V3 = 3,5697 ton < Hu (Ok)  Kontrol Tegangan Tegangan yang terjadi akibat beban aksial (P) dan momen (M) pada tiang yang didapat dari analisa SAP 2000 harus lebih kecil dari tegangan ijin tiang pancang (fy). Tegangan pada tiang pancang dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut: 𝑃𝑃 𝑀𝑀 64157 1865350 𝜎𝜎 max = + = + 𝐴𝐴 𝑍𝑍 225,33 3030 2 σmax = 900,35 kg/cm < σijin = 2100 kg/cm2  Kontrol Kuat Tekuk Besarnya gaya P axial maksimum (Pkritis) terhadap buckling untuk fixed headed conditions adalah: 𝜋𝜋 2 . 𝐸𝐸. 𝐼𝐼 𝜋𝜋 2 . 2100000.101000 𝑃𝑃 cr = = (𝑍𝑍𝑍𝑍 + 𝑒𝑒)2 (700 + 100)2 = 32708485,84 kg = 32708,5 ton Pcr = 32708,5 ton > Pu = 192,471 ton (OK) 7.2.2.5 Kontrol Tiang Tarik Untuk tiang pancang miring perlu dilakukan control terhadap gaya tarik (P tarik) ke atas sebagai akibat adanya gaya lateral yang bekerja pada tiang miring. Daya dukung pondasi maksimum akibat beban tarik ke atas dihitung dengan rumus : Qu = (α2.Cu.Nc + 4.α.Cu.D) Dimana Qu = (4,20962.32 + 4.4,2096.32.48) = 26430, 85 ton QL GROUP = QL (1 tiang) x n x Ce QL GROUP = 192,471 x 4 x 0,569 = 438,064 ton Didapatkan daya dukung uplift (Qu) pada kedalaman rencana lebih besar dari gaya tarik tiang sebesar 192,471 ton. Sehingga dapat disimpulkan bahwa tiang tidak tercabut akibat gaya tarik.

Page 21


7.2.2.6 Defleksi akibat lateral load Defleksi keseluruhan sisi bawah struktur atas dengan bagian atas tiang pancang besarnya disyaratkan maksimum 4 mm apabila struktur tersebut ditempati manusia. Defleksi hasil SAP = U2 = 0,366 mm < 4 mm U3 = 1,956 mm < 4 mm Defleksi yang terjadi pada struktur mooring dolphin ini memiliki nilai kurang dari 4 mm, jadi telah memenhuhi syarat.

7.3.1 Perencanaan Poer Poer RLC ini dianggap sebagai balok sekaligus sebagai pelat dengan dimensi: Jenis poer : poer ganda dengan 2 tiang pondasi Bentuk : segi empat dengan ukuran 1,2 mx 2,4m Diameter tiang : 609,6 mm a) Momen poer Momen yang harus mampu di terima poer berasal dari eksentrisitas gaya luar terhadap keberadaan tiang pancang di tambah momen pada ujung tiang sendiri.

7.2.2.7 Kalendering Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930). Berikut perhitungan kalendering yaitu : a) Tiang Pancang Tekan Kemampuan daya dukung tiang pancang dapat dikontrol dengan menggunakn data kalendering. Perhitungan kalendering menggunakan rumus Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu = P x SF = 64,157x 3 = 192,471 ton

b) Poer ganda radial loading coal Penulangan poer ganda dianalisis berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 2 tiang pancang.  Data-data perencanaan poer ganda RLC Lebar (b) = lx = 120 cm Panjang (l) = ly = 240 cm Tinggi (h) = 120 cm Selimut beton = 8 cm Momen poer = 86,75618 ton.m = 8675618 kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx = Ht – d – 0,5D = 110,75 cm Hy = Ht – d – D – 0,5D = 108,25 cm  Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan

192,471 =

2,5x3,5x2 3,5 + (0,322 x 7,465) x S + (0,5 x 0,02) 3,5 + 7,465

91,2504 =

2,5𝑥𝑥3,5𝑥𝑥2 3,5 + (0,322 𝑥𝑥 4,977) 𝑥𝑥 𝑆𝑆 + (0,5 𝑥𝑥 0,02) 3,5 + 4,977

Didapat S = 0,0254 m = 25,4 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 25,4 mm. b) Tiang Pancang Tarik Qu = P x SF = 30,4168 x 3 = 91,2504 ton

Didapat S = 0,0304 m = 30,4 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 30,4 mm. 7.3 Perencanaan Radial Loading Coal Struktur Radial Loading Coal ini merupakan struktur yang menjadi jalannya ban roda conveyor radial loading coal. Perencanaan struktur ini terdiri dari balok, poer dan tiang pancang.

Ca =

ℎ


=

110,75

17,54 𝑥𝑥8675618 � 120 𝑥𝑥 1850


6,199 100 𝑥𝑥 17,54

𝑥𝑥 120 𝑥𝑥 110,75

= 46,9696 cm2 = 4696,96 mm2 Maka dipasang 10D25 (As=4908,7385 mm2)

Gambar 7.7. Pemodelan struktur RLC SAP 2000


Page 22


Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI 1971 9.3.5) A = 10% x A tulangan tarik = 10% x 4908,7385 = 490,87385 mm2 Maka dipasang 5D13 (As = 663,66 mm2) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar St =


=

1200 − 2𝑥𝑥80 − 10𝑥𝑥25 10−1


ℎ


=

108,25

17,54 𝑥𝑥 8675618 240 𝑥𝑥 1850

�


3,158 100 𝑥𝑥 17,54

𝑥𝑥 240 𝑥𝑥 108,25

= 46,7758 cm2 = 4677,58 mm2 Maka dipasang 10D25 (As=4908,7385 mm2) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI 1971 9.3.5) A = 10% x A tulangan tarik = 10% x 4908,7385 = 490,87385 mm2 Maka dipasang 5D13 (As = 663,66 mm2) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar St =


=

1200 − 2𝑥𝑥80 − 10𝑥𝑥25 10−1

= 87,778 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris  Jadi dipasang 10D25 atau D25-85 sepanjang poer dalam arah y


 Kontrol retak Dengan menggunakan Tabel 10.7.1 PBI 1971 maka didapatkan: 𝐴𝐴 4908,7385 ωp = = = 0,004091 𝐵𝐵ℎ 1200 𝑥𝑥 1000 Untuk balok persegi didapatkan koefisien C3 =1,5 ; C4 = 0,04 dan C5 = 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung dengan rumus :  d w = α  C3 . c + C 4 .  ω p 

   σ a − C 5  10 −6 (cm)  ω p  

3,2  7,5  − 6  w = 11,5 . 8 + 0,04 . 1850 −  10 0,004091  0,004091  

(cm)

w = 0,00072 cm < 0,01 cm (OK)  Kontrol Geser Pons 𝑃𝑃 τbp = = )ℎ 2 .( 𝑎𝑎+𝑏𝑏+2 ℎ 𝑡𝑡

𝑡𝑡

58024 ,1 2 .( 0,9+0,9 + 2𝑥𝑥1,5).1,5


 Tebal Isian Beton Tebal isisan beton didefinisikan sebagai berikut :     P 58024,1  = 2,64cm = L =      π .(D + D1) fc'   π .(606,9 + 574,9) 35 

Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm  Kuat geser ϕRn = ϕf.r1.fu.A = 0,75 x 0,5 x 4100 x 8,0424 = 12365,308 kg = 12,365 ton Gaya geser yang diterima tiap tulangan :    5,8024  V max  =  V =   = 0,967ton  jumalhtulangan   6  Didapat V < ϕRn (OK)

 Panjang penyaluran tulangan  A.σ au   8,04 x 2780   = 0,07 Ld = 0,07  = 83,63cm 350   σ ' bk   Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld > = 0,0065x3,2x2780=57,824 cm (OK) Detail penulangan poer RLC dapat dilihat pada Gambar 7.8.

Page 23

PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR 1200 600

600


2400

600

600

600

Diambil δ = 0 (tidak memerlukan tekan) untuk Ca = 4,346 dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat : ϕ = 2,464 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 5,858

600

600

Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A =ωxbxh = 2400 1200 D25-85 D25-85 12D28

1200

D25


8D25


Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar

1250 SELIMUT BETON t=50 mm MULTIPLEKS t=100 mm Ø12-100

10:1

St = Gambar 7.8. Detail penulangan poer RLC c) Poer ganda radial loading coal Penulangan poer ganda dianalisis berdasarkan gaya-gaya maksimum yang bekerja pada tiang pancang pada poer dengan 4 tiang pancang.  Data-data perencanaan poer ganda breasting dolphin Lebar (b) = lx = 240 cm Panjang (l) = ly = 240 cm Tinggi (h) = 120 cm Selimut beton = 8 cm Momen poer = 164,4122 ton.m = 16441220 kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx = Ht – d – 0,5D = 110,75 cm Hy = Ht – d – D – 0,5D = 108,25 cm  Perhitungan Tulangan Arah X Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan ℎ


=

110,75

17,54 𝑥𝑥16441220 � 240 𝑥𝑥 1850

𝑥𝑥 240 𝑥𝑥 110,75


BETON PENGISI TIANG Ø12-100

Ca =

5,858 100 𝑥𝑥 17,54


=

2400 − 2𝑥𝑥80 − 20𝑥𝑥25 20−1


ℎ


=

108,25

17,54 𝑥𝑥 16441220 � 240 𝑥𝑥 1850


6,146 100 𝑥𝑥 17,54

𝑥𝑥 240 𝑥𝑥 108,25


= 4,346


Page 24


2400 − 2𝑥𝑥80 − 20𝑥𝑥25 20−1

= 91,579 mm > 30 mm (OK) Gunakan tulangan 1 baris  Jadi dipasang 20D25 atau D25-90 sepanjang poer dalam arah y  Kontrol retak Berdasarkan PBI 1971 pasal 10.7.1b retak yang diijinkan 0,01 cm. Dengan menggunakan Tabel 10.7.1 PBI 1971 maka didapatkan: 𝐴𝐴 9817,477 ωp = = = 0,004091 𝐵𝐵ℎ 2400 𝑥𝑥 1000 Untuk balok persegi didapatkan koefisien C3 =1,5 ; C4 = 0,04 dan C5 = 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung:  C  d  w = α  C3 . c + C 4 . σ a − 5  10 −6 (cm)  ω p  ω p  

2400 600

600

600

=

 Panjang penyaluran tulangan  A.σ au   8,04 x 2780   = 0,07 Ld = 0,07  = 83,63cm 350   σ ' bk   Syarat : Ld > 0,0065.dp. σ'au Ld > 0,0065x3,2x2780=57,824 cm (OK) Detail penulangan poer RLC dapat dilihat pada Gambar 7.9. 600

600

600


600



BOULDER 30 TON

600

St =

   5,8024  V max  =  V =   = 0,967ton  jumalhtulangan   6 

600


= 12365,308 kg = 12,365 ton Gaya geser yang diterima tiap tulangan :

2400


2400 1200 D25-90 D25-90 12D28

1200

D25

3,2  7,5  − 6  w = 11,5 . 8 + 0,04 . 1850 −  10 0,004091  0,004091  

BETON PENGISI TIANG Ø12-100

(cm)

1250 SELIMUT BETON t=50 mm MULTIPLEKS t=100 mm Ø12-100

w = 0,00072 cm < 0,01 cm (OK)

2 .( 𝑎𝑎+𝑏𝑏+2 ℎ 𝑡𝑡

𝑡𝑡

8D25

58024 ,1 2 .( 0,9+0,9 + 2𝑥𝑥1,5).1,5


10:1

 Kontrol Geser Pons 𝑃𝑃 τbp = = )ℎ


Gambar 7.9. Detail penulangan poer RLC

 Tebal Isian Beton Tebal isisan beton didefinisikan sebagai berikut :

7.3.2 Perencanaan Pondasi 7.3.2.1 Data Spesifikasi Tiang Pancang 7.3.2.2 Perhitungan kebutuhan kedalaman     tiang pancang P 58024 , 1  = 2,64cm = L =     Dari hasil perhitungan analisa struktur  π .(D + D1) fc'   π .(606,9 + 574,9) 35  menggunakan SAP 2000 didapatkan beban Dapat dipakai tebal isisan beton 50mm rencana pada tiang pancang. Nilai beban rencana  Kuat geser tersebut dapat dilihat pada Tabel 7.3. Penentuan ϕRn = ϕf.r1.fu.A kedalaman tiang pancang disesuaikan dengan = 0,75 x 0,5 x 4100 x 8,0424 kebutuhan beban rencana.


Page 25


Tabel 7.3. Output Gaya Dalam Tiang Pancang dari SAP 2000

Tipe Tiang

Miring

Defleksi

Tipe beban P (tekan) M2 M3 V2 V3 U1 U2

Beban Rencana 58,0241 0,15304 42,87368 5,8024 ~0 0,5403 4,026

Ton Ton Ton.m Ton.m Ton mm mm

Hasil dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil maksimum dari kombinasi beban, dengan menggunakan SF = 3, maka bisa dicari untuk kedalaman tiang yang diperlukan : Axial Force (tekan) = 58,0241 x 3 = 174,0723 ton 7.3.2.3 Kedalaman tiang pancang Dalam perencanaan struktur breasting dolphin ini digunakan kedalaman tiang yang tergantung dari daya dukung tanah dasar. Untuk tiang pancang dengan gaya tarik 77,1046 ton maka dibutuhkan kedalaman tiang sekitar 43 meter. 7.3.2.4

Kontrol kekuatan bahan tiang pancang Asumsi kecepatan korosi = 0,3 mm/tahun. Korosi tiang diasumsikan terjadi sampai tiang ditumbuhi karang yaitu selama 10 tahun. Metode perawatan digunakan dengan menyediakan alokasi tebal tiang yang akan terkorosi yaitu setebal 3 mm. Mu = fy x Z = 2100 x 3030 = 6363000 kg.cm = 63,63 ton.m Kontrol tiang pancang Gaya dalam tiang pancang breasting dolphin perlu dikontrol  Kontrol momen M Mmax = 42,87368 ton.m < Mu (OK)  Kontrol gaya horizontal (Hu) Perhitungan daya dukung tiang terhadap beban lateral menggunakan cara Tomlinson dalam ”Daya DukungPondasi Dalam oleh Dr. Ir. Herman Wahjudi hal 55” : 2𝑀𝑀𝑀𝑀 2𝑥𝑥63,63 𝐻𝐻𝐻𝐻 = = = 7,486 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 𝑒𝑒 + 𝑍𝑍𝑍𝑍 10 + 7 Maureen Shinta Devi 3108 100 146

Hu yang terjadi V2 = 5,8024 ton < Hu (Ok) V3 = 0 ton < Hu (Ok)  Kontrol Tegangan Tegangan pada tiang pancang dapat dihitung dengan rumus sebagai berikut: 𝜎𝜎 max =

𝑃𝑃 𝐴𝐴

+

𝑀𝑀 𝑍𝑍

=

58024 ,1 225,33

+

4287368 3030

σmax = 1672,48 kg/cm2 < σijin = 2100 kg/cm2  Kontrol Kuat Tekuk Besarnya gaya P axial maksimum (Pkritis) terhadap buckling untuk fixed headed conditions adalah: 𝜋𝜋 2 . 𝐸𝐸. 𝐼𝐼 𝜋𝜋 2 . 2100000.101000 𝑃𝑃 cr = = (𝑍𝑍𝑍𝑍 + 𝑒𝑒)2 (700 + 500)2 = 1453710,482 kg = 1453,71 ton Pcr = 1453,71 ton > Pu = 174,0723 ton (OK) 7.3.2.5 Defleksi akibat lateral load Defleksi keseluruhan sisi bawah struktur atas dengan bagian atas tiang pancang besarnya disyaratkan maksimum 4 mm apabila struktur tersebut ditempati manusia. Defleksi hasil SAP = U2 = 0,5403 mm < 4 mm (OK) U3 = 4,206 mm ~ 4 mm (OK) Defleksi yang terjadi pada struktur radial loading coal memiliki nilai kurang dari 4 mm, jadi telah memenuhi syarat. 7.3.2.6 Kalendering Perhitungan kalendering menggunakan rumus. Alfred Hilley Formula (1930) sebagai berikut : Qu = P x SF = 58,0241 x 3 = 174,0723 ton 174,0723 =

2,5𝑥𝑥7𝑥𝑥2 7 + (0,322 𝑥𝑥 7,643) 𝑥𝑥 𝑆𝑆 + (0,5 𝑥𝑥 0,02) 7 + 7,643

Didapat S = 0,0286 m = 28,6 mm Jadi setting kalendering yang digunakan untuk tiang pancang adalah 28,6 mm. 7.3.3 Perencanaan Balok Struktur balok berfungsi sebagai jalannya conveyor radial loading conveyor. Untuk merencanakan balok diperlukan gaya dalam yang ditampilkan pada Tabel 7.4. dibawah ini

Page 26


Tabel 7.4. Gaya dalam rencana balok RLC

Maka dipasang 4D12 (As = 452,389 mm2)

Gaya Dalam

Max

Min

Satuan

Gaya Geser

27,8589

-15,013

Ton


Gaya Aksial

0

0

Ton

St =

Torsi

3,877

-5,404

Ton.m

Momen

64,2368

42,87

Ton.m

a) Perhitungan Penulangan Balok radial loading coal  Data-data perencanaan poer ganda RLC Tinggi balok (hb) = 100 cm Lebar balok (bb) = 120 cm Tebal selimut beton = 8 cm Momen balok = 1066,75517 ton.m = 1106675517 kg.cm Perhitungan tinggi manfaat balok : Hx = Ht – d – 0,5D = 90,8cm Hy = Ht – d – D – 0,5D = 90,2 cm  Perhitungan Tulangan Lapangan Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca =

ℎ


=

90,8

17,54 𝑥𝑥 4287368 � 120 𝑥𝑥 1850

= 4,9117 Diambil δ = 0,4 untuk Ca = 4,9117 dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat : ϕ = 3,110 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 4,529 Dihitung sebagai balok persegi Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A =ωxbxh =

4,529 100 𝑥𝑥 17,54

𝑥𝑥 120 𝑥𝑥 90,4

= 28,252 cm2 = 2825,2 mm2 Maka dipasang 8D24 (As = 3619,11 mm2) Tulangan Tekan Luas tulangan yang diperlukan adalah A’ = δ x A = 0,4 x 3619,11 cm2 = 1447,644 mm2 Maka dipasang 3D24 (As = 1357,168 mm2) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI 1971 9.3.5) A = 10% x A tulangan tarik = 10% x 3619,11 = 361,911 mm2


𝑏𝑏 𝑏𝑏 − 2𝑑𝑑−2𝜙𝜙− 𝑛𝑛𝑛𝑛 𝑛𝑛−1

=

120 − 2𝑥𝑥8−2𝑥𝑥1,2− 8𝑥𝑥2,4 8−1

= 11,77 cm Jadi dipasang 8D24 atau D24-100 sepanjang balok  Perhitungan Penulangan Tumpuan Dari analisis struktur didapatkan momen tumpuan Ca =

ℎ


=

90,8

17,54 𝑥𝑥 6423680 � 120 𝑥𝑥 1850

= 4,03 Diambil δ = 0,4 untuk Ca = 4,03 dari tabel perhitungan lentur cara “n”, didapat : ϕ = 2,390 > ϕo (OK) dan 100.n.ω = 6,94 Dihitung sebagai balok persegi Tulangan Tarik Luas tulangan yang diperlukan adalah A =ωxbxh =

6,94 100 𝑥𝑥 17,54

𝑥𝑥 120 𝑥𝑥 90,4

2

= 42,922 cm = 429220 mm2 Maka dipasang 10D24 (As = 4523,89 mm2) Tulangan Tekan Luas tulangan yang diperlukan adalah A’ = δ x A = 0,4 x 4523,89 cm2 = 1809,56 mm2 Maka dipasang 4D24 (As = 1809,56 mm2) Tulangan Samping Luas tulangan samping diambil sebesar 10% dari luas tulangan tarik (PBI 1971 9.3.5) A = 10% x A tulangan tarik = 10% x 4523,89 = 452,389 mm2 Maka dipasang 4D12 (As = 452,389 mm2) Cek jarak tulangan tarik Jarak tulangan sebesar St = 𝑏𝑏 𝑏𝑏 − 2𝑑𝑑−2𝜙𝜙− 𝑛𝑛𝑛𝑛 𝑛𝑛−1

=

120 − 2𝑥𝑥8−2𝑥𝑥1,2− 10𝑥𝑥2,4 10−1

= 8,62 cm Jadi dipasang 10D24 atau D24-85 sepanjang balok

Page 27


 Kontrol retak Berdasarkan PBI 1971 pasal 10.7.1b retak yang diijinkan 0,01 cm. Dengan menggunakan Tabel 10.7.1 PBI 1971 maka didapatkan: 𝐴𝐴 4523 ,89 ωp = = = 0,00377 𝐵𝐵ℎ 1200 𝑥𝑥 1000 Untuk balok persegi didapatkan koefisien C3 =1,5 ; C4 = 0,04 dan C5 = 7,5 Maka lebar retak yang terjadi akibat pembebanan tetap akibat beban kerja dihitung dengan rumus :  d w = α  C3 . c + C4 .  ωp 

 C5  σ a −  ωp 

  10 − 6  

 Kontrol Dimensi Balok 𝐷𝐷 27858 ,9 τb = 7 = = 2,6532 7 8

120𝑥𝑥 𝑥𝑥100 8

Detail penulangan Gambar 7.11. 10D25

(cm)

dilihat

pada

5D25

10D25

8D25

5D25

2Ø10-125 1500

Ø10-90 2000

10D25

5D25

4,575

1200

2

Penulangan Tumpuan 5D25

τm = 1,62 √350 = 30,307 𝑘𝑘𝑘𝑘/𝑐𝑐𝑐𝑐2 Didapatkan hasil τb + τib < τm (OK)

 Penulangan Geser Tegangan beton yang diijinkan berdasarkan PBI 1971 tabel 10.4.2 • Untuk pembebanan tetap : τbt = 1,08 √350 = 10,205 kg/cm2 • Untuk pembebanan sementara : τbs = 1,70 √350 = 31,804 kg/cm2 τb + τib = 4,3702 kg/cm2 < τbt Dipasang tulangan geser minimum yaitu luas As 2,262𝑥𝑥2780 3 𝑥𝑥 120

5D25

2Ø10-125 1500

τb + τib = 2,6532 + 1,717 = 4,3702 kg/cm

3.𝑏𝑏.𝑎𝑎𝑎𝑎 As = 𝜎𝜎𝜎𝜎𝜎𝜎 𝐴𝐴𝐴𝐴.𝜎𝜎𝜎𝜎𝜎𝜎  as = 3.𝑏𝑏

dapat

1000

Untuk h < b maka

2,6 2,6 ψ =3+ = 3+ = 0,45+(120�100 ) 0,45+(𝑏𝑏�ℎ ) 𝜓𝜓 .𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 4,575.540400 τib = = = 1,717 𝑏𝑏 𝑏𝑏 2 . ℎ 𝑏𝑏 120 2 .100

 d .σ au   3,2 x 2780   = 0,09  = 42,796cm Ld = 0,09 350   σ ' bk   Syarat : Ld > 0,005.dp. σ'au Ld > 0,005x3,2x2780=44,48 cm (OK)

(cm)

3,2  7,5  −6  w = 11,5 . 8 + 0,04 .  10 1850 − 0,00377  0,00377   w = -0,0064 cm (nilai minus, lebar retak ~ 0) < 0,01 cm (OK)

𝑏𝑏 𝑏𝑏 . .ℎ 𝑏𝑏

Ld > 0,0065x3,2x2780=57,824 cm (OK) Untuk tulangan tekan diambil

1000 8D25

1200 Penulangan Lapangan Gambar 7.11. Detail penulangan balok RLC

BAB VIII PERENCANAAN PENGERUKAN

8.1 Umum Langkah-langkah dalam merencanakan Pakai as 10 cm suatu pengerukan yaitu sebagai berikut: 1. Menentukan peralatan yang digunakan  Panjang penyaluran tulangan Untuk tulangan tarik diambil 2. Menghitung produktivitas 3. Merencanakan metode Pelaksanaan  A.σ au   8,04 x 2780   = 0,07 Ld = 0,07  = 83,63cm 350   σ ' bk   8.2 Menentukan Peralatan Pengerukan Syarat : Dalam menentukan peralatan yang Ld > 0,0065.dp. σ'au digunakan dalam pengerukan ada beberapa hal =


= 17,468 cm

Page 28


yang diperhatikan. Beberapa hal yang menjadi pertimbangan perencanaan adalah: 1. Volume pekerjaan 2. Jenis material 3. Kedalaman perairan 4. Tempat pembuangan material 8.2.1 Perhitungan Volume Material Pada bab V dijelaskan perbandingan kondisi eksisting dengan kebutuhan fasilitas dermaga, dimana pada kolam putar dermaga perlu dilakukan adanya pengerukan mengingat kebutuhan kedalaman nominal bulk coal barge 5000 DWT yaitu -5.00mLWS sedangkan kolam putar yang ada mencapai kedalaman 3.00mLWS. Selain itu pembangunan dermaga ini diharapkan tidak mengganggu aktivitas pelayaran kapal dermaga lain. Jadi lebar alur pelayaran didepan dermaga perlu diperlebar sehingga saat kapal bertambat pada dermaga ini, kapal lain dapat melewati dermaga ini tanpa berhenti. Layout pengerukan dapat dilihat secara jelas pada Gambar 8.1. dan Gambar 8.2. Untuk menentukan volume pengerukan ini bisa dilakukan dengan membagi areal kolam pelabuhan menjadi beberapa pias. Setiap pias dibuatkan cross sectionnya agar mempermudah menghitung volume kerukan. Volume pengerukan total adalah total akumulasi dari volume seluruh pias yang ada. Bila Gambar 8.2. memperlihatkan area yang harus dikeruk, maka dibuat potongan melintang tiap-tiap pias. -1.00

U

A

-0.00

T

A R

-0.00 -1.00

-18. 00 -17.0 0

DWT

-16.00

II E 5000 BARG COAL BULK

III

XII kn

X

VI

IX

-2.00 -5.00 0 -9.0

III

VI

II

XVII XVIII

XV XVI XVII

-10.00

0 -12.0 0 -13.0 0 -14.0

-13.00

-14.0 0

XVIII

-13.00

V

I

IV III

0 -9.0 0 -8.0

0 -0.0 -5.00

0 -10.0

XVI XIV

-13.00

VIII VII

0 -13.0

XV XIII

-15.00

V IV

-15.00

XIII XIV

XI

VII

XII

-14.00

XII kr XI X IX VIII

-10.00

II I

0

-5.0

0

.0

-7

0

.0

-1 0

.0 -6 .00 -1


Tabel 8.1. Kebutuhan volume pengerukan Potongan

A

Arata2

Jarak

Volume

I-I

0

II-II

5.235

2.6175

30

78.525

III-III

22.355

13.795

30

413.85

IV-IV

37.62

29.9875

30

899.625

V-V

40.075

38.8475

30

1165.43

VI-VI

96.085

68.08

30

2042.4

VII-VII

89.69

92.8875

30

2786.63

VIII-VIII

88.16

88.925

30

2667.75

IX-IX

82.48

85.32

30

2559.6

X-X

97.545

90.0125

30

2700.38

XI-XI

89.825

93.685

30

2810.55

XIIkr-XIIkr

30.05

59.9375

30

1798.13

XIIkn-XIIkn

30.99

30.52

30

915.6

XIII-XIII

35.325

33.1575

30

994.725

XIV-XIV

37.585

36.455

30

1093.65

XV-XV

37.35

37.4675

30

1124.03

XVI-XVI

34.285

35.8175

30

1074.53

XVII-XVII

28.055

31.17

30

935.1

XVIII-XVIII

88.16

58.1075

30

1743.23

3

volume total (m )

27803.7

Dengan demikian volume pengerukan awal yang diperlukan adalah sebesar 18171,3 m3. Karena tanah bisa memuai (swelling) koefisien tanah untuk lempung adalah 0,07. Volume total galian = 1,07 x 27803,7 m3 = 29749,959 m3. 8.2.2 Jenis Material Dari data stratigrafi tanah diketahui bahwa sampai kedalaman -50.00 m dari river bed jenis tanah pada Sungai Segah ini adalah lanau kelempungan. Walaupun volume keruk tidak begitu besar, namun material yang perlu dikeruk merupakan tanah lunak yang perlu penanganan khusus. Walaupun volume total galian < 500000 m3, pilihan alat keruk hidraulis yaitu cutter dredrger section ini dipilih. Mengingat tanah dasar sungai yang dikeruk memiliki material berbutir kecil yang cohesive yaitu lanau kelempungan.

Page 29


Tabel 8.2. Spesifikasi kapal keruk Cutter Suction Dredger

Gambar 8.3. Cutter Suction Dredger

8.2.3 Kedalaman Perairan Pekerjaan pengerukan dilakukan pada areal kolam putar di perairan Sungai Segah. Dari data yang ada, diketahui kedalaman perairan adalah kurang dari -5.00 mLWS. Karena kedalaman yang tidak begitu dalam, maka kedalaman tidak begitu menjadi kendala untuk draft kapal. Karena kapal keruk tipe Cutter Suction Dredger 400CBM ini memiliki draft maksimum sebesar 1,3 meter. Sehingga penggunaan alat keruk tipe ini menjadi pilihan. 8.2.4 Tempat Pembuangan Material Material hasil kerukan tidak digunakan untuk material reklamasi, melainkan dibuang pada lokasi yang tidak memungkinkan kembali ke lokasi kerukan dan tidak menyebabkan kerusakan lingkungan maupun gangguan bagi lalu lintas perairan. Lokasi yang cocok untuk tempat pembuangan material hasil kerukan pada lokasi ini adalah perairan yang dalam atau diletakkan pada tepi daratan yang berdekatan dengan Sungai saat mengeruk sisi selatan Sungai Segah. 8.3 Produktivitas Alat Keruk Produktivitas dihitung dengan satuan m3/jam. Urutan perhitungan produktivitas dari proses pengerukan adalah: 1. Produktivitas kapal keruk 2. Produktivitas barge 3. Waktu pengerukan 8.3.1 Produktivitas kapal keruk Produktivitas alat telah dibuat berdasarkan spesifikasi kemampuan mesin dan keseluruhan bagian perlatan yang dapat dilihat secara detail pada Tabel 8.2.


Deskripsi Tahun Produksi Kapasitas Mud Pump Power Generator LOA Operaton System Breadth Draft max Dredging Depth

Cutter Section Dredger 2009 1000 m3/jam 300 – 400 mm 720 kW 24 kw 38 m Hydraulic and Electricity 5,5 m 1,3 m 18 m

Dalam pengerukan hidraulik, besar prosentase dalam slurry sebanyak 40% dan prosentase air 60%. Jadi dari produktivitas alat keruk, produktivitas dari pengerukan butiran tanah sebesar 40% dari 1000m3/ jam yaitu 400m3/jam. 8.3.2 Produktivitas Barge Untuk memobilisasi material hasil kerukan, digunakan split-type hopper barge dengan kapasitas 850m3 jam. Spesfikasi barge ditunjukkan pada Tabel 8.3. Tabel 8.3. Spesifikasi Hopper Barge Kapasitas 850 m3 LOA 58,5 m Breadth 12 m Draft max 3,8 m Kecepatan 9,2 knot = 4,6 m/s Produktivitas Barge ditentukan oleh kapasitas angkut, manuvering time, dan unloading time. Manuvering Time Manuvering time dari barge (mt) : diambil sebesar 5 menit = 0,12 jam Travelling Time Jarak pembuangan + 65 km dari lokasi pengerukan. Dengan kecepatan 4,6 m/s. Maka waktu perjalanan dari barge = t=

65000 4,6

= 14130,434 detik

= 3,925 jam ~ 4 jam Jadi total travelling time untuk barge bolakbalik menuju lokasi pengerukan : 2t = 8 jam

Page 30

PERENCANAAN DERMAGA CURAH BATUBARA DAN LAPANGAN PENUMPUKAN DI BERAU KALIMANTAN TIMUR 𝑗𝑗𝑗𝑗𝑗𝑗 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 −𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤 ℎ𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖 𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐

Unloading Time Waktu pengosongan hopper (ut) dengan tipe split relative singkat yaitu butuh waktu 10 detik = 0,00278 jam

fw=

Total Time Total time = mt + 2t + ut = 0,12 + 8 + 0,00278 jam = 8,12278 jam

Faktor Operasional (fa) Faktor operasional diambil dari Tabel 7.2 – Dredging and Dredging Equipment (de Heer dan Rochmanhadi, 1989). Untuk pengaruh tata laksana yang baik dan pengaruh crew yang baik, didapat faktor operasional pada cuaca baik sebesar 0,82.

Lokasi Pengerukan t + ut = 4,00278 jam

tm = 0,12 jam

Lokasi Pembuangan

Barge

t = 4 jam

Waktu untuk proses pembuangan material kerukan Total Produksi Produksi untuk 1 unit hopper barge dapat ditentukan sebagai berikut : Q = Kapasitas barge / total time = 850 / 4 = 212,5 m3/jam Jadi untuk dapat membuang material hasil pengerukan dibutuhkan : n=

𝑄𝑄 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 𝑄𝑄 𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏

=

400 212,5

= 1,88 ~ 2 buah.

Waktu Pengerukan Dalam pelaksanaannya, produksi ini tidak mungkin dapat dicapai karena ada bebrapa pengaruh dari luar. Untuk itu harus dikoreksi untuk mendapatkan nilai produksi yang cukup mewakili. Bila diasumsikan jam kerja untuk satu hari diambil 4 jam, maka waktu efektive pengerukan adalah: Faktor Kelambatan (fd) Faktor kelambatan diambil karena adanya kemungkinan pekerjaan yang terhenti karena faktor lalu lintas (ft) dan faktor cuaca (fw). Waktu yang hilang akibat lalu lintas diperkirakan 1 jam mengingat padatnya arus pelayaran di Sungai Segah. Sedangkan untuk akbat cuaca diperkirakan sebesar 15 menit. ft= =

𝑗𝑗𝑗𝑗𝑗𝑗 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 −𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝𝑝 𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤𝑤 ℎ𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖 𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙 𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙

4−1 4

= 0,75

𝑗𝑗𝑗𝑗𝑗𝑗 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡


=

4−0,25 4

𝑗𝑗𝑗𝑗𝑗𝑗 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘𝑘 𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡

= 0,9375

fd = ft x fw = 0,75 x 0,9375 =0,703125 ~ 0,7

Faktor Mekanis (fm) fm = 1 (tidak ada reduksi berhubung kapal keruk berumur < 5tahun). Produktivitas Faktor Mekanis (fm) P = Pmax.fd.fa.fm = 400 x 0,7 x 0,82 x 1 = 229,6 m3/jam. Lama Waktu Pengerukan t=V/P = 29749,959 m3 / 229,6 m3/jam = 129,6 jam ~ 130 jam = 32,5 hari kerja = 33 hari kerja

BAB IX ANALISIS STABILITAS TANAH DASAR LAPANGAN PENUMPUKAN BATUBARA 9.1 Gambaran Umum

Gambar 9.1 – Stockyard batubara di Berau, Kalimantan Timur

9.2 Data Perencanaan Batubara yang datang dari lokasi tambang akan dipecah menjadi ukuran-ukuran tertentu, yang hasil pemecahan batubara diletakkan pada area lapangan penumpukan. Lapangan

Page 31


penumpukan batubara ini memiliki data-data perencanan sebagai berikut : Kemiringan lereng timbunan = 1:2 H timbunan = 10 meter Material timbunan = batubara γ timbunan = 1,4 t/m3 C =0 Ø = 40-45o Besarnya tanah dasar yang dianalisis hingga tanah dasa yang memiliki kepadatan medium hingga stiff. Jadi tanah dasar diperhitungkan adalah tanah dasar dengan kedalaman hingga 46 m dengan kepadatan tanah medium. Substratum atau tanah keras yang berupa kerikil dengan kepadatan dense berada tepat dibawah tanah dasar yang diperhitungkan. 9.3 Analisis Kestabilan Tanah Dasar Timbunan batubara yang cukup tingg yaitu 10 meter ini perlu diperhitungkan kestabilitasan tanah dasar dalam menahan beban timbunan tersebut. Analisis kestabilitasan dapat menggunakan progam bantu xstable. Gambar dibawah ini menjelaskan bahwa bidang longsor mengenai lapisan tanah dasar ke2 dan angka kemanan akibat beban timbunan yang ada SF 0,768 < 1, yang menunjukkan ini cukup berbahaya. Sehingga perlu adanya perbaikan tanah dasar agar angka keamanan rencana dapat bertambah dan semakin aman. SF = 0,768 R = 27.33 m MR = 2623 ton.m

lapangan penumpukan adalah jumlah total dari Si yang terjadi pada masing-masing layer, yaitu sebesar 1,56 m. 9.4.2 Primary Consolidation (Sc) Perhitungan primary consolidation (Sc) ini menggunakan prinsip long term condition, yaitu menggunakan harga-harga efektif baik tanah kohesif maupun tanah non kohesif yang posisinya berada dibawah muka air. Berikut tahapan perhitungan primary Berhubung tanah lapisan pertama adalah tanah non-kompressible, maka tidak terjadi pemampatan primer. Namun lapisan tanah yang kohesive dan kompressible pada kedalaman 2-30 m perlu dihitung. Total primary consolidation sebesar 2,492m. 9.4.3 Total Konsolidasi Total konsolidasi yang terjadi adalah Total konsolidasi : Si + Sc = 1,528 + 2,492 = 4,02 meter. Jadi total konsolidasi akibat beban timbunan 10 meter didapatkan 4,02 meter. Hal ini cukup berbahaya apabila settlement masih berlangsung saat kegiatan operasional. Maka dibutuhkan metode perbaikan tanah dasar ataupun perkuatan tanah dasar lapangan penumpukan untuk kestabilitasan tanah dasar. 9.5 Perhitungan Waktu Konsolidasi Tabel 9.3.. Data parameter tanah titik bor B-2 Tebal Lapisan (cm)

Cv (cm2/dtk)

600

0.0001

300

0.0005

300

0.0001

6

600

0.0005

3

300

0.0001

7

700

0.0008

Kedalaman (m)

Jenis Tanah

Cv gab (cm2/dtk)

Timbunan Batubara

6 Lapisan no.1 Lapisan no.2

3

Lapisan no.3 Lapisan no.4 Lapisan no.5

3

Lapisan no.6 Lapisan no.7

Lanau kelempungan sangat lunak

0.000229

Lapisan no.8

Lapisan no.9

Gambar 9.3 – Bidang longsor pada area stockyard hasil x-stable.

9.4 Perhitungan Settlement 9.4.1 Immediate Settlement Sehingga besar immediate settlement yang terjadi akibat timbunan 10 m pada tanah dasr


Diasumsikan tegangan air porinya merata (homogen), sehingga untuk U = 90% maka Tv = 0,848 dan untuk U = 50% maka Tv = 0,197 (Tabel 5.1, Teknik Reklamasi, Prof. Herman).

Page 32


Dan untuk lapisan tanah 1 pada titik bor B-1, arah aliran air drainage-nya adalah dua arah yaitu air mengalir dalam proses konsolidasi kedalam dua arah yaitu atas dan bawah, sehingga Hdr = ½.H Dengan menggunakan asumsi tegangan air pori merata sehingga harga Tv dapat diperoleh dari Tabel 2.8. adalah: U = 10%, maka didapat Tv = 0,008 Hdr= 28 meter = 2800 cm Sehingga didapat waktu konsolidasi untuk derajat konsolidasi U = 10% adalah sebesar: t=

0.008×(2800/2)2 = 2.2 tahun (0.000229×3600×24×30×12)

Untuk derajat konsolidasi lainnya dapat dilihat pada Tabel 9.4. Tabel 9.4. Hasil perhitungan waktu konsolidasi untuk masing-masing derajat konsolidasi di bawah tanah dasar lapangan penumpukan Derajat Konsolidasi (U%)

Faktor Waktu (Tv)

Lama konsolidasi (Tahun)

0

0

0

10

0.008

2,2

20

0.031

8,5

30

0.071

19,5

40

0.126

34,7

50

0.197

54,2

60

0.287

78,9

70

0.403

110,9

80

0.567

156,0

90

0.848

233,3

100

-

-

Dari Tabel 9.3 dapat dilihat bahwa untuk menghilangkan semua settlement yang terjadi (derajat konsolidasi 90%) dibutuhkan waktu selama 233,33 tahun. Bila settlement ini tidak dihilangkan, bisa mempengaruhi kestabilitasan timbunan diatasnya. Sehingga diperlukan pemasangan PVD (Prefabricated Vertical Drain) yang terbuat dari material yang porous yang dibuat di pabrik dengan sistem drainase vertical. Penggunaan PVD ini diharapkan untuk mempercepat proses konsolidasi dan diharapkan pada saat Perusahaan Batubara di Kalimantan


Timur ini beroperasi, konsolidasi tidak terjadi lagi sehingga tidak mengganggu kegiatan operasional meskipun dalam jangka waktu yang panjang. 9.6 Perencanaan Vertical Drain 9.6.1 Data Perencanaan PVD Adapun data-data yang digunakan dalam perencanaan PVD adalah sebagai berikut: • Waktu konsolidasi yang direncanakan (t) adalah selama 1 tahun. • Urata-rata yang direncanakan = 90% • Jenis PVD yang digunakan adalah Colbondrain CX1000 (PT. Tetrasa Geosinindo) dengan dimensi 0.5 cm x 10 cm a = panjang PVD = 10 cm b = lebar PVD = 0,5 cm dw = ekivalen diameter PVD = (a+b)/2 = (10+0,5)/2 = 5,25 cm • Pola pemasangan PVD - Bujur Sangkar : D = 1,05 x S - Segitiga : D = 1,13 x S 9.6.2 Menentukan Jarak PVD Dari data-data tersebut diatas, maka perhitungan jarak atau spacing PVD adalah sebagai berikut: a) Perhitungan Ch Kh Ch = Cr = � � ×Cv Kv Dimana: Kh =2 Kv Ch gabungan = 2 x Cv gabungan = 2 x 0,000229 = 0,000458 cm2/dtk b) Perhitungan Uv Dengan menggunakan grafik korelasi antara Cv, t, U dan Hd (J.P. BRU, 1983) dari buku Teknik Reklamasi (Prof. Herman Wahyudi) halaman 66 didapatkan Uv sebesar 5% (lihat Gambar 9.4.). c) Perhitungan Uh U = [1-(1-Uh)(1-Uv)]×100% (1-U) Uh = �1� ×100% (1-Uv) (1-0.9) � ×100% = 89.474% Uh = �1(1-0.05) d) Perhitungan spacing PVD dengan formasi bujur sangkar.

Page 33


Dengan menggunakan grafik perhitungan spacing antar PVD oleh J.P, Magnan (Teknik Reklamasi, Prof. Herman, Hal. 94), didapatkan diameter pengaruh D = 0,9 m (formasi bujur sangkar). • Pola Bujur Sangkar : 90 S = 1.05 = 85,714 ≈ 90 m • Pola Segitiga : 90 S= = 79,646 ≈ 80 m 1.13 Pada perencanaan ini diputuskan menggunakan waktu tunggu 1 tahun dengan asumsi tidak ada pembatasan waktu sehingga diambil waktu maksimal PVD dapat bekerja dan pola yang dipakai adalah pola segitiga dengan alasan lebih cepat dilaksanakan karena dalam satu posisi crawler crane dapat langsung memasukkan 3 titik PVD. Crane hanya digerakkan serong sedikit kanan dan ke kiri. Dan PVD yang akan dipasang dilapangan dengan jarak 80 cm (Gambar 9.7) 9.6.4 Menentukan Kedalaman PVD Besar kedalaman PVD terpasang yang diperlukan untuk mengatasi penurunan akibat konsolidasi tanah, dalam perencanaan ini dipasang sampai kedalaman tanah compressible, yaitu N-SPT < 20 (lihat Gambar 2.13.). Jadi kebutuhan kedalaman PVD yaitu hingga kedalaman 28 m,karena hingga kedalaman 34 m lebih N-SPT tanah dasar pada lapangan penumpukan ini mencapai 22. Sedangkan tanah yang kompressible hingga kedalaman 28 m. Jadi pakai kedalaman PVD 28m. Dari perhitungan dapat diketahui menggunakan kedalaman PVD hingga 26 m didapat rate of settlement untuk 10 tahun sebesar 0,763 cm/tahun. Hal ini menunjukkan kurang dari 1,5 cm/tahun. Jadi kedalaman PVD hingga 28 meter sudah sesuai. 2

Timbunan Batubara

1

Pasir (Sand Blanket) Lapisan no.1 Lapisan no.2 Lapisan no.3 0,8 m

0,8 m

0,8 m

9.7 Perencanaan Micropile Berdasar perhitungan analisis stabilitas sebelumnya didapatkan SF<1. Oleh karena itu tanah dasar perlu diperkuat dengan menggunakan salah satunya cerucuk. Selain untuk memprekuat tanah dasar, cerucuk dapat difungsikan sebagai pemotong bidang gelincir. Cerucuk terdiri dari berbagai bahan, kayu atau beton. Berhubung bidang gelincir dengan jari-jari 27,33 meter, mengenai hingga lapisan tanah ke2 sedalam hamper 8meter. Sedagkan kayu dalam pasaran hanya tersedia hingga 5 meter. Maka dapat digunakan cerucuk beton atau sering disebut Micropile 9.7.1

Penentuan Momen Resistance Tambahan (Akibat Adanya Cerucuk) Hasil analisis xstable menunjukkan : SF = 0,768 Radius = 27,33 m MR = 2623 ton.m SF rencana = 1,25 Maka MD = MR/SF = 2623 / 0,768 = 3415,36 ton.m ∆MR = (SF Rencana x MD ) – MR = (1,25 x 3415,36) – 2623 = 1646,2 ton.m ∆MR ini merupakan momen resistance tambahan yang dibutuhkan untuk dapat mencapai SF Rencana, yang nantinya dihasilkan dengan adanya cerucuk. 9.7.2 Data Perencanaan Micropile Spesifikasi micropile dari PT.Elemindo Beton Perkasa : Dimensi micropile : 25 x 25 cm Dimensi tulangan : 16 mm Dimensi sengkang : 13 mm Berat : 156,25 kg/m2 Tegangan tarik ijin : σall = 79,9 ton Mutu beton : fc’ = 35 MPa Modulus elastisitas beton : Ec = 4700 x√𝑓𝑓𝑓𝑓′ : 27805,575 MPa σlt : σall / A :148,5 / (25x25) = 127,84 kg/cm2

Gambar 9.7. Pemasangan PVD Pola segitiga


Page 34


9.7.3

Perhitungan Kekuatan 1 Tiang Micropile terhadap Gaya Horisontal Yang dimaksud gaya horizontal disini adalah adalah Momen dorong yang bekerja berlawanan arah Momen Resistance dari tanah itu sendiri. Menghitung faktor kekuatan relative, T Maka faktor kekuatan relative (T) : (E.I/f)1/5 = ((278055,75 x 32552,08) / 0,04) 1/5 = 186,608 cm Menghitung momen maksimum yang mampu dipikul oleh micropile, Mmax 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 1 𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 = 𝜎𝜎 𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙 𝑊𝑊 = 127,84 x (32552,08/12,5) = 332916,667 kg.cm Menghitung gaya horizontal yang mampu ditahan oleh micropile, P Gaya lateral maksimum 1 micropile, P P = Mmax / (Fm.T) = 332916,667 / (1 x 186,608) = 2725,345 kg = 2,73 ton 9.7.4 Perhitungan Micropile 𝑛𝑛 =

∆MR 𝑃𝑃 max 𝑥𝑥 𝑅𝑅

=

Kebutuhan 1646 ,2 2,73 𝑥𝑥 27,33

S=

𝐿𝐿 − 2𝐷𝐷 − ( 𝑛𝑛 𝑥𝑥 𝑠𝑠 ) 𝑛𝑛−1

= 1,35 m~1,4 m

=

37,9 − 2𝑥𝑥1,25 − (23 𝑥𝑥 0,25 ) 23−1

Maka digunakan micropile 25x25 cm dengan jarak antar micropile dalam arah memanjang s = 1,4 m dengan jumlah n = 23 buah dan dalam arah melintang s = 1,0 m dengan jumlah n = 21 buah yang dapat dilihat pada Gambar 9.8. Jadi total micropile yang dibutuhkan adalah = 23 x 21 = 483 buah. 2

MAT

Timbunan Batubara

1

Pasir (Sand Blanket)

MAT

Lapisan no.1 Lapisan no.2

Jumlah

Lapisan no.3

= 22,06 = 23

buah/m Jadi untuk memperkuat tanah dasar sehingga tidak terjadi longsor (SF =1,25), maka jumlah micropile yang digunakan 23 buah/m’ 9.7.5 Total Panjang Micropile Kebutuhan panjang micropile harus dapat memotong bidang gelincir, sehingga tidak terjadi longsor. Panjang micropile yang dibutuhkan: - Tinngi bidang gelincir dibawah timbunan dan diatas bidang longsor maksimum : 7,5 m - Panjang micropile dibawah bidang longsor untuk keamanan : 1,5 m - Maka panjang micropile yang dibutuhkan : 7,5 + 1,5 = 9 m 9.7.6 Jarak Pemasangan Micropile Jarak pemasangan micropile dipasang per meter larri. Dengan jarak antar micropile arah memanjang : L = bidang kontak lapisan tanah paling atas dengan timbunan dalam bidang gelincir = 37,9 m


s = sisi micropile = 25 cm D = jarak tepi = 0,5 x s = 0,25 x 25 = 1,25 cm n = jumlah micropile dalam arah memanjang = 23 buah

1,4 m

1,4 m

1,0 m MICROPILE 25x25 cm

Gambar 9.8. Pemasangan micropile

BAB X METODE PELAKSANAAN Dalam bab metode pelaksanaan ini, akan direncanakan metode pelaksanaan dari hasil perencanaan pada bab-bab sebelumnya yang meliputi: 1. Pembangunan breasting dolphin 2. Pembangunan system fender dan bollard 3. Pengerukan sisi selatan Sungai Segah untuk kebutuhan alur masuk dan kolam putar. Tahapan pengerjaan dimulai dari pembuatan struktur breasting dolphin, system fender dan pengerukan. Metode pelaksanaan struktur breasting dolphin, pivot struktur, dan sistem fender memiliki tahapan yang sama, sehingga penjelasan tentang metode pelaksanaan untuk

Page 35


masing – masing struktur tidak dibahas secara keseluruhan. Pada bab ini hanya membahas konsep dasar pelaksanaan breasting dolphin, sistem fender dan pelaksanaan pekerjaan pengerukan, tetapi tidak membahas secara detail tentang pelaksanaan sesungguhnya di lapangan.

BAB XI ANGGARAN BIAYA Berikut Rekapitulasi Total Anggaran Biaya yang dibutuhkan untuk merealisasikan perencanaan dermaga curah batubara dan lapangan penumpukan di Berau Kalimantan yaitu : No. 1 2 3 4 5 6

Rekapitulasi Uraian Total Pekerjaan Persiapan Rp 87,600,000.00 Breasting Dolphin Rp 12,822,477,464.37 Mooring Dolphin Rp 7,244,269,534.42 Struktur RLC Rp 10,689,811,723.30 Pengerukan Rp 1,303,739,694.14 2,355,998,400.00 Perbaikan Tanah Dasar dengan PVD Rp Jumlah Total Rp 34,503,896,816.22 PPn 10% Rp 3,450,389,681.62 Total + PPn Rp 37,954,286,497.85 Jumlah Akhir (dibulatkan) Rp 37,954,286,498.00 Tiga Puluh Tujuh Milyar Sembilan Ratus Lima Terbilang: Puluh Empat Juta Dua Ratus Delapan Puluh Enam Ribu Empat Ratus Sembilan Puluh Delapan Rupiah.

BAB XII PENUTUP 12.1 Kesimpulan Dari perencanaan ini dapat disimpulkan : 1. Kapal yang direncanakan untuk Perencanaan Dermaga Curah Batubara di Berau, Kalimantan Timur ini adalah kapal tongkang pengangkut batubara atau bulk coal barge 5000 DWT dengan spesifikasi seperti Tabel 11.1. Tabel 11.1– Spesifikasi bulk coal barge Kelas LOA

ABS, A1, Barge 73,15 m

Breadth

21,95 m

Depth Max Draft GRT DWT

5,26 m 4,20 m 2139 ton 5000 ton

2. Perencanaan Struktur meliputi struktur breasting dolphin, mooring dolphin, dan radial loading coal. Rencana dimensi sebagai berikut : a) Desain Breasting Dolphin


Breasting Dolphin berbentuk segi empat dengan kriteria : Lebar : 2,4 m Panjang : 2,7 m Tebal : 1,5 m Diamater tiang 609,6 mm tebal 12mm dan panjang tiang 48 m. Diameter tulangan utama 25 mm dan tulangan samping 13 mm. Elevasi +3.00 mLWS Pada Breasting Dolphin dipasang Fender tipe AD Arch Rubber Fender AD 500 dan Bollard tipe SBB1-20. b) Desain Mooring Dolphin Mooring Dolphin berbentuk segi empat dengan kriteria : Lebar : 2,4 m Panjang : 2,4 m Tebal : 1,5 m Diamater tiang 609,6 mm tebal 12mm dan panjang tiang 46 m. Diameter tulangan utama 25 mm dan tulangan samping 13 mm. Elevasi +1.00 mLWS Pada Mooring Dolphin dipasang Bollard tipe SBB1-20. c) Desain Struktur Radial Loading Coal Radial Loading Coal ini memiliki 2 macam poer yaitu 1,2 x 2,4 x 1,2 m dan 2,4 x 2,4 x 1,2m. Terdapat juga balok dengan ukuran 5 x 1,2 x 1 m Diamater tiang 609,6 mm tebal 12mm dan panjang tiang 43 m. Diameter tulangan utama 25 mm dan tulangan samping 13 mm. Elevasi +5.00 mLWS 3. Perencanaan pengerukan Pengerukan dilakukan pada kolam putar dengan alasan kebutuhan kedalaman perairan -5.00 mLWS tidak terpenuhi karena kondisi eksisting kedalamn perairan berada pada kedalaman -5.00 mLWS. Dan juga pengerukan dilakukan untuk menjga alur pelayaran di Sungai Segah tetap berjalan dua arah dan tidak terganggu dengan adanya pembangunan dermaga ini. Total volume material tanah dasar di Sungai Segah yang perlu dikeruk sebesar 29749,959 m3 ini dikeruk menggunakan cutter suction dredger 1000 CPM dengan total waktu pengerukan 33 hari kerja. 4. Perencanaan perbaikan tanah dasar pada lapangan penumpukan digunakan material

Page 36


PVD (Prefabricated Vertical Drain) dengan tujuan dapat menhilangkan total consolidation settlement U=90% dalam waktu 1 tahun. Selain itu penggunaan PVD diharapkan dapat menambah kekuatan tanah dasar lapangan penumpukan batubara di Berau ini. Jadi penggunaan micropile dirasa perencana kurang efisien karena hanya memperkuat tanah dasar sehingga longsor tidak terjadi, namun total settlement sebesar 4,50 m masih berlangsung. 12.2 Saran Dalam perencanaan ini perlu didapatkannya data yang lengkap dan akurat, agar perencanaan dapat dibuat secara tepat dan memenuhi persyaratan yang lebih.

DAFTAR PUSTAKA Japan International Cooperation Agency. 1991. Technical Standards for Port and Harbour Facilities in Japan. Sutami. 1971. Konstruksi Beton Indonesia. Jakarta: Departemen Pekerjaan Umum. Triatmodjo, Bambang. 1996. Yogyakarta : Beta Offset.

Pelabuhan.

Wahyudi, Herman. 1999. Daya Dukung Pondasi Dalam. Surabaya. Jurusan Teknik Sipil FTSP ITS. Wahyudi, Herman.1999. Daya Dukung Pondasi Dangkal. Surabaya. Jurusan Teknik Sipil FTSP ITS. Wahyudi, Herman. 1999. Pondasi Lanjut. Surabaya. Mochtar, Indrasurya. 2000. Teknologi Perbaikan Tanah dan Alternatif Perencanaan Pada Tanah Bermasalah (Problematic Soils). Surabaya. Jurusan Teknik Sipil FTSP ITS. Das, Braja M., Noor Endah, Indrasurya B Mochtar. 1993. Mekanika Tanah Jilid 1. Jakarta : Erlangga. Wangsadinata, Wiratman. 1971. Peraturan Beton Bertulang Indonesia. Bandung: Departemen Pekerjaan Umum dan Tenaga Listrik. Wangsadinata, Wiratman. 1971. Perhitungan Lentur dengan Cara n Disesuaikan kepada Peraturan Beton Bertulang Indonesia 1971. Widyastuti, Dyah Iriani. Pelabuhan. Surabaya.

2000.

Diktat

Purwono,R., Tavio, Iswandi Imran, dan I Gusti Putu Raka.2007. Tata Cara Perhitungan Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung (SNI 03-28472002). Surabaya : itspress.


Page 37

Maureen Shinta Devi Page 1

Recommend Documents