PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBATAN

DEPARTEMEN PEKERJAAN UMUM DIREKTORAT JENDERAL BINA MARGA DIREKTORAT BINA PROGRAM JALAN

PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBATAN LAMPIRAN A PERSYARATAN TAHAN GEMPA

BRIDGE DESIGN CODE APPENDIX A - DETAILED EARTHQUAKE DESIGN

26 May 1992

DOCUMENT No. BMS7-CA

BRIDGE DESIGN CODE PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBATAN APPENDIX A - DETAILED EARTHQUAKE DESIGN LAMPIRAN A - PERSYARATAN TAHAN GEMPA SUMMARY OF CONTENTS IKHTISAR DAFTAR ISI TABLE OF CONTENTS .....................................................................................................................A - I DAFTAR ISI ........................................................................................................................................A - iii LIST OF TABLES DAFTAR TABEL .................................................................................................................................A - v LIST OF FIGURES DAFTAR GAMBAR .............................................................................................................................A - v A.1 INTRODUCTION PENDAHULUAN.........................................................................................................................A - 1 A.2 DESIGN PROCEDURE CARA PERENCANAAN ............................................................................................................A - 7 A.3 GENERAL DESIGN REQUIREMENTS PERSYARATAN PERENCANAAN UMUM ...............................................................................A - 17 A.4 DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE A BRIDGES PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE A ...................................................A - 26 A.5 DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE B BRIDGES PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE B ...................................................A - 37 A.6 DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE C BRIDGES PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE C ...................................................A - 39 A.7 SOIL LIQUEFACTION KEHILANGAN KEKUATAN TANAH - LIQUEFACTION ...........................................................A - 41 A.8 BASE ISOLATION AND MECHANICAL DAMPERS ISOLASI DASAR DAN PEREDAM MEKANIKAL .....................................................................A - 44 REFERENCES PUSTAKA ..................................................................................................................A - 48

26 May 1992

Table of Contets

TABLE OF CONTENTS A.1

INTRODUCTION A.1.1 SCOPE .................................................................................................................................... A - 1 A.1.2 APPLICATION ......................................................................................................................... A - 1 A.1.3 ORGANIZATION OF SECTION .............................................................................................. A - 2 A.1.4 GLOSSARY ............................................................................................................................. A - 3 A.1.5 SYMBOLS ............................................................................................................................... A - 3

A.2

DESIGN PROCEDURE A.2.1 GENERAL ............................................................................................................................... A - 7 A.2.2 ASSUMPTIONS ...................................................................................................................... A - 7 A.2.3 PROCEDURE ......................................................................................................................... A - 8 A.2.4 DEPTH TO FIXITY .................................................................................................................. A - 9 A.2.5 MEMBER STRENGTH A.2.5.1 Nominal Strength ......................................................................................................... A - 9 A.2.5.2 Design Strength ........................................................................................................... A - 10 A.2.5.3 Overstrength A.2.6 STRUCTURE DUCTILITY ....................................................................................................... A - 11 A.2.7 VERTICAL SEISMIC MOTIONS ............................................................................................. A - 13 A.2.8 DIRECTION OF LOADING ...................................................................................................... A - 13 A.2.9 DYNAMIC ANALYSIS A.2.9.1 General ....................................................................................................................... A - 13 A.2.9.2 Methods of Analysis A.2.9.2.1 Elastic Behaviour ................................................................................................. A - 14 A.2.9.2.2 Moderate Inelastic Behaviour .............................................................................. A - 14 A.2.9.2.3 Inelastic Behaviour .............................................................................................. A - 14 A.2.9.3 Loading Directions ....................................................................................................... A -14 A.2.9.4 Input Ground Motions ................................................................................................... A -14 A.2.9.5 Design Forces and Deformations A.2.9.5.1 Modal Spectral Analysis ...................................................................................... A - 15 A.2.9.5.2 Time-History Analysis .......................................................................................... A - 15 A.2.10 SEISMIC DISPLACEMENTS A.2.10.1 General ....................................................................................................................... A - 15 A.2.10.2 Displacement Response .............................................................................................. A - 15

A.3

GENERAL DESIGN REQUIREMENTS A.3.1 STRUCTURAL INTEGRITY AND PROVISION FOR DISPLACEMENTS A.3.1.1 Horizontal Linkages ...................................................................................................... A - 17 A.3.1.2 Holding-Down Devices ................................................................................................. A - 18 A.3.1.3 Horizontal Clearance .................................................................................................... A - 19 A.3.2 REPAIR CONSIDERATIONS .................................................................................................. A - 20 A.3.3 FREE STANDING RETAINING WALLS A.3.3.1 General ........................................................................................................................ A - 20 A.3.3.2 Static Earth Pressure ................................................................................................... A - 20 A.3.3.3 Inertial Force ................................................................................................................ A - 20 A.3.3.4 Dynamic Earth Pressure A.3.3.4.1 Stiff Walls ............................................................................................................. A - 21 A.3.3.4.2 Flexible Walls ....................................................................................................... A - 21 A.3.3.5 Walls with Footings on Soil .......................................................................................... A - 22 A.3.3.6 Walls on Rock, Piles or Well Foundations .................................................................... A - 23 A.3.3.7 Reinforced Earth Walls ................................................................................................. A - 23 A.3.4 ABUTMENT WALLS A.3.4.1 Non-rigid Connection to Superstructure ....................................................................... A - 24 A.3.4.2 Rigid Connection to Superstructure .............................................................................. A - 25

A.4

DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE A BRIDGES A.4.1 RESTRICTIONS ON LAYOUT ................................................................................................ A - 26 A.4.2 DESIGN OF HINGES IN STRUCTURAL CONCRETE COLUMNS A.4.2.1 General ........................................................................................................................ A - 26 A.4.2.2 Regions Where Special Confining Reinforcement Should be Provided ....................... A - 27 A.4.2.3 Amount of Confining Reinforcement to be Provided ..................................................... A - 27

A-i

26 May 1992

Table of Contets

A.4.2.4 Reinforcing Steel .......................................................................................................... A - 29 A.4.2.5 Concrete Strength ........................................................................................................ A - 29 A.4.2.6 Inner Bound Core ......................................................................................................... A - 30 A.4.2.7 Shear ............................................................................................................................ A - 30 A.4.3 DESIGN OF HINGES IN STRUCTURAL STEEL MEMBERS A.4.3.1 General ........................................................................................................................ A - 30 A.4.3.2 Lateral Restraint ........................................................................................................... A - 30 A.4.3.3 Shear capacity of Hinge Regions ................................................................................. A - 30 A.4.3.4 Connection of Hinging Member .................................................................................... A - 31 A.4.3.5 Moment Capacity of Hinging Sections .......................................................................... A - 31 A.4.3.6 Materials ....................................................................................................................... A - 32 A.4.4 DESIGN OF STRUCTURE BETWEEN PLASTIC HINGES A.4.4.1 General ........................................................................................................................ A - 32 A.4.4.2 Strength Reduction Factor ........................................................................................... A - 33 A.4.4.3 Shear ............................................................................................................................ A - 33 A.4.4.4 Connection of Hinges ................................................................................................... A - 34 A.4.4.5 Buckling of Columns ..................................................................................................... A - 34 A.4.4.6 Instability Effects .......................................................................................................... A - 34 A.4.4.7 Joints ............................................................................................................................ A - 35 A.4.4.8 Special Provisions for Structural Concrete A.4.4.8.1 Shear ................................................................................................................... A - 35 A.4.4.8.2 Splices in longitudinal Reinforcing ....................................................................... A - 35 A.4.4.9 Special Provisions for Structural Steel A.4.4.9.1 Column Splices .................................................................................................... A - 36 A.4.4.9.2 Connections ......................................................................................................... A - 36 A.4.5 DESIGN OF ARTICULATIONS ............................................................................................... A - 36 A.5

DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE B BRIDGES A.5.1 GENERAL ............................................................................................................................... A - 37 A.5.2 DESIGN OF ARTICULATIONS A.5.2.1 General ........................................................................................................................ A - 37 A.5.2.2 Design of Linkages at Abutments ................................................................................. A - 37 A.5.2.3 Design of Linkages at Expansion Joints ....................................................................... A - 37

A.6

DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE C BRIDGES A.6.1 RESTRICTIONS ON LAYOUT ................................................................................................ A - 39 A.6.2 STRUCTURAL TYPE FACTOR .............................................................................................. A - 39 A.6.3 FOUNDATIONS ...................................................................................................................... A - 40 A.6.4 INTEGRITY OF CONNECTIONS ............................................................................................ A - 40

A.7

SOIL LIQUEFACTION A.7.1 GENERAL ............................................................................................................................... A - 41 A.7.2 LIQUEFACTION POTENTIAL A.7.2.1 Simplified Method Based on Chinese Building Code Data ........................................... A - 41 A.7.2.2 Method Based on Cyclic Stress Ratio Analysis ............................................................ A - 43

A.8

BASE ISOLATION AND MECHANICAL DAMPERS A.8.1 GENERAL ............................................................................................................................... A - 44 A.8.2 BASE ISOLATION ................................................................................................................... A - 44 A.8.3 MECHANICAL DAMPERS ...................................................................................................... A - 45 A.8.4 APPLICATION TO BRIDGES .................................................................................................. A - 45 A.8.5 MINIMUM DESIGN REQUIREMENTS FOR BRIDGES INCORPORATING MECHANICAL ENERGY DISSIPATORS ........................................................................................................ A - 46

REFERENCES GENERAL SOURCE DOCUMENTS ........................................................................................................ A - 48 SELECTED REFERENCES ..................................................................................................................... A - 48

A - ii

26 May 1992

Table of Contets

DAFTAR ISI

A.1

PENDAHULUAN A.1.1 RUANG LINGKUP ...................................................................................................................A - 1 A.1.2 PENGGUNAAN .......................................................................................................................A - 1 A.1.3 SUSUNAN BAGIAN PENJELASAN .........................................................................................A - 2 A.1.4 ISTILAH ...................................................................................................................................A - 3 A.1.5 NOTASI ....................................................................................................................................A - 3

A.2

CARA PERENCANAAN A.2.1 UMUM ......................................................................................................................................A - 7 A.2.2 ANGGAPAN-ANGGAPAN .......................................................................................................A - 7 A.2.3 TAHAPAN ................................................................................................................................A - 8 A.2.4 KEDALAMAN JEPIT ................................................................................................................A - 9 A.2.5 KEKUATAN KOMPONEN A.2.5.1 Kekuatan Nominal ...........................................................................................................A - 9 A.2.5.2 Kekuatan Rencana ..........................................................................................................A - 10 A.2.5.3 Kekuatan Lebih ...............................................................................................................A - 11 A.2.6 DAKTILITAS STRUKTUR ........................................................................................................A - 11 A.2.7 GERAKAN SEISMIK VERTIKAL .............................................................................................A - 13 A.2.8 ARAH PEMBEBANAN .............................................................................................................A - 13 A.2.9 ANALISA DINAMIK A.2.9.1 Umum .................................................................................................................................A -13 A.2.9.2 Cara Analisa A.2.9.2.1 Perilaku Elastis .......................................................................................................A-14 A.2.9.2.2 Perilaku Moderat Tidak Elastis ...............................................................................A-14 A.2.9.2.3 Perilaku Tidak Elastis .............................................................................................A-14 A.2.9.3 Arah Pembebanan .............................................................................................................A-14 A.2.9.4 Masukan Gerakan Tanah ...................................................................................................A-14 A.2.9.5 Gaya Dan Deformasi Rencana A.2.9.5.1 Analisa Modal Spektral ...........................................................................................A-15 A.2.9.5.2 Analisa Riwayat Waktu (Time-history) ....................................................................A-15 A.2.10 SIMPANGAN SEISMIK A.2.10.1 Umum ...............................................................................................................................A-15 A.2.10.2 Simpangan Respons ........................................................................................................A-15

A.3

PERSYARATAN PERENCANAAN UMUM A.3.1 INTEGRITAS STRUKTURAL DAN PERLENGKAPAN TERHADAP SIMPANGAN A.3.1.1 Hubungan Horisontal .......................................................................................................A - 17 A.3.1.2 Perlengkapan Penahan Vertikal ......................................................................................A - 18 A.3.1.3 Jarak Bebas Horisontal ...................................................................................................A - 19 A.3.2 PERTIMBANGAN PERBAIKAN ....................................................................................A - 20 A.3.3 TEMBOK PENAHAN YANG BERDIRI BEBAS A.3.3.1 Umum ..............................................................................................................................A - 20 A.3.3.2 Tekanan Tanah Statik .....................................................................................................A - 20 A.3.3.3 Gaya Inersia ....................................................................................................................A - 20 A.3.3.4 Tekanan Tanah Dinamik A.3.3.4.1 Tembok Kaku ..........................................................................................................A - 21 A.3.3.4.2 Tembok Fleksibel ....................................................................................................A - 21 A.3.3.5 Tembok dengan Pondasi Diatas Tanah ..........................................................................A - 22 A.3.3.6 Tembok pada Pondasi Batuan, Tang atau Sumuran .......................................................A - 23 A.3.3.7 Tembok Tanah Bertulang ................................................................................................A - 23 A.3.4 TEMBOK PANGKAL A.3.4.1 Hubungan Tidak Kaku Terhadap Bangunan Atas ...........................................................A - 24 A.3.4.2 Hubungan Kaku Terhadap Bangunan Atas .....................................................................A - 25

A.4

PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE A A.4.1 PEMBATASAN PADA DENAH ................................................................................................A - 26 A.4.2 PERENCANAAN SENDI DALAM KOLOM BETON STRUKTURAL A.4.2.1 Umum ..............................................................................................................................A - 26 A.4.2.2 Bagian Untuk Mana Harus Diadakan Tulangan Pengikat Khusus ...................................A - 27 A.4.2.3 Jumlah Tulangan Pengikat Yang Diadakan .....................................................................A - 27

A - iii

26 May 1992

Table of Contets

A.4.2.4

Baja Tulangan ........................................................................................................... A - 29

A.4.2.5 Kekuatan Beton ......................................................................................................... A - 29 A.4.2.6 Inti dalam yang Terikat .............................................................................................. A - 30 A.4.2.7 Geser ........................................................................................................................ A - 30 A.4.3 PERENCANAAN SENDI DALAM KOMPONEN STRUKTURAL BAJA A.4.3.1 Umum ........................................................................................................................ A - 30 A.4.3.2 Ketahanan Lateral ..................................................................................................... A - 30 A.4.3.3 Kapasitas Geser dari Daerah Sendi .......................................................................... A - 30 A.4.3.4 Hubungan Dari Komponen Bersendi ......................................................................... A - 31 A.4.3.5 Kapasitas Momen dari Bagian Bersendi ................................................................... A - 31 A.4.3.6 Bahan-bahan ............................................................................................................. A - 32 A.4.4 PERENCANAAN STRUKTUR ANTARA SENDI PLASTIS A.4.4.1 Umum ........................................................................................................................ A - 32 A.4.4.2 Faktor Reduksi Kekuatan .......................................................................................... A - 33 A.4.4.3 Geser ........................................................................................................................ A - 33 A.4.4.4 Hubungan dari Sendi-sendi ....................................................................................... A - 34 A.4.4.5 Tekuk dari Kolom-kolom ............................................................................................ A - 34 A.4.4.6 Pengaruh Ketidak Stabilan ........................................................................................ A - 34 A.4.4.7 Sambungan-sambungan ........................................................................................... A - 35 A.4.4.8 Pengadaan Khusus Untuk Beton Struktural A.4.4.8.1 Geser ................................................................................................................... A - 35 A.4.4.8.2 Sambungan dalam Tulangan Memanjang ........................................................ A - 35 A.4.4.9 Pengadaan Khusus untuk Baja Struktural A.4.4.9.1 Sambungan Kolom ........................................................................................... A - 36 A.4.4.9.2 Hubungan-hubungan ........................................................................................ A - 36 A.4.5 RENCANA HUBUNGAN ARTIKULASI .............................................................................. A - 36 A.5 PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE B A.5.1 UMUM ................................................................................................................................ A - 37 A.5.2 RENCANA HUBUNGAN ARTIKULASI A.5.2.1 Umum ............................................................................................................................ A - 37 A.5.2.2 Rencana Hubungan pada Pangkal Jembatan ................................................................ A - 37 A.5.2.3 Rencana Hubungan pada Sambungan Dilatasi ............................................................. A – 37

A.6 PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE C A.6.1 A.6.2 A.6.3 A.6.4

PEMBATASAN DENAH ..................................................................................................... A - 39 FAKTOR TIPE STRUKTURAL ........................................................................................... A - 39 PONDASI ........................................................................................................................... A - 40 INTEGRITAS DARI HUBUNGAN-HUBUNGAN ................................................................. A - 40

A.7 KEHILANGAN KEKUATAN TANAH - LIQUEFACTION A.7.1 UMUM ................................................................................................................................ A - 41 A.7.2 POTENSIAL LIQUEFACTION A.7.2.1 Cara Sederhana Berdasarkan Data Tata Cara Bangunan di China ................................ A - 41 A.7.2.2 Cara Berdasarkan Analisa Perbandingan Tegangan Berulang ....................................... A – 43 A.8

ISOLASI DASAR DAN PEREDAM MEKANIKAL A.8.1 A.8.2 A.8.3 A.8.4 A.8.5

UMUM ................................................................................................................................ A - 44 ISOLASIDASAR .................................................................................................................. A - 44 PEREDAM MEKANIKAL .................................................................................................... A - 45 PENERAPAN PADA JEMBATAN ...................................................................................... A - 45 PERSYARATAN MINIMUM UNTUK RENCANA JEMBATAN DENGAN PERLENGKAPAN PENYERAPAN ENERGI MEKANIKAL (DISSIPATOR) ...................................................... A - 46

PUSTAKA DOKUMEN SUMBER UMUM ............................................................................................................... A-48 PUSTAKA TERPILIH ............................................................................................................................ A-48

A - iv

26 May 1992

Table of Contets

LIST OF TABLES DAFTAR TABEL

Table A.1 Tabel A.1

Liquefiable Sands Pasir Pbka Terhadap Liquefaction ...........................................................................A - 10

LIST OF FIGURES DAFTAR GAMBAR

Figure A.1 Gambar A.1

Depth to Fixity Kedalaman Jepit .......................................................................................................A -10


Ductility Daktilitas ................................................................................................................... A - 12


Link Slab Pelat Hubungan Sendi .............................................................................................A - 17


Lateral Restraints at Abutments Penahan Lateral pada Pangkal Jembatan ...............................................................A - 18


Overlap Distance Jarak Bebas .............................................................................................................A - 19

Figure A.6 Gambar A. 6

Stiff Wall Pressure Tekanan pada Tembok Kaku ...................................................................................A - 21


Forces on Abutment Walls Gaya-gaya Tembok Pangkal ................................................................................... A - 24


Typical Details of Binding Reinforcement Tipikal Detail Tulangan Pbngikat ..............................................................................A - 29


Shear in Columns Geser dalam Kolom-kolom ...................................................................................... A - 34


Typical Expansion Joint Details Tipikal Detail Sambungan Dilatasi ............................................................................A - 38

Figure A.1 1 Gam bar A. 11

Overburden Correction CN Koreksi CN Terhadap Kedalaman ............................................................................A - 43


Effect of Flexible Mountings Pengaruh Dudukan Fleksibel .................................................................................. A - 45

A-v

APPENDIX A

LAMPIRAN A

DETAILED EARTHQUAKE DESIGN

PERSYARATAN TAHAN GEMPA

A.1

INTRODUCTION

A.1

PENDAHULUAN

A.1.1

SCOPE

A.1.1

RUANG LINGKUP

This Section gives detailed requirements for bridges subject to earthquakes. These requirements are in addition to the other Sections of the Code and shall be read in conjunction with them.

Bagian ini memberikan penjelasan persyaratan jembatan terhadap gempa. Persyaratan ini melengkapi bagian-bagian lain dari Tata Cara dan harus dibaca secara berkaitan satu dengan lainnya.

The requirements of this Section represent current standards of good practice. They are not mandatory, but should be followed wherever possible to ensure that a bridge has the best chance of survival in the event of a major earthquake.

Persyaratan dalam Bagian ini mewakili standar pelaksanaan yang baik dan berlaku. Syarat-syarat tersebut tidak mutlak, tetapi sedapat mungkin harus diikuti untuk menjamin bahwa suatu jembatan mempunyal kemungkinan terbaik untuk selamat dalam kejadian gempa besar.

A.1.2

A.1.2

APPLICATION

This Section applies to road bridges in all parts of

Indonesia, except for special structures.

PENGGUNAAN

Bagian ini digunakan untuk Jembatan Jalan Raya di seluruh wilayah Indonesia, kecuali untuk struktur khusus.

The design of special structures requires the use of analysis techniques that are beyond the scope of this Section, although some general guidelines for dynamic analysis are given. Such techniques should only be used under the guidance of a Design Engineer with extensive experience in seismic design of bridges.

Perencanaan struktur khusus menuntut penggunaan tehnik analisa yang diluar lingkup bagian ini, walaupun telah diberikan beberapa pedoman umum untuk analisa dinamik. Tehnik demikian hanya boleh digunakan dibawah pengawasan Ahli Tehnik Perencana yang cukup berpengalaman dalam perencanaan seismik jembatan.

Special structures are bridges which meet any of the following four sets of conditions:

Struktur khusus adalah jembatan yang memenuhi salah satu dari empat kelompok kondisi berikut:

i.

Special Structural Types:

i.

Tipe Struktur khusus:

x

cable supported bridges;

x

jembatan yang didukung oleh kabel

x

arch bridges;

x

jembatan lengkung

x

bridges using special energy dissipators;

x

jembatan yang menggunakan perlengkapan khusus untuk menyerap (dissipator) energi.

ii.

Bridges with Extreme Geometry:

ii.

Jembatan dengan geometrik khusus:

x

bridges with tall piers such that the mass of a pier is greater than 20 % of the mass of the portion of the superstructure that contributes to the inertia load on the pier;

x

jembatan dengan pilar tinggi sedemikian sehingga massa pilar adalah lebih besar dari 20 % massa bagian bangunan atas yang memberikan beban inersia pada pilar;

x

bridges where the stiffness of the piers differs by more than the amount recommended in Article A.4.1;

x

jembatan dengan kekakuan pilar-pilar yang berbeda dengan nilai yang dianjurkan dalam persyaratan Artikel A.4.1;

x

bridges with spans greater than 200 m;

x

jembatan dengan bentang diatas 200 m

A- 1

x

highly skewed bridges;

x

jembatan dengan kemiringan sudut yang besar;

x

bridges with large horizontal curvatures;

x

jembatan dengan lengkung horisontal yang besar;

x

piers in deep water.

x

pilar diperairan dalam.

iii.

Bridges in Difficult Locations:

iii.

Jembatan pada lokasi rumit :

x

sites across or near active faults;

x

lapangan melintasi atau dekat retakan aktip;

x

sites on or near potentially unstable slopes;

x

lapangan pada atau dekat lereng yang potensial tidak stabil;

x

liquefiable foundations;

x

pondasi yang dapat mengalami liquefaction kehilangan kekuatan tanah;

x

very soft foundations.

x

pondasi pada tanah sangat lunak.

iv.

Very Important Bridges:

iv.

Jembatan sangat panting:

x

bridges with a high economic importance due to high construction cost or consequences of failure.

x

jembatan dengan kepentingan segi ekonomi karena biaya konstruksi sangat besar atau akibat keruntuhan yang fatal.

A.1.3

ORGANIZATION OF SECTION

A.1.3

SUSUNAN BAGIAN PENJELASAN

This Section consists of guidelines and recommendations only. Consequently, all necessary explanation is included in the text and there is no corresponding section in the Commentary.

Bagian ini terdiri dari pedoman dan anjuran persyaratan saja. Sehingga semua penjelasan yang diperlukan telah dicakup didalam uraian dan tidak terdapat artikel yang berkaitan dalam penjelasan ini.

References are provided wherever possible. However, earthquake engineering is a very active research area and the Design Engineer is advised to seek out the most up-to-date information available for the design of complex bridges.

Pustaka telah diberikan sebanyak mungkin. Bagaimanapun, tehnik gempa adalah suatu bidang penelitian yang aktip dan dianjurkan agar Akhli Tehnik Perencana berusaha mencari informasi terbaru yang tersedia untuk perencanaan jembatan dengan struktur rumit.

This Section is organized as follows:

Susunan bagian ini adalah sebagai berikut:

Sub-section A.2 sets out the general design procedures. Parameters used in seismic analysis of bridges are defined and the procedures for computing then are given. The principles of over strength design are explained. Guidelines are given for dynamic analysis.

Bab A.2 menetapkan langkah perencanaan secara umum. Parameter yang digunakan dalam analisa seismik jembatan ditetapkan dan cara perhitungan kemudian diberikan. Dasar-dasar perencanaan "kekuatan lebih" dijelaskan. Pedoman untuk analisa dinamik diberikan.

Sub-section A.3 sets out the general design requirements for siesmic restraints and connectivity for a bridge. Methods are given for computation of dynamic loads on retaining walls and abutments.

Bab A.3 menetapkan persyaratan perencanaan secara umum untuk penahan gempa dan hubungannya untuk suatu jembatan. Cara-cara diberikan untuk perhitungan beban dinamik pada tembok penahan dan pangkal jembatan.

Sub-section A.4 sets out the detailed requirements for fully ductile monolithic bridges (Type A). This covers design of concrete and steel hinge regions and the overstrength requirements for the members linking plastic hinges.

Bab A.4 menetapkan persyaratan terperinci untuk jembatan monolitik dengan daktilitas penuh (Tipe A). Ini mencakup perencanaan daerah sendi plastis pada beton dan baja, dan persyaratan "kekuatan lebih" untuk bagian-bagian penghubung sendi-sendi plastis.

Sub-section A.5 sets out the detailed requirements for fully ductile articulated bridges (Type B). Specific recommendations are given for the detailing

Bab A.5 menetapkan persyaratan terperinci untuk jembatan tipe bangunan atas dan bawah terpisah (Tipe B) dengan daktilitas penuh. Persyaratan

A- 2

of linkages between the bridge elements and for provision of structural integrity across joints.

khusus diberikan untuk detail hubungan antara elemen-elemen jembatan dan untuk mengadakan kesatuan struktural pada hubungan/sambungan.

Sub-section A.6 sets out the detailed requirements for non-ductile bridges (Type C).

Bab A.6 menetapkan persyaratan terperinci untuk jembatan tidak daktail (Tipe C).

Subsection A.7 sets out guidelines for assessing the liquefaction potential of loose sandy soils. Two methods are given, both based on empirical studies.

Bab A.7 menetapkan pedoman untuk pendekatan potensial liquefaction, pada tanah pasir lepas. Diberikan dua cara, keduanya berdasarkan penelitian empirik.

Sub-section A.8 provides information on mechanical devices that can modify the siesmic response of a bridge. This Sub-section is informative only and is not sufficient by itself for the selection and design of such devices.

A.1.4

GLOSSARY

Bab A.8 memberikan keterangan untuk perlengkapan mekanikal yang dapat mememperbaiki respons seismik jembatan. Bab ini hanya bersifat informatif dan tidak mencukupi dalam pemilihan dan perencanaan perlengkapan tersebut.

A.1.4

ISTILAH

Design Bending Strength is the Nominal Bending Strength of a member factored by the appropriate Strength Reduction Factor from Section 6 or 7.

Kekuatan Lentur Rencana adalah kekuatan lentur nominal dari suatu komponen yang diberi factor sesuai Faktor Reduksi kekuatan dari Bagian 6 atau 7.

Ductility is the ratio of the maximum plastic displacement of a member (or structure) to the displacement at first yield. Ductility is usually restricted by the requirement that it remain constant over several cycles of loading.

Daktilitas adalah perbandingan antara simpangan plastis maksimum dari suatu komponen (atau struktur) dengan simpangan pada pelelehan pertama. Daktilitas umumnya dibatasi oleh persyaratan bahwa dapat bertahan pada beberapa pembebanan berulang.

Ductility demand is the ductility needed by a structure to resist the design earthquake loading combination.

Persyaratan Daktilitas adalah daktilitas yang diperlukan oleh suatu struktur untuk menahan kombinasi pembebanan Gempa Rencana.

Nominal Bending Strength is the ultimate nominal bending strength of a member computed in accordance with Section 6 or 7.

Kekuatan Lentur Nominal adalah kekuatan lentur nominal ultimate-putus dari suatu komponen yang diperhitungkan sesuai Bagian 6 atau 7.

Overstrength is the Nominal Bending Strength factored by the Overstrength Factor.

Kekuatan lebih adalah Kekuatan Lentur Nominal yang diberi faktor sesuai faktor kekuatan lebih (overstrength).

Overstrength Factor is the ratio of the probable maximum bending strength of a member to its Nominal Bending Strength.

Faktor Kekuatan Lebih adalah perbandingan antara kekuatan lentur maksimum mungkin dari suatu komponen dengan kekuatan lentur nominalnya.

A.1.5

A.1.5

SYMBOLS

NOTASI

Ag

gross cross-section area of a reinforced concrete column (m2), see clause A.4.2.3

Ag

luas penampang bruto dari kolom beton bertulang (m2), lihat pasal A.4.2.3.

Ac

area of the core of a spirally reinforced concrete 2 column (m ), see clause A.4.2.3

Ac

luas inti dari kolom beton bertulang spiral (m2), lihat pasal A.4.2.3.

As

gross cross section area of a steel section (mm'), see clause A.4.3.3

As

luas penampang bruto dari penampang baja (mm'), lihat pasal A.4.3.3.

Ash total area of confining reinforcement (mm'), see clause A.4.2.3

Ash jumlah luas tulangan pengikat (mm2), lihat pasal A.4.2.3.

A- 3

Aw

area of the web of a steel section (mm2), see clause A.4.3.3

Aw

luas badan dari penampang baja (mm'), lihat pasal A.4.3.3.

CN

factor for normalising standard resistance defined in clause A.7.2.1

CN

faktor untuk normalisasi ketahanan penetrasi standar ditentukan dalam pasal A.7.2.1.

Cu

undrained cohesion of a soil (kPa)

Cu

kohesi undrained tanah (kPa)

penetration

D50 grain size corresponding to 50 % fraction by weight of a soil (mm), see clause A.7.2.2

D50 ukuran butir sehubungan fraksi 50 % berat tanah (mm), lihat pasal A.7.2.2.

d

diameter of a reinforcing bar (mm)

d

diameter batang tulangan (mm)

df

depth to fixity (m) defined in Article A.2.4

df

kedalaman jepit (m) ditentukan dalam artikel A.2.4.

do

minimum overlap between the end of a girder and the edge of a support (m) defined in clause A.3.1.3

do

sambungan lebih (overlap) minimal antara ujung gelagar dan tepi perletakan (m) ditentukan dalam pasal A.3.1.3.

ds

depth to sand layer (m), see clauses A.7.2.1 and A.7.2.2

ds

kedalaman lapis pasir (m), lihat pasal A.7.2.1 dan A.7.2.2.

dw

depth to water table (m), see clause A.7.2.1

dw

kedalaman muka air (m), lihat pasal A.7.2.1. E

E

modulus of elasticity (MPa)

E

Modulus Elastisitas

FL

liquefaction resistance factor defined in clause A.7.2.2

FL

Faktor ketahanan kekuatan pasir (liquefaction) ditentukan dalam pasal A.7.2.2.

fa

fraction of the design earthquake acceleration defined in clause A.3.3.5

fa

fraksi percepatan gempa rencana ditentukan dalam pasal A.3.3.5.

f’c

characteristic concrete cylinder strength at 28 days (MPa)

f’c

kekuatan karakteristik beton silinder pada 28 hari (MPa)

fy

characteristic steel yield strength (MPa)

fy

kekuatan karakteristik leleh baja (MPa)

fyh

yield strength of binding reinforcement (MPa), see clause A.4.2.3

fyh

kekuatan leleh dari tulangan pengikat (MPa), lihat pasal A.4.2.3.

g

acceleration due to gravity = 9.80 mV

g

percepatan gravitasi = 9.80 m/detik

H

height of retaining wall or abutment (m)

H

tinggi tembok penahan atau pangkal jembatan (m)

hc

dimension of concrete core to outside of rectangular hoop reinforcement (mm), see clause A.4.2.3

hc

dimensi inti beton terhadap tepi luar dari tulangan sengkang persegi (mm), lihat pasal A.4.2.3

I

second moment of area of a section (elastic)

I

Momen kedua dari luas penampang (elastis)

Kh

coefficient of horizontal seismic loading (ref. Section 2)

Kh

Koefisien pembebanan seismik horisontal (lihat Bagian 2)

R K strength reduction factor (ref. Sections 6 and 7)

K

faktor Reduksi Kekuatan (lihat Bagian 6 atau 7)

K°

K°

faktor kekuatan lebih (overstrength) ditentukan dalam pasal A.2.5.3.

overstrength factor defined in clause A.2.5.3

"

K a coefficient of active earth pressure

R

"

Ka

Koefisien tekanan tanah aktip

A- 4

"

K a G coefficient of dynamic active earth pressure

"

K a G Koefisien tekanan tanah aktip dinamik ditentukan

defined in clause A.3.3.4

dalam pasal A.3.3.4

L

length of a column (m)

L

panjang kolom (m)

M

nominal bending strength of a member (kN m)

M

kekuatan lentur nominal dari suatu komponen (kNm)

MM modified Mercalli earthquake intensity, see clause A.7.2.1

MM Intensitas gempa Modified Mercalli, lihat pasal A.7.2.1

M”

design bending strength of a member (kN m), see clause A.2.5.2

M”

kekuatan lentur Rencana dari suatu komponen (KNm), lihat pasal A.2.5.2.

M°

overstrength bending strength of a member (kN m) defined in clause A.2.5.3

M°

kekuatan lentur lebih dari suatu komponen (kNm), ditentukan dalam pasal A.2.5.3

N

standard penetration resistance (number of blows per 300 mm)

N

ketahanan penetrasi standar - SPT (jumlah pukulan tiap 300 mm)

N1

normalised standard penetration resistance, see clause A.7.2.1

N1

ketahanan penetrasi standar yang dinormalisasi, lihat pasal A.7.2.1

NM function of earthquake shaking intensity defined in clause A.7.2.1

NM fungsi intensitas goncangan gempa ditentukan dalam pasal A.7.2.1.

NC

limit of standard penetration resistence corresponding to onset of liquefaction defined in clause A.7.2.1

NC batas ketahanan penetrasi standar sehubungan terjadinya kehilangan kekuatan pasir (liquefaction) ditentukan dalam pasal A.7.2.1

axial load in a column at the overstrength condition (kN), see clause A.4.3.3

Pa

o

Pa

o

RD a factor defined in

clause A.7.2.2

beban aksial dalam kolom pada kekuatan lebih (kN), lihat pasal A.4.3.3

keadaan

RD faktor yang ditentukan dalam pasal A.7.2.1

RL

resistance of soil elements to dynamic loading defined in clause A.7.2.2

RL

ketahanan elemen tanah terhadap pembebanandinamik ditentukan dalam pasal A.7.2.2

r

radius of gyration of a column section (m)

r

jari-jari girasi dari penampang kolom (m)

rc

cyclic shear stress ratio defined in clause A.7.2.2

rc

perbandingan tegangan geser ditentukan dalam pasal A.7.2.2

rd

stress reduction factor defined in clause A.7.2.2

rd

faktor Reduksi tegangan ditentukan dalam pasal A.7.2.2

S

span length (m)

sh

centre to centre spacing of hoop and tie sets (mm), see clause A.4.2.3

S

panjang bentang (m)

sh

jarak pusat ke pusat dari susunan tulangan melingkar dan pengikat, (mm), lihat pasal A.4.2.3

period of the fundamental frequency of vibration of the structure in bending (sec)

T

periode-waktu getar dari frekuensi fundamental alami struktur dalam lentur (detik).

horizontal earthquake force on an abutment due to its own inertia (kN), see clause A.3.4.1

Tl

T L horizontal earthquake force on an abutment due to the inertia of the superstructure (kN), see clause A.3.4.1

TL

V col shear strength of a column NN) defined in clause A.4.4.3

V col kekuatan geser dari kolom (kN) ditentukan dalam pasal A.4.4.3

T

"

Tl

berulang

"

"

gaya gempa horisontal pada pangkal jembatan akibat inersia sendiri (kN), lihat pasal A.3.4.1

"

gaya gempa horisontal pada pangkal jembatan akibat inersia bangunan atas (kN), lihat pasal A.3.4.1

A- 5

o

shear induced by overstrength plastic hinging

Vw

o

geser yang timbul oleh kekuatan lebih dari

Vw

(kN), see clause A.4.3.3 ws

unit weight of soil (Mn) a

D

E 'h

sendi plastis (kN), lihat pasal A.4.3.3 slope of backfill

ws

satuan berat isi tanah (kN/m3)

back slope of a wall

D

sudut kemiringan tanah urug

black slope of wall

E

sudut kemiringan bagian belakang tembok

maximum estimated seismic deflection of the

'h

centre of mass of a structure (mm), see clauses A.2.10.2 and A.3.3.5

'

E

'

P

' Pg

deflection of a member or structure at limit of elastic response (first yield) (mm), see Article A.2.6

l'

available plastic deflection of a member or structure beyond the elastic limit (mm), see Article A.2.6

'

design dynamic earth pressure (kPa) defined in clause A.3.3.4

' Pg

'P "g Gincremental

coefficient

of

dynamic

earth

E

P

design angle of soil/wall friction

G’

T

earthquake coefficient used for dynamic earth pressure defined in clause A.3.3.4

T

total overburden pressure on a sand layer

V

' o

effective overburden pressure on a sand layer

I P

"

tambahan

pada

tekanan

(kPa)

tanah

koefisien gempa yang digunakan untuk tekanan tanah dinamik ditentukan dalam pasal A.3.3.4 o

jumlah tekanan diatas suatu lapis pasir (kPa), lihat pasal A.7.2.2

V

' o

(kPa), See clause A.7.2.2

W

tekanan tanah dinamik Rencana ditentukan dalam pasal A.3.3.4

sudut geser Rencana dari tanah/tembok

(kPa), see clause A.7.2.2

V

lendutan plastis yang tersedia pada suatu komponen atau struktur dibawah batas elastis (mm), lihat artikel A.2.6

dinamik (kPa) ditentukan pasal A.3.3.4

G’

o

lendutan suatu komponen atau struktur pada batas respons elastis (pelelehan pertama) (mm), lihat artikel A.2.6

'P "g Gkoefisien

pressure (kPa) defined in clause A.3.3.4

V

perkiraan lendutan seismik maksimum dari pusat massa suatu struktur (mm), lihat pasal A.2.10.2 dan A.3.3.5

jumlah tekanan efektip diatas suatu lapis pasir (kPa, lihat pasePA.7.2.2)

cyclic shear stress (kPa)

W

design angle of soil friction

I

member or overall structure ductility defined in Article A.2.6

P

tegangan geser berulang (kPa) "

sudut geser tanah rencana daktilitas komponen atau keseluruhan struktur ditentukan dalam Artikel A.2.6.

A- 6

A.2

DESIGN PROCEDURE

A.2

CARA PERENCANAAN

A.2.1

GENERAL

A.2.1

UMUM

Earthquake design id a compromise between the need for bridged to survive earthquakes and the high cost of providing the required strength. The design levels chosen for earthquake loads in this Code are such a compromise. These loads represent an earthquake level which id likely to be exceeded a few timed during the life of a bridge, do that the probability of damage to the bridge id significant. However, if the bridge id detailed carefully the damage will be limited in extent and repairs will be relatively easy and inexpensive.

Perencanaan tahan gempa adalah suatu kesepakatan antara keperluan agar jembatan selamat pada gempa dan biaya tinggi untuk mengadakan kekuatan yang disyaratkan. Tingkat perencanaan yang dipilih untuk beban gempa dalam Tata Cara ini mencerminkan kesepakatan tersebut. Beban-beban ini mewakili suatu tingkat gempa yang akan dapat dilampaui beberapa kali selama umur jembatan, sehingga kemungkinan kerusakan jembatan menjadi penting. Bagaimanapun, bila jembatan dilaksanakan dengan detail cukup baik, luas kerusakan akan dapat dibatasi dan perbaikan akan menjadi relatip mudah dan murah.

The design procedures specified in this Sub-section endure that earthquake damage will be limited to predetermined locations. It id important to understand that these procedures involve the computation of a member's maximum likely strength ad well ad its minimum likely strength. When a plastic hinge forms in a member, the sections of the member remote from the hinging zone must be strong enough to withstand the forced generated if the plastic bending moment id bigger than expected. Otherwise, during an earthquake larger than the design earthquake, the member may fail catastrophically in shear instead of forming predictable hinged. (Reference C)

Tahap cara perencanaan yang dispesifikasi dalam Bab ini, menjamin bahwa kerusakan akibat gempa akan dibatasi pada lokasi-lokasi tertentu. Penting untuk diadakan pengertian bahwa tahap-tahap tersebut mencakup perhitungan kekuatan maksimum komponen dan juga kekuatan minimumnya yang diharapkan. Bila terjadi pembentukan sendi plastis dalam suatu komponen, bagian komponen yang berada diluar daerah sendi plastis harus cukup kuat untuk menahan gaya-gaya yang dihasilkan bila momen lentur pladtid adalah lebih bedar dari yang diharapkan. Bila tidak, maka pada suatu gempa lebih besar dari gempa rencana, komponen tersebut dapat runtuh fatal akibat geser karena tidak terbentuknya sendi-sendi yang diharapkann (Pustaka C).

A.2.2

A.2.2

i.

ASSUMPTIONS It id assumed that the behaviour of the structure under the design earthquake loading combinations can be approximated by an elastic analysis. The elastic stiffness of structural concrete members should, therefore, be based on the cracked section moment of inertia computed ad follows (Reference C):

i.

ANGGAPAN ANGGAPAN Dianggap bahwa perilaku struktur pada kombinasi pembebanan gempa rencana dapat diperkirakan berdasarkan analisa elastis. Kekakuan elastis dari komponen beton struktural, dengan demikian harusd berdasarkan momen inersia penampang retak yang diperhitungkan sebagai berikut (Pustaka C).

x for members intended to form plastic hinged, use the El value corresponding to first yield of the reinforcement;

x untuk komponen yang akan membentuk sendi plastis, gunakan nilai El seduai dengan pelelehan pertama dari tulangan.

x for members intended to remain elastic, use the average of the uncracked section El and the value calculated in the previous paragraph for first yield.

x untuk komponen yang akan tetap elastis, gunakan rata-rata dari nilai El untuk penampang utuh dan nilai perhitungan dalam butir sebelumnya untuk pelelehan pertama.

ii.

The ductility demand for the overall structure under the design earthquake loading combinations does not exceed six;

ii.

Persyaratan daktilitas untuk seluruh struktur pada kombinasi pembebanan gempa rencana, tidak melebihi nilai enam.

iii.

The subsurface conditions at the site are adequately taken into account in the selection of the earthquake response coefficient in Section 2.

iii.

Kondisi tanah di lapangan telah cukup diperhitungkan dengan pemilihan koefisien respons gempa dari Bagian 2.

A- 7

2.3

PROCEDURE

For ductile and partially ductile structures, in which a plastic hinging mechanism is likely to develop, the design procedure should comprise two stages (based on reference C): i.

ii.

Design plastic hinge sections to have the minimum required flexural strengths:

A.2.3

TAHAPAN

Untuk struktur daktail dan daktail parsial, padamana mekanisme sendi plastis dapat berkembang, cara perencanaan harus terdiri dari 2 tahap (berdasarkan Pustaka C): i.

Rencana penampang sendi plastis sehingga mempunyai kekuatan lentur minimum yang diperlukan:

(a) decide structural form and choose desired locations of plastic hinges to allow a plastic mechanism to develop;

(a)

tentukan bentuk struktur dan pilih lokasi sendi plastis yang diinginkan untuk mengijinkan perkembangan mekanisme plastis.

(b) carry out an elastic analysis under the various earthquake loading combinations specified in Section 2;

(b)

laksanakan suatu analisa elastis pada berbagai kombinasi pembebanan gempa yang dispesifikasi dalam Bagian 2.

(c) determine the minimum bending strengths required for plastic hinges. Design these sections to have sufficient Design Bending Strength.

(c)

tentukan kekuatan lentur minimum yang diperlukan untuk sendi plastis. Rencanakan penampang tersebut untuk mempunyai kekuatan lentur rencana yang cukup.

Design all sections other than the plastic hinges for shear and bending. Design plastic hinges for shear:

ii.

Rencanakan semua penampang selain sendi plastis terhadap geser dan lentur. Rencanakan sendi plastis terhadap geser:

(a) compute overstrength bending strength of the plastic hinges designed in accordance with (I) above;

(a) hitung kekuatan lentur lebih dari sendi plastis yang - direncanakan sesuai butir (I) diatas.

(b) analyze structure assuming that all plastic hinges have developed their overstrength bending strengths;

(b) analisa struktur dengan anggapan bahwa semua sendi plastis telah mengembangkan kekuatan lentur lebih.

(c) determine shear and bending strengths required for all sections other than the plastic hinges, and design sections accordingly;

(c) tentukan kekuatan geser dan lentur yang diperlukan untuk semua penampang selain sendi plastis, dan rencanakan penampangpenampang tersebut.

(d)

(d)

design plastic hinges for shear.

rencanakan sendi plastis terhadap geser.

In partially ductile structures, the hinging zones should be designed as for fully ductile structures. In addition, those earthquake-resisting elements that are designed to remain ductile should be designed for the forces produced by a total deformation equal to the appropriate horizontal limit displacement given in Article A.2.10.

Pada struktur daktail parsial, daerah sendi harus direncanakan sebagai struktur daktail penuh. Sebagai tambahan, komponen penahan gempa tersebut yang direncanakan tetap daktail, harus direncanakan terhadap gaya-gaya yang dihasilkan oleh deformasi total yang sama dengan batas simpangan horizontal sesuai Artikel A.2.10.

Some structures use methods other than plastic hinges for absorbing the energy generated by earthquake motions. For these structures, the design procedure should be as follows:

Berbagai struktur menggunakan cara-cara selain sendi plastis untuk menyerap energy yang dihasilkan oleh gerakan gempa. Untuk struktur tersebut, cara perencanaan harus sebagai berikut:

(a) determine the forces generated by the. energy absorbing dampers using the earthquake loading combinations specified in Section 2;

(a) tentukan gaya-gaya yang dihasilkan oleh perlengkapan peredam energi dengan menggunakan kombinasi pembebanan gempa yang dispesifikasi dalam Bagian 2.

(b) design the connections to these dampers, and associated members, to have a strength

(b) rencanakan hubungan-hubungandengan tersebut, dan komponen yang

peredam

A- 8

greater than the generated forces. It is recommended that the overstrength factors given in clause A.2.5.3 be used unless the Design Engineer determines otherwise.

bersangkutan, sehingga mempunyai kekuatan melebihi gaya-gaya yang dihasilkan. Dianjurkan agar faktor kekuatan lebih yang diberikan dalam pasal A.2.5.3. digunakan, kecuali ada ketentuan lain dari Akhli Tehnik Perencana.

For non-ductile structures, no increase in force is necessary beyond the initial elastic analysis.

Untuk struktur tidak daktail, tidak diperlukan peningkatan gaya dalam analisa elastis permulaan.

A.2.4

DEPTH TO FIXITY

A.2.4

(References A and D)

KEDALAMAN JEPIT (Pustaka A dan D)

The depth to fixity, d f ,, is defined as the depth, below the ground surface, to the level at which the structure is unable to move independently from the soil. It is not necessary to apply seismic forces to the structure or foundation material below this depth. Some typical examples of d f are shown in Figure A. 1

Kedalaman jepit, d f ditentukan sebagai kedalaman dibawah permukaan tanah, sampai kedalaman padamana struktur tidak dapat bergerak bebas terhadap tanah. Tidak perlu untuk mengadakan gaya seismik pada struktur atau bahan pondasi dibawah kedalaman tersebut. Berbagai contoh tipikal untk d f diberikan dalam Gambar A.1.

Weak soils near the surface shall not contribute to the earthquake resistance of the foundations. The depth to fixity shall be measured to the lower boundary of these soils defined as follows:

Tanah lunak dekat permukaan tidak diperhitungkan dalam ketahanan gempa pada pondasi. Kedalaman jepit harus diukur sampai batas lebih bawah dari tanah tersebut, ditentukan sebagai berikut:

i.

i.

Sandy soils vulnerable to liquefaction:

- values of d f are given in Table A.1. Where the liquefaction resistance factor of the sand is determined in accordance with clause A.7.2.2, its computed design strength shall be further reduced, as given in Table A.1. (Reference D) ii.

Extremely soft cohesive soils: (d f )max = 3 m

tanah kepasiran liquefaction:

yang

peka

terhadap

- nilai d, diberikan dalam Tabel A.1. Bila faktor ketahanan liquefaction dari pasir telah ditentukan sesuai pasal A.7.2.2., kekuatan rencana yang dihitung harus direduksi lagi seperti dalam Tabel A.1. (Pustaka D). tanah kohesif sangat lunak: (d f )max = 3 m

ii.

- these comprise clays or silts with an unconfined compressive strength less than 20 kPa (undrained cohesion, cu less than 10 kPa).

- ini terdiri dari lempung atau silt dengan kekuatan tekan *unconfined" lebih kecil dari 20 kPa (kohesi undrained, cu lebih kecil dari 1 OkPa).

Although the strength of these soils is disregarded in earthquake calculations, their surcharge effects shall be taken into account when computing the loads on the foundations.

Walaupun kekuatan tanah tersebut diabaikan dalam perhitungan tahan gempa, pengaruh berat tanah tersebut harus diperhitungkan bila menghitung beban-beban pada pondasi.

A.2.5

MEMBER STRENGTH

A.2.5

KEKUATAN KOMPONEN

A.2.5.1

Nominal Strength

A.2.5.1

Kekuatan Nominal

The member Nominal Ultimate Strength in bending, M, shall be computed using the relevant Limit State provisions of Sections 6 and 7.

Kekuatan nominal ultimate - putus komponen dalam lentur, M, harus dihitung dengan menggunakan ketentuan keadaan batas yang relevan dari Bagian 6 dan 7.

A- 9

Notes: (1) Thickness is measured from the ground surface, even if sand is overlain by a thin layer of other material. (2) The dynamic reduction factor is applied to the design strength of the sand computed in accordance with Section 4. This factor is intended to be an additional Strength Reduction Factor to account for the loss in strength liquefaction) under dynamic loads.

Figure A. 1 Gambar A.1

A.2.5.2

Catatan: (1) tebal diukur terhadap permukaan tanah. biarpun pasir dilapisi oleh suatu lapis tipis dari bahan lain. (2) faktor reduksi dinamik digunakan pada kekustan rencana pasir yang dihitung sesuai dengan Bagian 4. Faktor ini diharapkan sebagai suatu reduksi kekustan lebih yang memperhitungkan kehilangan kekustan (liquefaction) pada beban dinamik.

Depth to Fixity Kedalaman Jepit

Design Strength

The resistance of the bridge to earthquake forces shall be determined using the Design Ultimate Bending Strengths of the members, M', given by:

A.2.5.2

Kekuatan Rencana

Ketahanan jembatan terhadap gaya-gaya gempa harus ditentukan dengan menggunakan kekuatan lentur ultimate - runtuh rencana dari komponenkomponen, M', diberikan oleh:

A - 10

M’ = KR M

( A.1)

here : dengan: M’

= design bending strength of the member;

KR

= he appr opr iate Strength Reduction Factor given in Section 6 or 7;

M

M' R

= kek uat an lentur rencana dari komponen

K

= faktor reduksi kekuatan yang diberikan dalam Bagian 6 dan 7

M

= kek uat an lentur nominal dari komponen

sesuai,

= the nominal bending strength of the member.

A.2.5.3

A.2.5.3

Overstrength

Kekuatan Lebih

Nilai maksimum mungkin dari kekuatan lentur pada sendi plastis dalam suatu komponen diberikan oleh:

The probable maximum value of the bending strength at a plastic hinge in a member is given by:

M’ = Ko M

( A.2)

were:

dengan:

M°

= the bending overstrength of the member;

M°

= kekuat an lentur dari komponen;

K°

= the Overstrength Factor = 1.25 for steel and structural concrete members (References B, C, 7).

K°

= faktor kekuatan lebih = 1.25 untuk baja dan komponen struktural bet on (Pustaka B,C,7).

A.2.6

A.2.6

STRUCTURE DUCTILITY (References B, C and E)

The ductility, P , of a member or a structure is a measure of its ability to continue absorbing energy of deformation after it has reached its elastic limit, and is computed as follows:

DAKTILITAS STRUKTUR (Pustaka B,C, dan E)

Daktilitas, P , dari suatu komponen atau struktur adalah ukuran kemampuan untuk melanjutkan penyerapan energi akibat deformasi setelah mencapai batas elastis, dan dihitung sebagai berikut:

P

=

'E + 'p 'E

(A.3)

where:

dengan:

'E

= displacement of the member or structure at the limit of its elastic range, ie. at first yield;

'E

= simpangan komponen atau struktur pada batas daerah elastis, yaitu pada pelelehan pertama

'p

= additional plastic displacement of the member or structure after reaching its elastic limit.

'p

= simpangan plastis tambahan dari komponen atau struktur setelah mencapai batas elastis

This is shown diagrammatically in Figure A.2

Hal ini dijelaskan dalam diagram Gambar A.2.

Properly detailed reinforced concrete members and steel members comprising compact sections, normally have a ductility, p, of at least 8. The ductility of prestressed concrete members is still under investigation, but it can be assumed that partially prestressed members with fully bonded tendons will also have a ductility of 8. The use of full prestressing and unbonded tendons in members likely to form plastic hinges is not recommended

Komponen beton bertulang dengan detail tepat dan komponen baja yang terdiri dari penampang kompak, umumnya mempunyai suatu daktilitas, p, sebesar paling sedikit 8. Daktilitas dari komponen beton pratekan sedang dalam penelitian, tetapi dapat dianggap bahwa komponen pratekan parsial dengan tendon terikat bonded penuh akan juga mempunyai daktilitas sebesar 8. Penggunaan pratekan penuh dan tendon tidak terikat unbonded dalam

A - 11

(Reference C)

komponen yang dapat membentuk sendi-sendi plastis, tidak dianjurkan (Pustaka C).

The overall ductility, P , of a structure should be limited to six to allow for uncertainties in the structural relationship and to avoid damage under frequent minor earthquakes.

Daktilitas keseluruhan, P , dari suatu struktur harus dibatasi sampai enam untuk mengijinkan ketidak pastian dalam hubungan struktural dan untuk mencegah kerusakan pada gempa kecil yang sering terjadi.

For the purpose of design, structures are classified as fully ductile, partially ductile or non-ductile:

Untuk maksud perencanaan, struktur diklasifikasi sebagai daktail penuh, daktail parsial atau tidak daktail:

Fully ductile structures are those which can form a plastic mechanism to absorb the energy generated by earthquake motions. They can continue to deform after development of this mechanism without significant increase in applied horizontal force. To be effective, this relationship must be reversible and must be sustained over several loading cycles. Type A bridges (see Section 1) are fully ductile structures.

Struktur daktail penuh adalah yang dapat membentuk mekanisme plastis untuk menyerap energi yang dihasilkan gerakan gempa. Struktur tersebut dapat terus mengalami deformasi setelah mekanisme tersebut berkembang, tanpa peningkatan berarti dalam gaya horisontal yang bekerja. Untuk efektivitas, deformasi tersebut harus dapat kembali ke kondisi asli dan harus dapat bertahan pada beberapa pembebanan ulang. Jembatan Tipe A (lihat Bagian 1) adalah struktur daktail penuh.

Partially ductile structures also form plastic hinges, but they contain elements (rubber bearings, piers without hinges, etc) which remain elastic. In these structures, the applied horizontal load continues to increase with increasing deformation. Type B bridges (see Section 1) are, in general, partially ductile structures.

Struktur daktail parsial juga membentuk sendi-sendi plastis, tetapi mengandung elemen (perletakan karet, pilar tanpa sendi, dan lain-lain) yang tetap elastis. Pada struktur ini, beban horisontal yang bekerja akan terus meningkat dengan bertambahnya deformasi. Jembatan tipe B (lihat Bagian 1) adalah umumnya struktur daktail parsial.

Non-ductile structures do not yield during earthquake motions but remain elastic up to failure. Type C bridges (see Section 1) are non-ductile structures.

Struktur tidak daktail, tidak mengalami leleh selama gerakan gempa tetapi tetap elastis sampai terjadi keruntuhan. Jembatan tipe C (lihat Bagian 1) adalah struktur tidak daktail.

A - 12

A.2.7

VERTICAL SEISMIC MOTIONS

A.2.7

GERAKAN SEISMIK VERTIKAL

Apart from the special provisions for design of bearings and cantilevers given in Section 2, it is normally only necessary to consider the effects of vertical earthquake motions for prestressed concrete superstructures. In prestressed concrete the main purpose of the prestressing is to balance the gravity loads. If these loads are reduced during an earthquake unforeseen damage may occur to the structure.

Terpisah dari persyaratan khusus untuk perencanaan perletakan dan Kantilever dalam Bagian 2, umumnya hanya perlu dipertimbangkan pengaruh gerakan gempa vertikal pada bangunan atas beton pratekan. Dalam beton pratekan, maksud utama dari pratekan adalah untuk mengimbangi beban-beban gravitasi. Bila bebanbeban tersebut berkurang selama gempa, maka dapat terjadi kerusakan tak terduga dalam struktur.

In this case it is recommended that the structure be investigated for an upwards acceleration of 0.1 g, an effective reduction of gravity loads by 10 % (Reference C, 7).

Dalam hal ini dianjurkan bahwa struktur diperiksa terhadap suatu percepatan keatas sebesar 0.1 g , suatu pengurangan efektip terhadap beban-beban gravitasi sebesar 10% (Pustaka C, 7).

A.2.8

A.2.8

DIRECTION OF LOADING

It is normally sufficient to consider earthquake effects in the two principle directions of the bridge, longitudinally and transversely, and to assume that the earthquake forces only act in one direction at a time. However, structural design must be based on the occurrence of the worst possible effect and other possibilities should also be considered. The following examples from Reference C illustrate this point:

ARAH PEMBEBANAN

Umumnya cukup untuk mempertimbangkan pengaruh gempa dalam dua arah utama dari jembatan, longitudinal dan transversal, dan untuk menganggap bahwa gayagaya gempa hanya bekerja dalam 1 arah setiap kali. Bagaimanapun, perencanaan struktural harus berdasarkan kejadian pengaruh paling buruk dan kemungkinan lain harus dipertimbangkan juga. Contohcontoh berikut dari Pustaka C menggambarkan hal ini:

i.

A group of four foundation cylinders arranged in a square pattern is most sensitive to horizontal loading along a diagonal rather than a major axis;

i.

Kelompok dari empat silinder pondasi yang dirancang dalam suatu pola persegi penuh, adalah paling peka terhadap pembebanan horisontal dalam arah diagonal daripada arah sumbu utama.

ii.

A shear key between the superstructure and a pier is designed to resist transverse forces while allowing longitudinal sliding. The friction on the sliding surface, generated by transverse earthquake loading, may cause a large eccentric force that loads the pier in torsion.

ii.

Suatu gigi penahan geser antara bangunan atas dan pilar direncanakan untuk menahan gaya-gaya transversal sambil mengijinkan pergeseran longitudinal. Gesekan pada permukaan geser yang dihasilkan oleh pembebanan gempa transversal, dapat mengakibatkan gaya eksentris yang besar, yang membebani pilar dalam puntir.

A .2.9

DYNAMIC ANALYSIS

A.2.9

(References C and D)

A.2.9.1

General

Although techniques are now available for computing for any bridge structure and foundation soil model, the computation of an accurate solution depends on the accuracy of the basic input parameters. At the present time it appears that, for given design effort, greater benefits can be achieved by devoting attention to refinements in both structural form and detailing of the members resisting the earthquake forces than by attempting to refine the analysis. It is therefore recommended that dynamic analysis should not be used for the majority of bridges where the dynamic behaviour can be satisfactorily predicted by simple analysis

ANALISA DINAMIK (Pustaka C dan D)

A.2.9.1

Umum

Walaupun sekarang tersedia teknik untuk menghitung tiap struktur jembatan dan model tanah pondasi, perhitungan dengan hasil tepat tergantung pada ketepatan masukan parameter dasar. Pada waktu ini menampil bahwa, untuk suatu usaha perencanaan, lebih banyak keuntungan dapat dicapai deng a n m e n c u r a h k a n perhatian pada penyempurnaan bentuk struktural dan detail komponen yang menahan gaya-gaya gempa, dibanding usaha untuk penyempurnaan analisa. Dengan demikian dianjurkan agar analisa dinamik sebaiknya tidak digunakan untuk sebagian besar jembatan, untuk mana perilaku dinamik dapat

A - 13

(Preference C).

Article A.2.9 gives recommendations for dynamic analysis of bridges classed as special structures in accordance with Article A.1.2. It is emphasised that dynamic analysis is a specialised technique that requires expertise to carry out and experience to interpret. It should only be done under the guidance of an appropriately qualified Design Engineer.

A.2.9.2

Methods of Analysis

diprediksi dengan baik melalui analisa sederhana (Pustaka C). Artikel A.2.9 memberi persyaratan analisa dinamik jembatan yang diklasifikasi sebagai struktur khusus sesuai dengan Artikel A.1.2. Perlu ditekankan bahwa analisa dinamik adalah suatu teknik keakhlian yang menuntut pengetahuan mendalam untuk melaksanakan dan pengalaman untuk mengerti. Hal ini hanya dapat dilakukan dengan petunjuk Akhli Tehnik Perencana yang cukup berpengalaman.

A.2.9.2

Cara Analisa

A.2.9.2.1 Elastic Behaviour

A.2.9.2.1 Perilaku Elastis

If the lateral load resisting elements remain generally elastic under the design earthquake loads then the elastic modal spectral analysis should be used. Modal responses should be computed using the design elastic response spectrum given in Section 2 (values of Kh). The total maximum responses should be computed using the square root of the sum of the squares method (Reference 3).

Bila elemen yang menahan beban lateral umumnya tetap elastis pada beban gempa rencana, maka harus digunakan analisa elastis modal spektral. Respons modal harus dihitung dengan menggunakan respons spektra elastis yang diberikan dalam Bagian 2 (nilai Kh). Jumlah respons maksimum harus dihitung dengan menggunakan akar kwadrat dari jumlah dalam cara kwadrat tersebut (Pustaka C).

A.2.9.2.2 Moderate Inelastic Behaviour

A.2.9.2.2 Perilaku Moderat Tidak Elastis

If the overall structural displacement ductility factor, p, is less than 2.0 under the design earthquake, the elastic response spectrum method given in subclause A.2.9.2.1 should be used by adopting equivalent overall stiffnesses and viscous damping values.

Bila faktor daktilitas untuk simpangan struktural keseluruhan, p, adalah lebih kecil dari 2.0 pada gempa rencana, cara respons spektra elastis yang diberikan dalam pasal A.2.9.2.1 harus digunakan dengan mengambil kekakuan ekuivalen keseluruhan dan nilai redaman.

A.2.9.2.3 Inelastic Behaviour

A.2.9.2.3 Perilaku Tidak Elastis

If the overall structural displacement ductility factor, P , exceeds 2, the inelastic time history method, in which the response is computed using numerical integration, should be used.

Bila faktor daktilitas untuk simpangan struktural keseluruhan, P , adalah melebihi 2, harus digunakan cara tidak elastis-analisa riwayat waktu, padamana respons dihitung dengan menggunakan integrasi numerik.

A.2.9.3

A.2.9.3

Loading Directions

Arah Pembebanan

Dynamic analyses should be undertaken for the two principle horizontal directions. An analysis in the vertical direction should also be carried out on bridges that have prestressed superstructures likely to be damaged by upward forces. Loadings in different directions should not be combined.

Analisa dinamik harus dilakukan untuk dua arah horisontal utama. Analisa dalam arah vertikal harus dilaksanakan juga pada jembatan yang mempunyai bangunan atas pratekan yang dapat mengalami kerusakan akibat gaya keatas. Pembebanan dalam arah berbeda tidak boleh dikombinasi.

A.2.9.4

A.2.9.4

Input Ground Motions

Masukan Gerakan Tanah

The input ground motion records used for timehistory analyses should:

Rekaman untuk masukan gerakan tanah yang digunakan dalam analisa riwayat waktu harus:

i.

i.

contain at least 15 seconds, or five times the fundamental period of the structure, of strong

meliputi paling sedikit 15 detik, atau lima kali waktu getar alami fundamental struktur, dari

A - 14

ii.

ground shaking;

goncangan tanah yang kuat.

have ordinates not less than 90 % of the design spectrum over the range of the first three periods of vibration of the structure.

ii.

mempunyai ordinat minimal 90 % dari spektr; rencana pada rangkaian tiga waktu getar alam pertama dari struktur.

The bridge should be analyzed using two different input motions for each direction, the maximum computed response being used for design. The input motions may be assumed to be in phase at the bases of all supports.

Jembatan harus dianalisa dengan menggunakan duw masukan gerakan berbeda untuk setiap arah perhitungan respons maksimum digunakan untulo perencanaan. Masukan gerakan dapat dianggar dalam tahap (fase) pada dasar semua perletakan.

A.2.9.5

A.2.9.5 Gaye Dan Deformasi Rencana

Design Forces and Deformations

A.2.9.5.1 Modal Spectral Analysis

A.2.9.5.1 Analisa Modal Spektral

The design forces and deformations obtained from a modal spectral analysis should be compared with the values obtained from the simplified Code methods. It is unlikely that there will be significant differences, but where a difference of more than 20 % occurs the reason should be investigated.

Gaya dan deformasi rencana yang diperoleh dar analisa modal spektral harus dibandingkan dengar nilai-nilai yang diperoleh dari cara sederhana dalarr Tata Cara. Biasanya tidak terdapat perbedaan besar, tetapi bila terjadi perbedaan melebihi 20 9( maka harus diperiksa sebabnya.

A.2.9.5.2 Time-History Analysis

A.2.9.5.2 Analisa Riwayat Waktu (Time-history)

The overall ductility demands computed from a timehistory analysis should not be greater than the available structural displacement ductility factors. As a guide, the overall structural displacement ductility factor should not exceed six, and individual member displacement ductilities should not exceed eight.

Daktilitas keseluruhan yang dihitung dari analisa riwayat waktu, tidak boleh lebih besar dari faktor daktilitas simpangan struktural yang telah tersedia. Sebagai pedoman, faktor daktilitas simpangan struktural keseluruhan tidak boleh melebihi enam, dan daktilitas simpangan komponen tersendiri tidak boleh melebihi delapan.

A.2.10

SEISMIC DISPLACEMENTS

A.2.10

A.2.10.1

General

A.2.10.1 Umum

Consideration should be given to the displacements induced by response of the foundation-piersubstructure system to earthquake motions. The consequences of relative ground displacements between supports shou ld also be investigated.

A.2.10.2

Displacement Response

Where the seismic structural system can reasonably be simulated as a single degree of freedom oscillator, the maximum seismic displacement of the centre of mass, in mm, can be approximated by the following, based on a relationship given in Reference C:

SIMPANGAN SEISMIK

Pertimbangan harus diberikan untuk simpangan akibat respons sistem pondasi-pilar-bangunan bawah terhadap gerakan gempa. Akibat dari simpangan tanah relatip antara tumpuan perlu diperiksa juga.

A.2.10.2

Simpangan Respons

Bila sistim struktural seismik dapat disimulasi dengan wajar sebagai suatu bandul getar sederhana dengan derajat kebebasan tunggal, simpangan seismik maksimum dari pusat massa, dalam mm, dapat diperkirakan sebagai berikut, berdasarkan rumus yang diberikan dalam Pustaka C:

A - 15

where:

dengan:

'h

= approximate maximum s eis m ic displacement of the centre of mass (mm);

'h

= perkiraan simpangan seismik maksimum dari pusat massa (mm)

Kh

= horizontal Section 2;

Kh

= koefisien seismik horisontal yang diberikan dalam Bagian 2

T

= the fundamental period of vibration of the structure in bending.

T

= waktu getar alami fundamental dari struktur dalam lentur

seismic

coefficient

given

in

The displacement, ' h, shall be taken in the direction for which Kh, and T have been computed. For spans longer than 200 m consideration should be given to the possibility of relative displacements of piers due to out of phase ground movements.

Simpangan, ' h,harus diambil dalam arah untuk mana Kh, dan T diperhitungkan. Untuk bentang diatas 200m, pertimbangan perlu diberikan akan kemungkinan simpangan relatip dari pilar akibat gerakan tanah diluar tahap (fase).

A - 16

A .3

GENERAL DESIGN REQUIREMENTS

A.3

PERSYARATAN PERENCANAAN UMUM

A.3.1

STRUCTURAL INTEGRITY AND PROVISION OR DISPLACEMENTS

A.3.1

INTEGRITAS STRUKTURAL DAN PERLENGKAPAN TERHADAP SIMPANGAN

A.3.1.1 Horizontal Linkages

A.3.1.1 Hubungan Horisontal

Structural integrity can only be maintained if extreme displacements are controlled to prevent any span elements from dropping from their supports. Positive longitudinal linkage should be provided between adjacent sections of the superstructure at supports and hinges, and between superstructures and their pier supports. These linkages should be capable of transmitting tension forces as well as compressive forces.

Integritas struktural hanya dapat dipelihara bila simpangan yang berlebih dikendalikan untuk mencegah jatuhnya elemen bentang dari tumpuan. Hubungan longitudinal positip harus diadakan antara bagian-bagian bangunan atas yang berdekatan pada tumpuan dan sendi, dan antara bangunan atas dan tumpuan pada pilar. Hubungan-hubungan ini harus mampu menyalurkan gaya-gaya tarik maupun gayagaya tekan.

Where possible, the superstructure should be designed to be continuous or linked together at pier supports with a hinged linkage slab (normally as part of the deck). An example of such a hinged slab, which causes negligible secondary bending moments, is shown in Figure A.3, from References A and B.

Bila mungkin, bangunan atas harus direncanakan sebagai menerus atau dihubungkan menjadi bersatu pada tumpuan pilar dengan suatu pelat hubungan sendi (umumnya sebagai bagian dari pelat lantai). Suatu contoh pelat hubungan sendi, yang menyebabkan momen lentur sekunder yang dapat diabaikan, diberikan dalam Gambar A.3, dari Pustaka A dan B.

Figure A.3 Gambar A .3

LinkSlab Pelat Hubungan Sendi

At abutments, positive longitudinal restraint should be provided unless there is a minimum overlap distances between superstructure and substructure, as shown in Figure A.5. Positive lateral restraint should also be provided to prevent permanent relative displacement between the end of the bridge

Pada pangkal, harus diadakan penahan longitudinal positip kecuali bila terdapat jarak bebas minimum antara bangunan atas dan bangunan bawah, seperti dalam Gambar A.5. Penahan lateral positip harus diadakan juga untuk mencegah simpangan permanen relatip antara ujung lantai jembatan dan jalan

A - 17

deck and the approaches. Lateral restraints shall have a minimum capacity as given in Subsection 2.9.

pendekatnya. Penahan lateral harus mempunyai suatu kapasitas minimum sesuai dengan Bab 2.9.

Some typical abutment restraint systems are shown in Figure A.4.

Berbagai tipikal sistim penahan pada pangkal diberikan dalam Gambar A.4.

Figure A.4 Lateral Restraints at Abutments Gambar A.4 Penahan Lateral pada Pangkal Jembatan

A.3.1.2 Holding-Down Devices

A.3.1.2 Perlengkapan Penahan Vertikal

Holding-down devices should be provided at all bearings or supports to prevent vertical movements under seismic actions.

Perlengkapan penahan vertikal harus diadakan pada semua perletakan atau tumpuan untuk mencegah gerakan vertikal pada aksi seismik.

The minimum vertical seismic design load for such devices is given in clause 2.4.7.3. However, in continuous bridges this force may be exceeded and the design loading must be calculated. The vertical loading at supports of a continuous bridge is calculated on the assumption that the applied horizontal seismic force is large enough to cause all plastic hinges to develop their overstrength bending moments (clause A.2.5.3).

Rencana beban seismik vertikal minimum untuk perlengkapan tersebut diberikan dalam pasal 2.4.7.3. Bagaimanapun, pada jembatan menerus gaya tersebut dapat dilampaui dan pembebanan rencana harus dihitung. Pembebanan vertikal pada tumpuan jembatan menerus dihitung berdasarkan anggapan bahwa gaya seismik horisontal yang bekerja, adalah cukup besar untuk menyebabkan perkembangan momen kekuatan lentur lebih dalam semua sendi plastis (pasal A.2.5.3).

Holding-down devices should be designed to allow relative horizontal movement unless such movements are prevented by horizontal linkages.

Perlengkapan penahan vertikal harus direncanakan agar mengijinkan gerakan horisontal relatip kecuali bila gerakan tersebut dicegah oleh hubungan horisontal.

Alternatively, a suitably designed ductile shear key with no hold down but with a 300 mm minimum upstand measured from the lowest point of lateral resistance on the deck superstructure may be used.

Sebagai alternatip, rencana sesuai untuk gigi geser daktail tanpa penahan vertikal tetapi dengan peninggian minimum 300 mm diukur terhadap titik terendah dari ketahanan lateral pada lantai bangunan atas boleh digunakan.

A - 18

A.3.1.3 Horizontal Clearance

A.3.1.3 Jarak Bebas Horisontal

Clearances between major structural elements and around holding-down devices may be calculated in accordance with clause A.2.10.2.

Jarak bebas antara elemen struktural utama dan sekitar perlengkapan penahan vertikal dapat diperhitungkan sesuai dengan pasal A.2.10.2.

If the calculated displacements are unacceptably large, or if the calculations are uncertain due to the complexity or lack of ductility of the structure, it will be necessary to provide horizontal linkages designed in accordance with clause A.3.1.1.

Bila simpangan yang dihitung menjadi terlampau besar, atau bila perhitungan kurang meyakinkan akibat kerumitan atau kekurangan daktilitas struktur, maka diperlukan pengadaan hubungan horisontal yang direncanakan sesuai pasal A.3.1.1.

Where there are no provisions to limit relative movements at bearings or expansion joints (such as buffers and/or linkages), a minimum overlap between the end of the girder and the edge of the support (see Figure A.5) shall be provided as follows (Reference D):

Dimana tidak terdapat perlengkapan untuk membatasi gerakan relatip pada perletakan atau hubungan dilatasi (seperti peredam dan/atau hubungan), suatu jarak bebas minimum antara ujung gelagar dan ujung tumpuan (lihat Gambar A.5) harus diadakan sebagai berikut (Pustaka D):

Attention should also be given to the design of clearances around minor structural elements such as deck movement joints. Strong seismic motion can be expected to cause damage at such locations and the design Engineer should detail these elements so that permanent repairs can be carried out easily.

Perhatian harus juga diberikan pada perencanaan jarak bebas sekitar elemen struktur tidak utama seperti sambungan dilatasi lantai. Gerakan seismik kuat dapat diharapkan menimbulkan kerusakan pada lokasi tersebut dan Akhli Tehnik Perencana harus mendetail elemen-elemen ini sedemikian agar perbaikan permanen dapat dilaksanakan dengan mudah.

Figure Gambar

A.5 Overlap Distance A.5 Jarak Bebas

A - 19

3.2

REPAIR CONSIDERATIONS

A.3.2

PERTIMBANGAN PERBAIKAN

The Design Engineer should consider the likely method of repair and ease of access to areas of a structure where seismic damage will most probably occur. It is important to consider the hierarchy of inelastic failure of structural members during strong earthquake motions so that the members that will fail first are the easiest to repair.

Ahli Tehnik Perencana harus mempertimbangan kemungkinan cara perbaikan dan kemudahan dalam mencapai bagian-bagian struktur dimana kerusakan seismik akan paling mungkin terjadi. Adalah penting untuk mempertimbangkan cara terjadinya keruntuhan tidak elastis dari komponen struktural pada gerakan gempa kuat sehingga komponen yang akan runtuh terlebih dahulu adalah yang paling mudah diperbaiki.

Where the superstructure is supported on bearings, provision shall be made for jacking the superstructure so that the bearings can be removed and replaced. In this respect, the arrangement of anchorage bolts on the bearings shall be such that the bearings can be removed without requiring excessive jacking of the superstructure.

Bila bangunan atas ditumpu pada perletakan, harus diadakan tempat pendongkrakan bangunan atas sehingga perletakan dapat diambil dan diganti. Mengingat ini, penempatan baut angker pada perletakan harus sedemikian agar perletakan dapat diambil tanpa diperlukan pendongkrakan berlebih pada bangunan atas.

For the repair of plastic hinge areas on piers, it may be an advantage to provide suitable locating fixtures or holes in the piers for the support of scaffolding.

Untuk perbaikan daerah sendi plastis pada pilar, akan dapat menguntungkan bila disediakan profil tertanam atau lubang dilokasi sesuai dalam pilar untuk penempatan tumpuan dari penyangga.

A.3.3

A.3.3

FREE STANDING RETAINING WALLS

TEMBOK PENAHAN YANG BERDIRI BEBAS

A.3.3.1 General

A.3.3.1 Umum

Either of the following design methods may be used:

Salah satu dari cara perencanaan berikut dapat digunakan:

i.

Design the wall to remain elastic (Type C) and not suffer any significant permanent displacement during the design earthquake. This will ensure a more serviceable structure than the following method (ii), but it may not be feasible or economic in all cases.

i.

Rencanakan tembok agar tetap elastis (Tipe C) dan tidak mengalami simpangan permanen yang berarti selama terjadi gempa rencana. Ini akan menjamin suatu kelayanan struktural lebih baik dari cara berikut (ii), tetapi hal ini mungkin kurang layak atau ekonomis dalam semua kasus.

ii.

Accept a limited amount of permanent outward movement of the wall and design for a mode failure which avoids yielding of structural elements wherever practicable. If outward movement of the walr cannot occur without yielding of structural elements, the cost of repairs may be unacceptable.

ii.

ljinkan gerakan permanen kearah luar tembok secara terbatas dan rencanakan untuk suatu keruntuhan perubahan bentuk/ragam yang mencegah pelelehan elemen struktural sedapat mungkin. Bila gerakan kearah luar tembok tidak dapat terjadi tanpa pelelehan elemen struktural, maka biaya perbaikan dapat menjadi terlalu besar.

A.3.3.2 Static Earth Pressure

A.3.3.2 Tekanan Tanah Statik

The static earth pressure on the wall should be computed in accordance with Sub-section 4.6. Care should be taken to determine if the static earth pressure is acting in a normal or relieving sense.

Tekanan tanah statik pada tembok harus dihitung sesuai dengan Bab 4.6. Harus dijaga agar ditentukan apakah tekanan tanah statik bekerja secara biasa atau mengurangi pengaruh.

4.3.3.3

A.3.3.3 Gaya Inersia

Inertial Force

The inertial force generated by the wall's self weight

Gaya inersia yang dihasilkan oleh berat sendiri

A - 20

ural Type Factor should be appropriate to the expected response from the wall, and will normally be that corresponding to Type C (elastic response).

tembok dihitung sesuai dengan pasal 2.4.7.1. Faktor tipe struktural harus mengikuti respons tembok yang diharapkan, dan biasanya akan menjadi faktor sesuai tipe C (respons elastis).

A.3.3.4 Dynamic Earth Pressure

A.3.3.4 Tekanan Tanah Dinamik

A.3.3.4.1 Stiff Walls

A.3.3.4.1 Tembok Kaku

For a stiff wall, corresponding to case (1) of clause A.3.3.1, the earthquake pressure shown in Figure A.6 should be assumed. There will be a permanent movement of the top of the wall of between 0.001 H and 0.002 H under the combined static and dynamic earth pressures (Reference C).

Untuk tembok kaku, sesuai kasus (1) dari pasal A.3.3.1, tekanan gempa dianggap seperti dalam Gambar A.6. Pada tepi atas tembok akan terjadi suatu gerakan permanen sebesar antara 0.001 H dan 0.002 H pada kombinasi tekanan tanah statik dan dinamik (Pustaka C).


Stiff Wall Pressure Tekanan pada Tembok Kaku

A.3.3.4.2 Flexible Walls

A.3.3.4.2 Tembok Fleksibel

If the wall is sufficiently flexible for the top to move outwards by at least 0.005 H under the combined static and dynamic earth pressures, it may be assumed that full active earth pressure can develop. In this case, corresponding to case (ii) of clause A.3.3.1, the design dynamic earth pressure, AP;, may be obtained from the Mononobe - Okabe equations (Reference 5, 6) as follows:

Bila tembok cukup fleksibel agar tepi atas bergerak keluar sebesar minimal 0.005 H pada kombinasi tekanan tanah statik dan dinamik, maka boleh dianggap bahwa tekanan tanah aktip penuh akan berkembang. Dalam kasus ini, sesuai kasus (ii) dari pasal A.3.3.1, rencana tekanan tanah dinamik, AP; dapat diperoleh dari rumus Mononbe - Okabe (Pustaka 5,6) sebagai berikut:

A - 21

The Mononobe-Okabe relationship was developed strictly for non-saturated, non-cohesive backfill (Reference 3). It should not be used for saturated sands (which may liquefy, see Sub-section A.7) or for cohesive materials which are not only difficult to analyze, but are undesirable in practice. If a substantial wedge of free-draining backfill, sloping at an angle of about 45°, is provided behind the wall, then the properties of this granular backfill can be used in the computation of earth pressure and not the properties of the embankment soils behind the wedge (Reference C). A wedge of free draining backfill is also a requirement for reducing groundwater pressure on the back of the wall (see clause A.3.3.7)

Rumus Mononobe-Okabe dikembangkan khusus untuk urugan tidak jenuh, tidak kohesip (Pustaka 3). Rumus ini tidak boleh digunakan pada pasir jenuh (yang dapat mengalami kehilangan kekuatan - liquefy, Bab A.7) atau pada bahan kohesip yang tidak hanya sulit untuk dianalisa, tetapi tidak diinginkan dalam pelaksanaan. Bila suatu bidang segitiga dari urugan-bebas drainase, pada kemiringan sudut sekitar 45°, diadakan dibelakang tembok, maka besaran urugan berbutir kasar ini dapat digunakan untuk menghitung tekanan tanah dan tidak besaran tanah timbunan dibelakang bidang segitiga (Pustaka C). Suatu bidang segitiga dari urugan-bebas drainase juga diperlukan untuk mengurangi tekanan air tanah pada sisi belakang tembok (lihat pasal A.3.3.7).

A.3.3.5 Walls with Footings on Soil

A.3.3.5 Tembok Tanah

The prime design criterion for gravity, counterfort and cantilever walls with footings founded on soil is permissible displacement. A sliding, rather than a rotational mode of failure should be aimed for (Reference C).

Kriteria utama untuk perencanaan tembok gravitasi, kontrafort dan kantilever dengan pondasi diatas tanah, adalah simpangan ijin. Suatu pergeseran daripada bentuk keruntuhan rotasi putar, harus menjadi tujuan (Pustaka C).

These walls may be designed for a reduced earthquake loading in the following circumstances:

Tembok ini dapat direncanakan untuk suatu pembebanan gempa yang direduksi dalam keadaan

dengan

Pondasi

Diatas

A - 22

berikut: If a wall is free to slide outwards when the horizontal ground acceleration exceeds a fraction fa of the peak acceleration of the design earthquake (fa < 1), but does not slide until this threshold value is reached, then the permanent forward movement of the centre of mass of the wall, h under the design earthquake may be approximated by the following relation derived from Reference 8:

Bila tembok bebas bergeser kearah luar pada percepatan tanah horisontal yang melebihi suatu fraksi f a dari percepatan puncak (peak) gempa rencana (f a < 1), tetapi tidak bergeser sampai nilai batas ini dicapai, maka gerakan permanen kearah luar dari pusat massa tembok, ' h pada gempa rencana, dapat diperkirakan dengan rumus berikut yang diturunkan dari Pustaka 8:

here Kh is the horizontal seismic coemcient given in Section 2. If the displacement, h is acceptable, then the wall need only be designed for horizontal seismic forces of fa times the values determined from clauses A.3.3.3 to A.3.3.4.

dengan Kh sebagai koefisien seismik horisontal yang diberikan dalam Bagian 2. Bila simpangan, h, dapat diijinkan, maka tembok hanya perlu direncanakan untuk gaya seismik horisontal sebesar fa dikalikan nilai-nilai yang ditentukan dari pasal A.3.3.3 sampai A.3.3.4.

A.3.3.6

Well

A.3.3.6 Tembok pada Pondasi Batuan, Tiang atau Sumuran

These structures should be designed as fully elastic (Type C) structures for the design earthquake in order to avoid yielding of the wall stem or the piles.

Struktur ini harus direncanakan sebagai struktur elastis penuh (tipe C) untuk gempa rencana agar mencegah pelelehan dinding tembok atau tiangtiang.

If some permanent displacement is permitted, the formula given in clause A.3.3.5 may be used but adjustment for wall rotation will be required to determine the displacement of the top of the wall.

Bila suatu simpangan permanen diijinkan, rumus yang diberikan dalam pasal A.3.3.5 boleh digunakan, tetapi penyesuaian untuk rotasi-putaran tembok akan diperlukan untuk menentukan simpangan tepi atas tembok.

A.3.3.7 Reinforced Earth Walls

A.3.3.7 Tembok Tanah Bertulang

If the wall is to remain elastic and not suffer any permanent displacement, the face panels and reinforcing strips should be capable of resisting a dynamic force in the following range (Reference 9)

Bila tembok tetap elastis dan sama sekali tidak mengalami simpangan permanen, panel permukaan dan pelat tulangan harus kuat menahan .gaya dinamik dalam batas besaran berikut (Pustaka 9):

Walls on Rock, Foundations

Piles

or

uniformly distributed over the height of the wall.

yang terbagi rata sepanjang tinggi tembok.

To prevent sudden failure of the wall at the face panels, the Ultimate Strength of the connection of the reinforcing strips to the face panels shall:

Untuk mencegah keruntuhan serentak dari tembok pada panel permukaan, kekuatan ultimate putus dari hubungan pelat tulangan dengan panel permukaan harus:

i.

i.

ii.

exceed the yield strength of the reinforcing strip or, where this is not practical, be at least twice the strip pull-out force based on the probable coefficient of friction.

melebihi kekuatan leleh dari pelat tulangan atau, bila ini tidak praktis,

ii. sebesar paling sedikit dua kali gaya tarik-keluar pelat berdasarkan kemungkinan koefisien gesek.

A - 23

A.3.4

ABUTMENT WALLS

A.3.4

TEMBOK PANGKAL

A.3.4.1

Non-rigid Connection to Superstructure

A.3.4.1

Hubungan Tidak Bangunan Atas

In this arrangement, the force transmitted between the superstructure and the abutment is either:

Kaku

Terhadap

Pada susunan ini, gaya yang disalurkan antara bangunan atas dan pangkal adalah salah satu:

i.

independent of the relative movement and has a fixed value (as in sliding bearings); or

i.

tidak tergantung pada gerakan relatip dan mempunyai nilai tertentu (seperti dalam perletakan geser); atau

ii.

dependent on the relative movement, but has an upper limit that is reached at some low value of this movement (as in elastomeric bearings which slip at large deformations).

ii.

tergantung pada gerakan relatip, tetapi mempunyai batas atas yang dicapai pada suatu nilai rendah dari gerakan ini (seperti dalam perletakan elastomer yang menggelincir pada deformasi besar).

The abutment should be designed for the forces shown in Figure A.7 where it should be assumed that the dynamic earth pressure, ' P”G, and the wall inertia, T”I are in phase, but the earthquake force transmitted from the superstructure, T”L, acts independently.

Pangkal harus direncanakan untuk gaya-gaya yang diberikan dalam Gambar A.7, untuk mana harus dianggap bahwa tekanan tanah dinamik, ' P”G dan inersia tembok, T”I adalah dalam tahap (fase), tetapi gaya gempa yang disalurkan dari bangunan atas, T”L, bekeria secara bebas.

Figure A.7 Forces on Abutment Walls Gambar A. 7 Gaya-gaya Tembok Pangkal

Generally, movement of the superstructure away from the soil will impose critical loads on the abutment foundations and movement towards the soil will impose critical soil pressures on the abutment wall (Reference C).

Umumnya, gerakan bangunan atas yang menjauhi tanah, akan menimbulkan beban kritikal pada pondasi pangkal dan gerakan kearah tanah akan menimbulkan tekanan tanah kritikal pada tembok pangkal (Pustaka C).

Most abutments that are not rigidly connected to the superstructure will be permanently displaced towards the superstructure during an earthquake. This movement should be added to the estimated maximum response displacement of the superstructure to determine the required seismic gap. See clauses A.3.1.3 and A.3.3.5.

Sebagian besar pangkal yang tidak kaku dihubungkan pada bangunan atas akan mengalami simpangan permanen terhadap bangunan atas pada suatu gempa. Gerakan ini harus ditambahkan pada perkiraan simpangan respons maksimum dari bangunan atas untuk menentukan sela seismik yang diperlukan. Lihat pasal A.3.1.3 dan A.3.3.5.

A - 24

A.3.4.2

Rigid Connection to Superstructure

A.3.4.2

Hubungan Kaku Terhadap Bangunan Atas

In this arrangement no significant horizontal movement occurs between the superstructure and the abutment, although the connection may be hinged or momentresisting.

Dalam susunan ini tidak terjadi gerakan horisontal berarti antara bangunan atas dan pangkal, walaupun hubungan dengan sendi atau menahanmomen.

In buried structures, such as culverts, in which the depth of fill over the structure is more than half the height of the structure, the dynamic earth pressure can usually be disregarded (Reference 7). However, for long and large buried structures this could lead to unsafe design; these structures should be the subject of special investigation.

Pada struktur didalam tanah, seperti gorong-gorong, padamana tinggi urugan diatas struktur adalah melebihi setengah tinggi struktur, tekanan tanah dinamik umumnya dapat diabaikan (Pustaka 7). Bagaimanapun, untuk struktur panjang dan besar, hal ini dapat mengakibatkan rencana tidak aman, struktur demikian harus menjadi pokok untuk penyelidikan khusus.

Where the depth of fill over the structure is less than half its height, two cases should be considered:

Bila tinggi urugan diatas struktur adalah kurang dari setengah tinggi struktur, dua kasus harus dipertimbangkan:

i.

Dynamic earth pressures in phase: in this case the dynamic earth pressures at both ends of the structure, the active earth pressure at one end and the inertial forces from the structure are all resisted by the backfill atone abutment. The inertial force should be calculated using the horizontal seismic coefficient for lateral earth pressure given in clause 2.4.7.4. This case is appropriate for bridges founded on rock because movement of the surrounding soil relative to the rock will occur during an earthquake. This case is conservative for bridges founded in soft soil because the bridge tends to move with the soil (Reference C).

i.

Tekanan tanah dinamik dalam tahap (fase): Dalam kasus ini tekanan tanah dinamik pada kedua ujung struktur, tekanan tanah aktip pada satu ujung dan gaya-gaya inersia dari struktur adalah semua ditahan oleh urugan pada satu pangkal. Gaya inersia harus dihitung dengan menggunakan koefisien seismik horisontal untuk tekanan tanah lateral yang diberikan dalam pasal 2.4.7.4. Kasus ini sesuai untuk jembatan pada pondasi batuan karena gerakan relatip dari tanah sekitar terhadap batuan akan terjadi pada suatu gempa. Kasus ini konservatip untuk jembatan pada pondasi tanah lunak karena jembatan cenderung untuk bergerak bersama dengan tanah (Pustaka C).

ii.

Dynamic earth pressure out of phase: in this case it may be assumed that the structure remains stationary and is subject to at-rest earth pressure and dynamic earth pressure only.

ii.

Tekanan tanah dinamik diluar tahap (fase): Dalam kasus ini, boleh dianggap bahwa struktur tetap diam dan hanya memikul tekanan tanah at rest-diam dan tekanan tanah dinamik.

A - 25

A.4

DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE A BRIDGES

A.4

PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE A

A.4.1

RESTRICTIONS ON LAYOUT

A.4.1

PEMBATASAN PADA DENAH

In long bridges expansion-contraction joints should be restricted to a minimum and should be of the type shown; i.e deck ends cantilevered and connected by a knock-out link slab (see Figure A.3)

Dalam jembatan panjang, sambungan dilatasikontraksi harus dibatasi sampai minimum dan harus berupa tipe yang ditunjukan; yaitu ujung-ujung lantai dengan kantilever dan dihubungkan dengan elemen tambahan yang terpukul lepas pada gempa (lihat Gambar A.3).

The bridge must be proportioned by the designer so that plastic hinges occur only at the pier column ends and not in other uncontrolled places.

Jembatan harus didimensi secara proporsional oleh Ahli Tehnik Perencana sehingga sendi plastis hanya terjadi pada ujung-ujung kolom pilar dan tidak pada bagianbagian yang sulit diawasi.

All piers within the structure must have similar lateral stiffness in each of the longitudinal and transverse directions, Where pier lengths and dimensions vary significantly the ductility demand on the shorter of stiffer piers may be much higher than the adjacent piers. For this reason such structures, especially where the pier geometry is unusual (e.g. one short stiff pier and many longer piers) should be subject to a special study.

Semua pilar dalam struktur harus mempunyai kekakuan lateral serupa dalam tiap arah longitudinal dan transversal. Bilamana panjang dan dimensi pilarpilar berbeda jauh, keperluan daktilitas pada pilar yang lebih pendek atau kaku dapat menjadi lebih besar daripada pilar berdekatan. Dengan alasan ini struktur demikian, terutama bila geometrik pilar tidak lajim (misalnya satu pilar pendek kaku dan banyak pilar yang lebih tinggi), harus menjadi pokok studi khusus.

The design rules in this section should only be applied to bridges which have piers with similar hinging patterns and where the ratio of the distance between hinges divided by the relevant crosssectional dimension for any two piers of the bridge do not differ by more than the ratio of 2 to 1 (References A and B).

Persyaratan perencanaan dalam bagian ini hanya boleh digunakan untuk jembatan yang mempunyai pilarpilar dengan pola sendi serupa dan bila perbandingan jarak antara sendi-sendi terhadap dimensi potongan melintang relevan untuk setiap dua pilar jembatan tidak berbeda lebih dari nilai perbandingan dua terhadap satu (Pustaka A dan B).

A.4.2 DESIGN OF HINGES IN STRUCTURAL CONCRETE COLUMNS

A.4.2 PERENCANAAN SENDI DALAM KOLOM BETON STRUKTURAL

A.4.2.1 General

A.4.2.1 Umum

Circular columns are preferred for their superior ductile characteristics. For rectangular columns the ratio of the lengths of sides should not exceed 2 to 1 where the greater dimension is in the direction of earthquake loading. No column should have dimension of less than 400 mm (Reference B). Walls loaded along their length should be designed in accordance with the provisions for Type C bridges.

Kolom sirkular adalah diutamakan karena keunggulan karakteristik daktailnya. Untuk kolom persegi, perbandingan antara panjang sisi-sisi tidak boleh melebihi 2 terhadap 1 bila dimensi lebih besar berada dalam arah pembebanan gempa. Tidak boleh ada kolom dengan dimensi kurang dari 400 mm (Pustaka B). Tembok yang dibebani dalam arah panjangnya harus direncanakan sesuai ketentuan jembatan tipe C.

A - 26

A.4.2.2 Regions Where Special Confining Reinforcement Should be Provided

A. 4.2.2

(Reference B)

Bagian Untuk Mana Harus Diadakan Tulangan Pengikal Khusus (Pustaka B)

Confining hoops should be provided at the ends of pier columns where plastic hinging can occur. This transverse reinforcement should extend for a distance from the point of maximum moment within the region of the hinge given by the maximum of:

Sengkang pengikat harus diadakan pada ujung-ujung kolom pilar dimana sendi plastis dapat terjadi, Penulangan transversal ini harus meliputi suatu jarak terhadap titik momen maksimum didalam daerah sendi sebagai maksimum dari:

i.

1.5 times the column diameter or the maximum cross-sectional dimension.

i.

1.5 kali diameter kolom atau dimensi potongan melintang maksimum

ii.

One sixth (1/6) of the clear height of the column when hinging can occur at both ends of the column. (Type A bridges)

ii.

seperenam (1/6) tinggi bersih dari kolom bila sendi dapat terjadi pada kedua ujung kolorr (jembatan Tipe A)

iii.

One quarter (1/4) of the clear height of the column when hinging can occur at only one end of the column (as for a cantilever pier). (Type B Bridges and transversely for Type A Bridges with a single stem pier)

iii.

Seperempat (1/4) tinggi bersih dari kolom bila sendi dapat terjadi hanya pada satu ujung kolom (seperti untuk pilar kantilever). (Jembatan tipe B dan arah transversal untuk jembatan tipe A dengan pilar dinding tunggal)

iv.

600 mm.

iv.

600 mm

A.4.2.3 Amount of Confining Reinforcement to be Provided

A.4.2.3 Jumlah Tulangan Diadakan

(Reference B) Where spirals or closed circular hoop are used the volumetric ratio, defined as:

Pengikat

Yang

(Pustaka B) Untuk mana spiral atau sengkang sirkular tertutup digunakan, perbandingan volumetrik, ditentukar sebagai:

volume of soiral reinforcement volume of concrete core

volume tulanoan spiral volume inti beton

should not be less than the greater of:

tidak boleh kurang terhadap nilai terbesar dari:

dengan:

where: Ag

=

is area of section;

Ag

=

luas penampang

Ac

=

area of core of spirally reinforced member measured to outside of spiral;

Ac

=

luas inti dari komponen dengan tulangan spiral, diukur terhadap tepi luar spiral

f'c

=

characteristic 28 day cylinder strength of concrete;

f'c

=

kekuatan karakteristik silinder beton 28 hari

f yh

=

kekuatan leleh dari tulangan pengikat

f yh

=

yield strength of binding reinforcement.

Where square or rectangular hoop reinforcement is used, the required area of the hoop bars, for each principal direction of the cross section, shall be the greater of:

Untuk mana tulangan sengkang persegi penuh atau persegi panjang, digunakan luas tulangan sengkang yang diperlukan, untuk tiap arah utama penampang melintang, harus nilai terbesar dari:

A - 27

where:

dengan:

Ash

=

total area of hoop bars anc supplementary cross ties.

Ash

=

jumlah luas batang sengkang pengikat melintang tambahan

sh

=

centre to centre spacing of hoop and tic sets

Sh

=

jarak pusat ke pusat dari susunan sengkang dan pengikat

hc

=

dimension of concrete core measurec perpendicular to the direction of the hooF bars to outside of peripheral hoop

hc

=

dimensi inti beton diukur tegak lurus terhadap arah batang sengkang sampai tepi luar sengkang keliling.

dan

Supplementary cross ties, where used, should be of the same diameter as the peripheral hoop bar anc should engage the hoop bar with a standard hook The centre to centre spacing of hoop and cross tie sets within the plastic hinges region should not exceed 200 mm or 6 times the diameter of the longitudinal bar.

Pengikat melintang tambahan, bila digunakan, harus dengan diameter sama seperti batang sengkang keliling dan harus mengikat batang sengkang dengan kait standar. Jarak pusat ke pusat dari susunan sengkang dan pengikat melintang dalam daerah sendi plastis, tidak boleh melebihi 200 mm atau 6 kali diameter batang memanjang.

The centre to centre spacing between cross linked bars across the cross section should not exceed 30C mm. Each longitudinal bar, or bundle of bars, should be laterally supported by the corner of a hoop or by a supplementary cross tie. The following may however be exempted from this requirement:

Jarak pusat ke pusat antara batang-batang yang dihubungkan melintang melalui penampang melintang, tidak boleh melebihi 300 mm. Tiap batang memanjang, atau kumpulan batang, haruss didukunk lateral oleh sudut suatu sengkang atau oleh suatu pengikat melintang tambahan. Yang berikut boleh bagaimanapun dikecualikan dari persyaratan ini:

i.

Bars, or bundles of bars, between two laterally supported bars or bundles of bars supported by the same hoop, where the distance between the laterally supported bars or bundles of bars does not exceed 200 mm.

i.

Batang, atau kumpulan batang, antara dua batang yang didukung lateral atau kumpulan batang yang didukung oleh sengkang sama, untuk mana jarak antara batang atau kumpulan batang yang didukung lateral adalah tidak melebihi 200 mm.

ii.

Inner layers of reinforcing bars within the concrete core centred more than 75 mm from the inner face of the hoops.

ii.

Lapis dalam dari batang tulangan dalam inti beton dengan pusat lebih dari 75mm terhadap permukaan dalam dari sengkang

The yield force in the hoop bar or supplementary cross tie at the specified yield strength, fyh, should be at least equal to one-sixteenth of the yield force in the bar or bars it is to restrain including the contribution from the tributary area of any bar or bars exempted in the previous paragraph.

Gaya leleh dalam batang sengkang atau pengikat melintang tambahan pada kekuatan leleh yang dispesifikasi, fyh, harus paling sedikit sama dengan seperenam betas dari gaya leleh dalam batang atau batang-batang yang ditahannya termasuk sumbangun luas tambahan dari setiap batang atau batang-batang yang dikecualikan dalam paragrap sebelumnya.

The binding steel should be either continuous (spiral) over the full height of confinement or be in the form of closed hoops. Continuity of the confining steel should be provided by either:

Baja pengikat harus berupa spiral menerus sepanjang tinggi dari pengikatan atau dalam bentuk sengkang tertutup. Kontinuitas dari baja pengikat harus diadakan dengan salah satu cara:

(a)

(a)

welding, where the minimum length of weld should be 12 bar diameters, and the minimum

pengelasan, untuk mana panjang las minimum harus sebesar 12 diameter batang, dan tebal

A - 28

minimum leher las harus sebesar 0,4 kali diameter batang, atau

weld throat thickness should be 0.4 times the bar diameter; or (b)

lapping, where the minimum length of lap should be 30 bar diameter and each end of the bar should be anchored with 135 degree bends with a 10 bar diameter extension into the confined concrete core.

Rectangular hoops should be closed using 135 degree bends extending 10 bar diameters into the concrete core (ref. Figure A.8)

(b)

sambungan penyaluran untuk mana panjang penyaluran minimum harus sebesar 3 0 diameter batang dan tiap ujung batang tersebut harus dijangkar dengan lengkungan 135 derajat dengan kait 10 diameter batang kedalam inti beton yang diikatnya.

Sengkang persegi harus ditutup dengan menggunakan lengkungan 135 derajat yang dikait 10 diameter batang kedalam ini beton What Gambar A.8)

A.4.2.4 Reinforcing Steel (Reference B)

A.4.2.4 Baja Tulangan (Pustaka B)

To ensure adequate ductility, the main longitudinal steel in columns should be either structural steel with a yield stress not exceeding 310 MPa, or reinforcing bar with a maximum yield stress of 450 MPa and a minimum elongation (gauge length 5 d) of 20%. Reinforcement, except ties and stirrups, shall consist of deformed bars.

Untuk menjamin daktilitas memadai, tulangan memanjang utama dalam kolom harus berupa baja struktural dengan tegangan leleh tidak melebihi 310 MPa, atau batang tulangan dengan tegangan leleh maksimum 450 MPa dan suatu elongasi minimum (panjang gauge 5 d) sebesar 20 %. Penulangan, kecuali pengikat dan sengkang, harus terdiri dari batang deform.

The column longitudinal steel should not be less than 0.8 percent nor more than 6.0 percent by volume of the concrete core except that in the region of lapped splices the total area should not exceed 8 percent.

Baja memanjang kolom harus paling sedikit 0.8 % dan tidak lebih dari 6.0 % terhadap volume inti beton kecuali bahwa dalam daerah sambungan penyaluran, luas baja total tidak boleh melebihi 8 %.

A. 4.2. 5 Con crete Stren gth (Reference B and 10)

A.4.2.5 Kekuatan Beton (Pustaka B dan 10)

A 28 days concrete cylinder strength of at least 20 MPa is recommended for columns and for members framing into them.

Dianjurkan agar kekuatan beton silinder 28 hari sebesar paling sedikit 20 MPa untuk kolom dan untuk komponen yang bersatu dengannya.

A - 29

A.4.2.6 Inner Bound Core (Reference B)

A.4.2.6 Inti dalam yang Terikat (Pustaka B)

It is recommended that for more important bridges consideration be given to providing the hinge zones with an inner spirally bound core or a structural steel inner core capable of supporting the bridge dead load. Such provisions would ease repair of the plastic hinge region after a major earthquake, by allowing the bridge weight to be supported reliably while damaged concrete and binding is removed and made good

Dianjurkan agar untuk jembatan yang lebih penting, dipertimbangkan untuk melengkapi daerah sendi dengan inti dalam yang terikat spiral atau suatu inti dalam dari baja struktural yang mampu menahan beban mati jembatan. Perlengkapan tersebut akan mempermudah perbaikan daerah sendi plastis setelah suatu gempa besar, dengan mengijinkan berat jembatan telah didukung secara aman, sambil beton yang rusak dan pengikatan dibongkar dan diperbaiki.

A.4.2.7

A.4.2.7

Shear (Reference B)

Geser (Pustaka B)

The maximum shear force to be carried across the plastic hinge region should be calculated as in clause A.4.4.3. For reinforced concrete this shear force should be carried entirely be the transverse reinforcement. Transverse reinforcement provided for confinement may be used as shear reinforcement.

Gaya geser maksimum yang dipikul melalui daerah sendi plastis harus dihitung sesuai pasal A.4.4.3 Untuk beton bertulang gaya geser ini harus dipikul penuh oleh tulangan melintang. Tulangan melintang yang diadakan untuk pengikatan dapat digunakan sebagai tulangan geser.

A.4.3

DESIGN OF HINGES IN STRUCTURAL STEEL MEMBERS

A.4.3

PERENCANAAN SENDI KOMPONENSTRUKTURAL BAJA

A.4.3.1

General

A.4.3.1

Umum

DALAM

Not all structural sections are able to develop a full plastic hinge. In order to dissipate energy and produce the desired ductile performance, the capacity of the member must be sustained during large inelastic rotations. All members in which plastic hinging may occur shall consist of compact sections complying with Section 7.

Tidak semua bagian struktural sanggup mengembangkan sendi plastis sempurna. Dalam rangka penyerapan (dissipator) energi dan menghasilkan perilaku daktail yang diinginkan, kapasitas komponen harus bertahan selama putaran tidak elastis yang besar. Semua komponen padamana dapat terjadi sendi plastis, harus terdiri dari penampang kompak sesuai ketentuan Bagian 7.

A.4.3.2

A.4.3.2

Lateral Restraint

Ketahanan Lateral

Lateral restraint should be provided at hinge locations to ensure that the moment capacity of the member is not reduced by lateral-torsional buckling. Members in which plastic hinging may occur shall have lateral resistance complying with Section 7.

Ketahanan lateral harus diadakan pada lokasi sendi untuk menjamin bahwa kapasitas momen dari komponen tidak berkurang karena puntur tekuk lateral. Komponen padamana sendi plastis dapat terjadi harus mempunyai ketahanan lateral sesuai dengan Bagian 7.

A.4.3.3

A.4.3.3

Shear capacity of Hinge Regions (Reference B)

At the column plastic hinge regions the stresses due to axial load and shear should be combined so that the following applies:

Kapasitas Geser dari Daerah Sendi (Pustaka B)

Pada daerah sendi plastis dari kolom, tegangan akibat beban aksial dan geser harus dikombinasi sehingga memenuhi berikut:

A - 30

where: o

Po

=

dengan: the axial load in the column, including the

o

Po

=

beban aksial dalam kolom, termasuk beban guling pada kondisi kekuatan Iebih

overturning loads at the overstrength condition. As

=

the cross sectional area of the steel member

As

=

uas penampang komponen baja

Aw

=

the cross sectional area of the web of the steel member

Aw

=

luas penampang melintang dari badan komponen baja

fy

=

steel yield stress

fy

=

tegangan leleh baja

=

the shear induced in the column web

Vw

=

geser yang timbul dalam badan kolom

o

Vw

o

melintang

dari

determined from the plastic hinge bending overstrengths of the column.

ditentukan dari kekuatan lentur Iebih pada sendi plastis dari kolom

This expression is more restrictive than the general relationship given in Sub-section 7.5, and is intended to ensure adequate ductility in the hinge region without loss of strength through web buckling.

Perumusan ini lebih dibatasi dibanding rumus umum yang diberikan dalam Bab 7.5, dan dimaksudkan untuk menjamin daktilitas memadai dalam daerah sendi tanpa kehilangan kekuatan melalui tekuk badan.

A.4.3.4

A.4.3.4

Connection of Hinging Member (References B and 11)

Hubungan Dari Komponen Bersendi (Pustaka B dan 11)

The connection of the hinging member to other parts of the structure should be capable of developing the ultimate moment capacity of the column, taking into account the effects of strain hardening and the most severe condition of simultaneous axial loading (in general this will be for the minimum axial load in the hinging member). For provision of web stiffeners Section 7 shall apply except that the web stiffener plates should extend full depth between flanges, on both sides of the web, be close fitted against the flange, have a chamfer to clear the root radius and be fillet welded down the web only.

Hubungan dari komponen bersendi pada bagianbagian lain dari struktur harus mampu untuk mengembangkan kapasitas momen ultimate - putus dalam kolom, dengan memperhitungkan pengaruh pengerasan ulur baja dan keadaan paling buruk dari beban aksial secara bersamaan (umumnya hal ini adalah untuk beban aksial minimum dalam komponen bersendi). Untuk pengadaan pengaku badan profil, beriaku Bagian 7 kecuali bila pelat pengaku badan harus mencakup tinggi penuh antara f lens pada kedua sisi badan,dibentuk dan dirapatkan tepat pada flens, dengan lengkungan sesuai radius akar dan dilas sudut hanya pada badan profil.

In locations where plastic hinging is required, stress concentration should be limited such that the average stress level at any reduces section is less than 0.85 times the minimum specified ultimate strength of the steel. This provision has particular application where bolted moment resisting connections are used.

Pada lokasi untuk mana diperlukan sendi plastis, konsentrasi tegangan harus dibatasi sedemikian agar tingkat tegangan rata-rata pada setiap pengurangan penampang adalah kurang dari 0.85 kali kekuatan ultimate minimum baja yang dispesifikasi. Ketentuan ini khusus beriaku bila digunakan hubungan baut yang menahan momen.

A.4.3.5

A.4.3.5

Moment Capacity of Hinging Sections (Reference B)

Kapasitas Momen dari Bagian Bersendi (Pustaka B)

In the design of members in which plastic hinges are to occur, the effect of axial loads in reducing the moment capacity should be allowed for in accordance with Section 7.

Dalam perencanaan komponen padamana akan terjadi sendi plastis, pengaruh beban aksial dalam pengurangan kapasitas momen harus dapat diijinkan sesuai dengan Bagian 7.

The axial load in members in which plastic hinges can form should not be greater than 0.4 As fy.

Beban aksial dalam komponen padamana sendi plastis dapat terbentuk tidak boleh melebihi 0.4 As fy.

A - 31

A.4.3.6

Materials (References B and 11)

A.4.3.6

Bahan-bahan (Pustaka B dan 11)

It is recommended that the maximum nominal yield stress of the steel used be not greater than 280 MPa. If higher nominal yield stresses are used (but not exceeding 360 MPa), special consideration should be given to detailing to minimize welding problems. All welding should be carried out in the fabrication shop by qualified welders and all site connections should be bolted.

Dianjurkan agar penggunaan tegangan leleh nominal maksimum dari baja tidak melebihi 280 MPa. Bila digunakan tegangan leleh nominal lebih tinggi (tetapi tidak melebihi 360 MPa), pertimbangan khusus harus diberikan pada pembuatan detail sehingga masalah pengelasan seminimal mungkin. Semua pengelasan harus dilaksanakan dibengkel pabrikasi oleh tukang las berpengalaman dan semua hubungan di lapangan harus dengan baut.

Standard grades of structural steel are generally satisfactory for simple use with the minimum of welding. Where there is a need to avoid brittle fracture the use of notch ductile steel is recommended, This is more important with the higher yield steel.

Standar mutu baja struktural umumnya baik untuk penggunaan sederhana dengan pengelasan minimal. Untuk mana diperlukan pencegahan keretakan secara getas, penggunaan baja daktail adalah dianjurkan, hal mana lebih penting untuk baja dengan tegangan leleh lebih tinggi.

Metal fatigue should be considered wherever the basic rolled material is altered by drilling or welding.

Kelelahan metal harus dipertimbangkan dimanapun bahan giling dasar diubah oleh pengeboran atau pengelasan.

Lamellar tearing should also be considered in welding designs. This is allied with brittle fractures and is best avoided by good detailing to minimise weld restraint and use of thinner plates and sections.

Terlepasnya lapisan harus juga dipertimbangkan dalam perencanaan pengelasan. Hal ini sehubungan dengan keretakan secara getas dan paling baik dicegah dengan detail yang memadai agar penahanan las adalah minimal dan gunakanlah pelat dan penampang lebih jelas.

The use of high strength bearing bolts is not recommended due to the possible change of load in the bolt under cyclic seismic loading.

Penggunaan baut tegangan tumpuan tinggi tidak dianjurkan mengingat kemungkinan perubahan beban dalam baut pada pembebanan seismik berulang.

A.4.4

D E S I G N OF STRUCTURE BETWEEN PLASTIC HINGES

A.4.4

PERENCANAAN STRUKTUR ANTARA SENDI PLASTIS

A.4.4.1

General (References B, C, 11)

A.4.4.1

Umum (Pustaka B,C,11)

Once the positions of the plastic hinges have been determined and these regions detailed to ensure a ductile performance, the structure between the plastic hinges becomes statically determinant at the Ultimate Limit State. To ensure an overall ductile performance of the structure, the elements between the plastic hinges can be designed by the usual strength methods for the forces determined by the capacities of the plastic hinges, increased by an appropriate margin to make allowance for the probable over-strength of the materials.

Sekali lokasi sendi plastis telah ditentukan dan daerah ini didetail untuk menjamin perilaku daktail, struktur antara sendi plastis menjadi statik tertentu pada keadaan batas ultimate-putus. Untuk menjamin perilaku daktail keseluruhan struktur, elemen antara sendi plastis dapat direncanakan dengan cara kekuatan umum, untuk gaya-gaya yang ditentukan oleh kapasitas sendi plastis, yang ditingkatkan dengan suatu batasan margin sesuai untuk mengijinkan kemungkinan kekuatan lebih dalam bahan-bahan.

The intent here is twofold:

Maksudnya dalam hal ini adalah ganda:

i.

To reliably protect the bridge against collapse so that it will be available for service after a major shaking.

i.

melindungi jembatan secara pasti terhadap keruntuhan sehingga tetap dapat digunakan setelah gempa besar.

ii.

To localise structural damage to the plastic hinge regions where it can be controlled and repaired.

ii.

membatasi kerusakan struktural pada daerah sendi plastis dimana dapat diadakan pengawasan dan perbaikan.

A - 32

In this way the remainder of the structure should remain undamaged.

Dengan jalan ini struktur sisa dapat bertahan tanpa mengalami kerusakan.

This is especially important for the expensive deck system which often accounts for much of the bridge value and should therefore be protected.

Hal ini khususnya penting untuk sistem bangunan atas yang mahal dan sering merupakan sebagian besar nilai jembatan dan dengan demikian harus dilindungi.

It is also important for pile systems which are normally not accessible for repair.

Hal ini juga penting untuk sistim tiang yang umumnya tidak dapat dicapai untuk perbaikan.

This process of designing the structure between the hinges is known as overstrength design. It calls for care and attention to detail from the designer to be sure that no weak points are overlooked.

Cara perencanaan struktur antara sendi-sendi dikenal sebagai rencana kekuatan lebih. Hal ini memerlukan perhatian penuh dari Akhli Tehnik Perencana agar yakin bahwa tidak terdapat titik-titik lemah yang dilupakan.

The most common failures are in the columns and are due to column shear failure or column plastic hinge failure, or in the transmission of the plastic hinge moments into the super- and sub-structures. The provisions of this Article are intended to give protection against this and illustrate the general approach which the Design Engineer should follow throughout.

Keruntuhan paling umum adalah dalam kolom-kolom dan disebabkan oleh keruntuhan geser kolom, atau keruntuhan sendi plasis kolom, atau dalam penyaluran momen sendi plastis kedalam bangunan atas dan bangunan bawah. Pengadaan Artikel ini dimaksudkan untuk memberi perlindungan terhadap hal-hal tersebut dan menggambarkan pendekatan umum yang harus diikuti oleh Akhli Tehnik Prencana.

A.4.4.2

A.4.4.2

Strength Reduction Factor (Reference C)

For the purpose of this Article the Strength Reduction Factor for both structural concrete and structural steel shall be taken as 1.0. A.4.4.3

Shear (Reference B)

To avoid a non-ductile shear failure of the columns it is necessary to ensure that the nominal shear strength R (i.e K = 1.0) is greater than the shear strength to be provided should be determined from the following expression (see also Figure A.9):

Faktor Reduksi Kekuatan (Pustaka C)

Untuk keperluan artikel ini, faktor reduksi kekuatan untuk beton struktural maupun baja struktural harus diambil sebesar 1.0. A.4.4.3

Geser (Pustaka B)

Untuk mencegah keruntuhan geser tidak daktail dari kolom-kolom maka, perlu dijamin bahwa kekuatan geser KR = 1.0) adalah lebih besar dari nominal (yaitu kekuatan geser yang diadakan, dan harus ditentukan dari rumus berikut What juga Gambar A.9).

dengan:

where: Vcol

= shear strength of the column;

Vcol

=

kekuatan geser dari kolom

¦M

= sum of the bending overstrengths of the hinges resisting lateral loads. In the case of longitudinal loading or transverse loading on piers utilizing twin columns this would be the sum of the bending overstrengths at the top and bottom of the column. For single stem piers the bending overstrength at the bottom only should be used.

¦ M°

=

jumlah kekuatan lentur lebih dari sendisendi yang menahan gayagaya lateral. Dalam kasus pembebanan longitudinal atau pembebanan transversal pada pilar yang menggunakan kolom ganda, ini akan menjadi jumlah kekuatan lentur lebih pada tepi atas dan bawah kolom. Untuk pilar kolom tunggal, hanya kekuatan lentur lebih pada tepi bawah harus digunakan.

A - 33

L

=

A. 4.4. 4

clear height of the column in the case of a column in double curvature;h e i g h t to calculated p o i n t of contraflexure in the case of a column in single curvature.

Connection of Hinges

L

=

tinggi bersih dari kolom untuk kasus kolom dalam lenturan ganda tinggi terhadap titik lawan lentur yang dihitung untuk kasus kolom dalam lenturan tunggal.

A.4.4.4 Hubungan dari Sendi-sendi

The connections of column plastic hinges to the deck and pile systems should be capable of developing the plastic hinge overstrength capacity.

Hubungan sendi plastis kolom pada sistim lantai dan tiang harus mampu mengembangkan kapasitas kekuatan lebih dari sendi plastis.

A.4.4.5

A.4.4.5

Buckling of Columns (Reference B)

The columns should be proportioned as 'short' columns so that the risk of potential buckling under axial loads is not a critical condition. For the purpose of determining if a column is short:

Tekuk dari Kolom-kolom (Pustaka B)

Kolom-kolom harus di dimensi "pendek" sehingga risiko tekuk beban-beban aksial tidak menjadi Untuk maksud penetuan bila kolom

sebagai kolom potensial pada keadaan kritikal. pendek:

x

the effective length, L e , shall be taken as the distance between plastic hinges;

x

panjang efektip, L e , harus diambil sebagai jarak antara sendi plastis;

x

consideration shall be given to the amount of horizontal restraint provided by the deck.

x

pertimbangan harus diberikan kepada banyaknya penahan horisontal diadakan oleh lantai.

For columns in which plastic hinges can form, the slenderness ration (L/r) should not be greater than:

Untuk kolom padamana sendi plastis dapat terbentuk, perbandingan kelangsungan (L/r) tidak boleh melebihi:

x

steel columns .............................................. 6 0

x

kolom baja ...................................................6 0

x

concrete columns ....................................... 22

x

kolom beton ................................................2 2

A.4.4.6

Instability Effects (Reference B)

As a general rule, P-A effects should be considered in all sway frame designs. If the lateral

A.4.4.6

Pengaruh Ketidak Stabilan (Pustaka B)

Sebagai peraturan umum, pengaruh P-A harus dipertimbangkan dalam semua rencana portal

A - 34

deflection of the frame when the plastic hinges just begin to form induces a load-eccentricity moment greater than 5 percent of the basic plastic hinge moment, then the flexural strength of the section should be increased to allow for the additional moment. This will also mean that the adjoining part of the frame which remains elastic will have to be increased in capacity to withstand the increased plastic hinge moment capacity.

bergoyang. Bila lendutan lateral portal untuk mana sendi plastis baru mulai membentuk, menimbulkan momen beban eksentris melebihi 5 % momen dasar dari sendi plastis, maka kekuatan lentur penampang harus ditingkatkan untuk mengijinkan momen tambahan tersebut. IN juga berarti bahwa bagian antara sambungan portal yang tetap elastis, akan harus ditingkatkan dalam kapasitas untuk menahan kapasitas momen sendi plastis yang meningkat.

This P-A effect is of particular importance for steel frames which can have large post-elastic lateral deflections.

Pengaruh P-A tersebut adalah khususnya penting untuk portal baja yang dapat mempunyai lendutan lateral pasca-elastis yang besar (setelah titik leleh dicapai).

A.4.4.7

A.4.4.7

Joints (Reference B)

Sambungan-sambungan (Pustaka B)

Beam-column joints should be designed to resist the forces caused by axial loads, bending and shear forces in the joining members. Forces in the joint should be determined by considering a free body of the joint with the forces on the joint member boundaries properly represented.

Sambungan gelagar kolom harus direncanakan untuk menahan gaya-gaya akibat beban aksial, gaya-gaya lentur dan geser dalam komponen sambungan. Gaya-gaya dalam sambungan harus ditentukan dengan mempertimbangkan suatu free body sambungan dengan gaya-gaya pada batas bersama dari komponen yang diwakili secara tepat.

Equation (A. 11) should be used to compute the forces in the joining members. For structural steel sections the joint shear should be checked in accordance with the requirements of clause A.4.3.3 where in this case Vw is the resultant shear induced in the joint.

Rumus (A. 11) harus digunakan untuk menghitung gaya-gaya dalam komponen sambungan. Untuk penampang baja struktural, geser bersama harus diperiksa sesuai persyaratan pasal A.4.3.3. Untuk mana dalam hal ini VM adalah geser resultanta yang terjadi dalam sambungan.

For reinforced concrete sections the joint shear strength should be entirely provided by transverse reinforcement. Where the joint is not confined adequately (i.e. where minimum pier or pilecap width is less than three column diameters) the confining reinforcement requirements of clause A.4.2.3 should be satisfied.

Untuk penampang beton bertulang, kekuatan geser bersama harus sepenuhnya dipikul oleh tulangan melintang. Bila sambungan tidak cukup diikat (yaitu untuk mana lebar pilar atau balok pondasi cap adalah kurang dari 3 kali diameter kolom), persyaratan tulangan pengikat dari pasal A.4.2.3 harus dipenuhi.

Reference 5 contains a detail commentary on joint design in ductile reinforced concrete frames.

Pustaka 5 mempunyai penjelasan terperinci untuk rencana sambungan dalam portal beton bertulang daktail.

A.4.4.8

A.4.4.8. 1

Special Provisions Concrete (Reference B)

for

Structural

Splices Reinforcing

Pengadaan Struktural (Pustaka B)

Khusus

Untuk

Beton

A.4.4.8.1 Geser

Shear

Outside the hinge regions, the spacing of shear reinforcement should not exceed one half of the minimum cross-sectional dimension, or 300 mm.

A.4.4.8.2

A.4.4.8

in

longitudinal

Main column reinforcing should be spliced midway between the plastic hinges when these can occur at

Diluar daerah sendi, jarak antara tulangan geser tidak boleh melebihi setengah dari dimensi minimum penampang, atau 300 mm.

A.4.4.8.2

Sambungan dalam Tulangan Memanjang

Tulangan utama kolom harus disambung pada pertengahan antara sendi plastis bila sendi dapat

A - 35

both ends of the column. When hinging can occur at only one end of the column, splices should not be located within a distance of 2 times the maximum column cross-sectional dimension from the end at which hinging can occur. Splices must be capable of developing the full strength of the bar in tension. For individual bars, splices should be staggered whenever possible.

terjadi pada kedua ujung kolom. Bila sendi dapa terjadi hanya pada satu ujung kolom, sambungai tidak boleh ditempatkan dalam jarak 2 kali dimen: maksimum penampang kolom terhadap ujunl padamana sendi dapat terjadi. Sambungan haw mampu mengembangkan kekuatan penuh dai batang dalam tarikan. Untuk batang-batanl tersendiri, sambungan harus diselang-seling sedapa mungkin.

A.4.4.9 Special Provisions for Structural Steel

A.4.4.9 Pengadaan Khusus untuk Baji Struktural

A.4.4.9.1 Column Splices (References A, B and 11)

A.4.4.9.1 Sambungan Kolom (Pustaka A,B dan 11)

Splices in columns should be located within the middle half of the clear column height. The splices should be designed to develop the yield load in cases of applied moment.

Sambungan dalam kolom harus ditempatkan dalarr batas pertengahan setengah tinggi kolom bersih. Sambungan harus direncanakan untuI mengembangkan beban leleh dalam kasus momer yang bekerja.

A.4.4.9.2 Connections (References B, 11)

A.4.4.9.2

Site welded connections should be avoided whenever possible. When necessary, these should be placed away from the hinge-forming area and designed to remain within elastic stress limits under overstrength loads.

Hubungan las dilapangan harus dicegah sedapat mungkin. Bila mungkin, hubungan tersebut harus ditempatkan diluar daerah pembentukan sendi dan direncanakan tetap dalam batas tegangan elastis pada beban kekuatan lebih.

Site or shop bolted connections should be located away form the hinge areas and be designed to remain within elastic stress limits under the full loading induced by plastic hinging elsewhere.

Hubungan baut dilapangan atau pabrik harus ditempatkan diluar daerah sendi dan direncanakan tetap dalam batas tegangan elastis pada pembebanan penuh akibat pengaruh sendi plastis dimanap.

High strength friction grip bolts should be used in preference to all other fasteners, and be designed in accordance with Section 7.

Baut pratekan mutu tinggi "friction grip" sebaiknya harus digunakan daripada semua pengencang lainnya, dan harus direncanakan sesuai dengan Bagian 7.

Stress concentrations, such as re-entrant corners, transverse fillet welds (unless of high quality finish) and one-sided welded cover plates, should be avoided.

Pemusatan tegangan, seperti sudut-sudut dimana gaya masuk kembali, [as sudut transversal (kecuali dengan kualitas pengerjaan tinggi) dan pelat tambahan yang dilas pada satu sisi (seperti cover plate), harus dihindari.

A.4.5 DESIGN OF ARTICULATIONS Connections between the superstructure and abutments, and across joints in the superstructure shall be designed in accordance with Article A.5.2.

Hubungan-hubungan (Pustaka 19,111)

A.4.5 RENCANA HUBUNGAN ARTIKULASI Hubungan antara bangunan atas dan pangkal jembatan, dan melalui sambungan dalam bangunan atas harus direncanakan sesuai Artikel A.5.2.

A - 36

A.5

DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE B BRIDGES

A.5

PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE B

A.5.1

GENERAL

A.5.1

UMUM

The requirements of Articles A.4.1 to A.4.4 for Type A bridges also apply to Type B bridges.

Persyaratan Artikel A.4.1 sampai A.4.4 untuk jembatan Tipe A juga berlaku untuk jembatan Tipe B.

A.5.2

DESIGN OFARTICULATIONS

A.5.2

RENCANAHUBUNGANARTIKULASI

A.5.2.1

General (References B and C)

A.5.2.1

Umum (Pustaka B and C)

Article A.5.2 applies to the design of the connection, or linkages, between the superstructure and the abutments and across temperature movement joints.

Artikel A . 5 . 2 berlaku untuk perencanaan sambungan, atau hubungan, antara bangunan atas dan pangkal jembatan dan melalui sambungan dilatasi suhu.

The intention of the recommendations is to ensure that the integrity of the bridge is maintained even under overload conditions. Thus the connections in addition to having sufficient strength should also be ductile to prevent the possibility of a brittle failure

Maksud anjuran tersebut adalah untuk menjamin bahwa kesatuan jembatan dipelihara maupun pada keadaan beban lebih. Jadi sambungan/hubungan selain harus mempunyai cukup kekuatan juga harus daktail untuk mencegah kemungkinan keruntuhan getas.

It is generally considered advantageous to provide a separate means of resistance for each principle direction of loading (i.e. vertical, longitudinal and transverse).

Umumnya dipertimbangkan menguntungkan untuk mengadakan pengertian terpisah untuk ketahanan dalam tiap arah utama pembebanan (yaitu vertikal, longitudinal dan transversal).

A.5.2.2

A.5.2.2

Design of Linkages at Abutments

Rencana Hubunganpada Pangkal Jembatan

The design of connections including stops shear keys and linkages should be in accordance with Article A.3.1. Vertical restraint should be provided in accordance with clause A.3.1.2.

Rencana hubungan termasuk gigi geser pengaman dan hubungan antara komponen harus sesuai dengan Artikel A.3.1. Ketahanan vertikal harus diadakan sesuai dengan pasal A.3.1.2.

A.5.2.3

A.5.2.3

Design of Linkages at Expansion Joints (References B and C)

Rencana Hubunganpada Sambungan Dilatasi (Pustaka B dan C)

Expansion joints should be thought of as part of the structure between the hinges and should be designed accordingly for a worst combination of forces which can be generated in them by the plastic hinge mechanism. A failure of the expansion joint usually means loss of a span and at the same time the details of these joints are often the most difficult to design reliably. A conservative approach is therefore required.

Sambungan dilatasi harus dipikirkan sebagai bagian struktur antara sendi-sendi dan harus direncanakan sesuai dengan kombinasi beban terburuk yang dapat terjadi dalam struktur oleh mekanisme sendi plastis. Keruntuhan sambungan dilatasi umumnya berarti kehilangan suatu bentang dan pada waktu bersmaan detail sambungan tersebut adalah sering yang paling sulit untuk direncanakan secara baik dan kuat. Dengan demikian diperlukan pendekatan konservatif.

Expansion joins should be detailed to ensure that the resulting damage when detailed clearances are taken up is minimized and restricted to areas which are

Sambungan dilatasi harus didetail untuk menjamin bahwa kerusakan akibat kehabisan jarak bebas yang telah didetail, adalah minimal dan terbatas pada

A - 37

easily repaired and which will not seriously affect transport across the bridge. Buffers should be provided to reduce the effects of impact and sacrificial elements could be used (see Figure A. 10).

daerah yang mudah diperbaiki dan tidak akan mempengaruhi kelancaran lalu-lintas yang melewati jembatan. Harus diadakan peredam buffer untuk mengurangi pengaruh kejut dan dapat digunakan elemen tambahan yang dikorbankan saat terjadi gempa (lihat Gambar A.10).

Vertical restraint should be provided in accordance with clause A.3.1.2.

Penahanan arah vertikal harus diadakan sesuai denaan oasal A.3.1.2.

A - 38

A.6

DETAILED REQUIREMENTS FOR TYPE C BRIDGES

A.6

PERSYARATAN TERPERINCI UNTUK JEMBATAN TIPE C (Pustaka B)

(Reference B) A.6.1 RESTRICTIONS ON LAYOUT

A.6.1 PEMBATASAN DENAH

There are no restrictions on the structural type or layout which may be used for this bridge within the general controls described below:

Tidak terdapat pembatasan tipe struktural atau denah yang boleh digunakan untuk jembatan tersebut, didalam pengawasan umum yang diuraikan dibawah:

i.

This bridge type is intended for small one or two span bridges for which the consequences of overload have been studied by the designer and are judged acceptable. The recommendations may also be used for design in the transverse direction of bridges which have been classified as Types A or B in the longitudinal direction. This may be necessary if another design criteria (eg debris loading) requires a pier shape which, because of its aspect ratio, is not practical to detail for ductility in the transverse direction. In such cases the consequences of overload should also be considered by the Design Engineer. Bridge Types A or B should be used in preference whenever possible.

i.

Tipe jembatan ini dimaksudkan untuk jembatan kecil dengan satu atau dua bentang untuk mana akibat dari pembebanan lebih telah dipelajari oleh Akhli Tehnik Perencana dan dipertimbangkan agar dapat diijinkan. Anjuran tersebut boleh juga digunakan untuk perencanaan dalam arah transversal jembatan yang telah diklasifikasi sebagai Tipe A atau B dalam arah longitudinal. Hal ini perlu bila kriteria perencanaan lain (misalnya pembebanan aliran hanyutan) menuntut bentuk pilar yang, karena perbandingan aspek, tidak praktis didetail untuk daktilitas dalam arah transversal. Dalam kasus tersebut, akibat pembebanan lebih harus juga dipertimbangkan oleh Akhli Tehnik Perencana. Jembatan Tipe A atau B harus terutama digunakan sedapat mungkin.

ii.

The philosophy of design is that the bridge should be designed without provision for ductility in the post-elastic range but with sufficient strength to make the risk of serious damage acceptably low.

ii.

Filsafah perencanaan adalah bahwa jembatan harus direncana tanpa pengadaan daklitas dalam daerah pasca-elastis (setelah titik leleh) tetapi dengan kekuatan memadai agar membuat risiko kerusakan yang parah cukup rendah.

iii.

There is no limitation on the structural type which may be used.

iii.

Tidak terdapat pembatasan tipe struktural yang boleh digunakan

iv.

The necessary longitudinal strength may be provided by fixing the deck to one or more supports. Sliding joints may be provided at the other supports if needed.

iv.

Kekuatan longitudinal yang diperlukan dapat diadakan dengan menghubungkan lantai kepada satu atau lebih tumpuan. Sambungan geser dapat diadakan pada tumpuan-tumpuan lain bila perlu.

v.

Sufficient transverse strength is provided at each pier to resist the horizontal earthquake forces arising from the tributary mass of the supported superstructure.

v.

Kekuatan transversal memadai diadakan pada tiap pilar untuk menahan gaya gempa horisontal yang timbul akibat massa tambahan dari bangunan atas yang ditumpu.

A.6.2 STRUCTURAL TYPE FACTOR

A.6.2 FAKTOR TIPE STRUKTURAL

The Structural Type Factor for a Type C bridge shall have the value given in Article 2.4.7 of Section 2 unless the bridge superstructure is rigidly restrained to follow the ground motions exactly. The Structural Type Factor for such rigidly restrained Type C bridges shall be 1.5.

Faktor tipe struktural untuk jembatan Tipe C harus mempunyai nilai yang diberikan dalam Artikel 2.4.7 dari Bagian 2, kecuali bangunan atas jembatan adalah tertahan kaku untuk mengikuti gerakan tanah secara tepat. Faktor tipe struktural untuk jembatan tipe C yang tertahan kaku tersebut harus menjadi 1.5.

A - 39

A bridge may be considered to be rigidly restrained if its period is calculated to be less than 0.05 sec. The period calculation must include the effects of flexibility of foundation soils. This will generally disallow the use of these structures on anything but hard ground.

Jembatan dapat dipertimbangkan sebagai tertahan kaku bila periode getar diperhitungkan lebih kecil dari 0.05 detik. Perhitungan periode harus mencakup pengaruh fleksibilitas tanah pondasi. Hal ini umumnya tidak mengijinkan penggunaan struktur tersebut kecuali dan hanya pada tanah keras.

A.6.3 FOUNDATIONS

A.6.3 PONDASI

Where Type C bridges are founded on a firm soils (see Article 2.4.7 of Section 2) pads, vertical piles or a combination of both may be used as convenient.

Untuk mana jembatan tipe C berada pada tanah mantap (lihat Artikel 2.4.7 dari Bagian 2) pondasi pelat, tiang vertikal atau kombinasi kedua jenis tersebut dapat digunakan sesuai keadaan.

In some cases layout of the superstructure is such that overloading of the superstructure by a large earthquake would cause yielding to occur in the piles (for example, a solid wall type pier on piles). In such cases a brittle shear failure of the piles could occur and put the bridge out of action unnecessarily. In this situation it is recommended that the use of ductile piles be considered.

Dalam beberapa kasus denah bangunan atas adalah demikian sehingga pembebanan lebih pada bangunan atas oleh gempa besar dapat menyebabkan pelelehan dalam tiang-tiang (sebagai contoh, pilar tembok tipe masip pada tiang-tiang). Dalam kasus tersebut, keruntuhan geser getas dari tiang-tiang dapat terjadi dan jembatan berada diluar kelayanan, halmana tidak. perlu terjadi. Dalam keadaan tersebut, dianjurkan agar dipertimbangkan penggunaan tiang daktail.

A.6.4 INTEGRITY OF CONNECTIONS Notwithstanding the high load levels used for Type C Bridges all connections (linkages) should have some measure of ductility. For example, connections using bolts in tension should be used in preference to bolts in shear.

A.6.4 INTEGRITAS DARI HUBUNGANHUBUNGAN Meskipun tingkatan beban tinggi digunakan untuk jembatan tipe C, semua hubungan/sambungan antara komponen harus mempunyai suatu ukuran daktilitas. Sebagai contoh, hubungan yang menggunakan baut dalam tarikan harus menjadi pilihan utama terhadap penggunaan baut dalam geser.

A - 40

A.7

SOIL LIQUEFACTION

A.7

KEHILANGAN KEKUATAN TANAH – LIQUEFACTION

A.7.1

GENERAL

A.7.1

UMUM

Non Cohesive soils (silts, sands, and gravels) may respond to seismic vibration by densifying.

Tanah tidak kohesip (silt, pasir dan kerikil) dapat mengalami pemadatan akibat getaran seismik.

When the soil is saturated, the pore water pressure increases as the soil skeleton tends to densify and the effective intergranular forces are reduced to zero causing the soil to become a liquid mass. This phenomenon is referred to as liquefaction.

Bila keadaan tanah jenuh, tekanan air pori meningkat karena susunan butir tanah cenderung menjadi padat dan gaya efektip antara butir berkurang sampai nol, menyebabkan tanah menjadi massa cair. Keiadian ini dikenal sebagai liquefaction.

The range of soils most prone to liquefaction as determined in the laboratory and observed in the field are sands whose 50 % grain size lies in the range of 0.02 mm to 2 mm and whose N value (standard penetration test blow count) is below 20 blows/300 mm (References D and 12).

Jenis tanah yang paling peka terhadap liquefaction sesuai penentuan di laboratorium dan pengamatan lapangan adalah pasir dengan 50 % dari ukuran butir dalam batas 0.02 mm sampai 2 mm dan dengan nilai N (pengujian penetrasi standar SPT) yang berada dibawah 20 pukulan/ 300 mm (Pustaka D dan 12).

Liquefaction results in a very weak (liquid) soil mass which cannot support either vertical or horizontal loads. The following damage is likely to be caused:

Liquefaction menghasilkan massa tanah sangat lemah (cair) yang tidak dapat mendukung gaya-gaya vertikal maupun horisontal. Kerusakan berikut dapat terjadi sebagai akibatnya:

x

tilting or large direct settlement due to losses in strength and bearing capacity failure;

x

kemiringan atau penurunan besar secara serentak akibat kehilangan kekuatan dan keruntuhan kapasitas daya dukung

x

uplift due to buoyancy effect;

x

terangkat akibat gejala angkat dalam air

x

lateral movement (which may amount to more than a metre).

x

gerakan lateral (yang dapat menjadi lebih besar dari satu meter) Kecenderungan tanah untuk mencair dinamakan "Potensial liquefaction". Dua cara pendekatan untuk menentukan potensial liquefaction pada suatu tanah diberikan dalam Artikel A.7.2.

The tendency of soils to liquefy is termed Liquefaction Potential. Two approximate methods for determining the liquefaction potential of a soil are given in Article A.7.2.

Bila liquefaction dapat terjadi, maka salah satu:

If liquefaction is likely to occur, then either: i.

The design of the bridge should take into account the effects of liquefaction; or

ii.

The liquefiable soil should be densified to reduce therisk.

i.

Rencana jembatan harus memperhitungkan pengaruh kehilangan kekuatan tanah (liquefaction).

ii.

Tanah yang dapat mencair (liquefy) dipadatkan agar mengurangi risiko.

harus

A.7.2

LIQUEFACTION POTENTIAL

A.7.2

POTENSIAL LIQUEFACTION

A.7.2.1

Simplified Method Based on Chinese Building Code Data (References B and 13)

A.7.2.1

Cara Sederhana Berdasarkan Data Tata Cara Bangunan di China (Pustaka B dan 13)

Reference 13 gives details of the following limitation on standard penetration resistance for liquefiable sands which gives a reasonable correlation to a depth of about 15 m:

Pustaka 13 memberi perincian pembatasan berikut pada ketahanan penetrasi standar untuk pasir yang dapat "mencair" yang memebri suatu korelasi wajar sampai kedalaman sekitar 15 m:

A - 41

2

Where:

dengan: =

Nc

normalised standard penetration (blows

=

Nc

per 300 mm) d

penetrasi standar yang dinormalisasi (pukulan per 300 mm)

s

=

depth to sand layer (m)

d

s

=

kedalaman sampai lapis pasir (m)

dw

=

depth of water table (m)

dw

=

kedalaman muka air tanah (m)

Nm

=

function of perceived shaking intensity

Nm

=

fungsi dari intensitas goncangan yang

Modified Mercalli) as follows:

Modified Mercalli Intensity MM MM MM

VII VIII IX

Blows per 300 mm NM

MM

MM

VII

VIII

IX

Modified Mercalli Intensity

6

MM

10

MM

16

The Modified Mercalli scale represents perceived intensities of shaking which are universally understood as follows: MM

dirasakan (Modified Mercalli) sebagai berikut:

MM

VII VIII IX

Blows per 300 mm NM 6 10 16

Skala Modified Mercalli mewakili intensitas goncangan yang dirasakan dan pengertian universal adalah sebagai berikut:

strong shaking, difficult to stand up, damage to poor buildings, serious cracking (ground acceleration = approx. 0.1 g)

MM

evere shaking, damage to masonry buildings, chimneys come down, destructive (ground acceleration = approx. 0.2 g )

MM

violent shaking general panic, serious damage ground crack up, devastating (ground acceleration = approx. 0.4 g)

MM

VII

VIII

IX

goncangan besar, sulit berdiri, kerusakan pada bangunan lemah, retakan besar (percepatan tanah = sekitar 0.1 g) goncangan lebih besar,kerusakan bangunan pasangan batu, cerobong asap jatuh, merusak (percepatan tanah = sekitar 0.2 g) goncangan sangat besar, panik secara umum, kerusakan besar, retakan tanah, sangat merusak (percepatan tanah = sekitar 0.4 g)

The field results of standard penetration tests must be normalised as follows before they can be used with Equation (A.12a):

Hasil lapangan dari pengujian penetrasi standar harus dinormalisasi sebagai berikut sebelum dapat digunakandalam rumus (A. 1 2a):

i.

i.

Firstly the SPT blow counts, N, obtained in the field should be normalised to an effeptive overburden pressure of 1 ton/sq.ft (or about 100 kPa) by using the equation:

where C N is shown in Figure A. 11. ii.

Secondly it should be noted that the references are based on SPT tests using the rope and drum procedure with two turns wrapped around the rotating drum (Reference 14). The energy delivered by a hammer controlled by rope and drum is only about 60 % of that delivered by a free falling weight for 2 turns (or 40 % for 3 turns). Therefore if the

Pertama, nilai pukulan SPT , N yang diperoleh dilapangan harus dinormalisasi terhadap suatu 2 tekanan tanah efektip sebesar 1 ton/ft (atau sekitar 100 kPa) dengan menggunakan rumus:

dengan C„ diberikan dalam Gambar A. 11. ii.

Kedua, harus diperhatikan bahwa Pustaka berdasarkan pengujian SPTyang menggunakan cara "tali dan drum" dengan dua ikatan keliling drum berputar (Pustaka 14). Energi yang dihasilkan oleh palu dikendalikan oleh tali dan drum adalah hanya sekitar 60 % terhadap yang dihasilkan oleh beban jatuh bebas untuk 2 ikatan keliling (atau 40 % untuk 3 ikatan

A - 42

2

SPT's were carried out using a trip hammer which allows free fall, the results should be increase by a factor of 1.6 before carrying out the overburden correction, CN.

The normalised N, values are compared with NC to determine the risk of liquefaction.

A.7.2.2

Method Based on Cyclic Stress Ratio Analysis (References C and D)

Liquefaction Potential may also be determined from the liquefaction resistance factor, F, (Reference D) given by:

where: RL

=

keliling). Dengan demikian bila SPT telah dilaksanakan dengan penggunaan palu yang mengijinkan jatuh bebas, hasil-hasilnya harus ditingkatkan dengan faktor 1.6 sebelum dilaksanakan koreksi terhadap tekanan tanah efektip CN. Nilai N, yang dinormalisasi dibandingkan dengan Na untuk menentukan risiko liqefaction.

A.7.2.2

Cara Berdasarkan An alisa Perbandingan Tegangan Berulang (Pustaka C dan D)

Potensial liquefaction dapat ditentukan juga dari faktor ketahanan liquefaction, FL (Pustaka D) diberikan oleh :

dengan: resistance of soil elements to dynamic loading, given by:

in which RD depends on the grain size of

RL

=

ketahan elemen tanah terhadap pembebanan dinamik, diberikan oleh:

untuk mana RD tergantung pada ukuran

A - 43

The sand as follows :

D50 ditetapkan sebagai ukuran butir yang mewakili 50 % dari berat pada kurva pembagian ukuran butir kumulatip pasir. Setiap pasir yang mempunyai suatu nilai D50 antara 0.02 mm dan 2.0 mm harus dipertimbangkan sebagai peka terhadap liquefaction.

D50 is defined as the particle size that represents 50 % by weight on the cumulative particle size distribution curve of the sand. Any sand that has a D50 value between 0.02 mm and 2.0 mm should be considered vulnerable to liquefaction. r, rc

=

=

the cyclic shear stress ratio defined as:

perbandingan tegangan geser berulang ditentukan sebagai:

dengan:

where:

Vo

=

total overburden pressure on sand layer;

Vo

=

tekanan tanah total pada lapis pasir

V o'

=

effective overburden pressure on sand

V o'

=

tekanan tanah efektip pada lapis pasir

rd

=

faktor reduksi tegangan diberikan oleh:

layer; rd

=

stress reduction factor given by:

where d, is the depth (m) to the sand layer. Sand layers having a liquefaction resistance factor, F1, less than 1.0 are judged to liquefy during earthquakes.

dengan d, sebagai kedalaman (m) terhadap lapis pasir. Lapisan-lapisan pasir yang mempunyai faktor ketahanan liquefaction, FL, kurang dari 1.0 dianggap dan dipertimbangkan akan mencair (liquefy) selama gempa

A - 44

A .8

BASE ISOLATION AND MECHANICAL DAMPERS

A.8

A.8.1

GENERAL

A . 8 . 1 U M UM

The response of bridges during a severe earthquake can be reduced by modifying the support conditions as follows:

SOLASI DASAR DAN PEREDAM MEKANIKAL

Respons jembatan selama gempa besar dapat dikurangi dengan modifikasi pada keadaan tumpuan sebagai berikut:

i.

Provide base isolation devices to increase the natural period of the structure;

i.

Pengadaan perlengkapan isolasi dasar untuk meningkatkan periode getar alami dari struktur.

ii.

provide mechanical dampers to increase the amount of structural damping in the system.

ii.

engadaan peredam mekanikal untuk meningkatkan besaran redaman struktural dalam sistim.

Sub-section A.8 is based on References B and C, and is intended to be informative only. The analytical techniques required to evaluate the effectiveness of base isolation or mechanical damping should only be carried out under the guidance of a Design Engineer with specialised knowledge and experience. A. 8 . 2

BASE ISOLATION

The system of "base isolation" generally comprises two basic elements:

Bab A.8 adalah berdasarkan Pustaka B dan C, dan dimaksudkan hanya sebagai informasi. Teknik analisa yang diperlukan untuk evaluasi efektivitas isolasi dasar atau peredam mekanikal hanya boleh dilaksanakan dibawah pengawasan Akhli Tehnik Perencana dengan pengetahuan dan pengalaman khusus. A. 8 . 2 ISOLASI DASAR Sistim "Isolasi Dasar" umumnya terdiri dari dua elemen dasar:

i.

The structure is supported on flexible mountings to isolate it from the greatest disturbing motions at the likely predominant earthquake ground motion frequencies, and

i. Struktur didukung pada, dudukan fleksibel untuk menyekat terhadap gangguan gerakan terbesar pada frekuensi pradominan gempa dan gerakan tanah yang dapat terjadi, dan

ii.

Sufficient extra damping is introduced into the system to reduce resonance effects and keep deflections within acceptable limits.

ii. Diadakan cukup redaman tambahan kedalam sistim untuk mengurangi pengaruh resonansi dan menahan lendutan dalam batas ijin.

Flexible mountings include elastomeric and sliding or roller bearings.

Dalam dudukan fleksibel elastomer dan geser atau rol.

termasuk

perletakan

The introduction of flexible mountings will increase the natural period of the structure as shown in Figure A. 12 reproduced from Reference B.

Pengadaan dudukan fleksibel akan meningkatkan periode waktu getar alami dari struktur seperti ditunjukan dalam Gambar A. 12 yang diambil dari Pustaka B.

Strong motion accelerograms recorded in areas of hard rock or stiff alluvial soil typically have a predominant period of the order of 0.3 sec, as illustrated by the spectrum for the El Centro 1940 N-S record. Addition of flexible mountings to a stiff structure (i.e. with a period in the range of 0.3 sec.) will dramatically reduce the acceleration response to such an earthquake.

Akselerogram gerakan kuat yang direkam dalam daerah batuan keras atau tanah aluvial kaku mempunyai ciri periode pradominan sekitar 0.3 detik, seperti digambarkan oleh spektra rekaman EI Centro 1940 N-S. Penambahan dudukan fleksibel pada suatu struktur kaku (yaitu dengan periode waktu getar sekitar 0.3 detik) akan sangat mengurangi respons percepatan terhadap gempa tersebut.

However, soft soils and other factors may alter the characteristics of an earthquake so that the predominant response occurs at longer periods. An example of such an earthquake is the Bucharest

Bagaimanapun, tanah lunak dan faktor lain dapat mengubah karakteristik suatu gempa sedemikian, sehingga respons pradominan terjadi pada periode waktu getar lebih panjang. Suatu contoh untuk

A - 45

1977 record, also shown in Figure A.12. For this earthquake the introduction of flexible mountings could increase the structure's response.

gempa tersebut adalah rekaman Bucharest 1977, juga ditujukan dalam Gambar A.12. Untuk gempa tersebut, pengadaan dudukan fleksibel dapat meningkatkan respons struktur.

Flexible mountings commonly used include laminated rubber (elastimeric) bearings and sliding bearings consisting of PTFE (Teflon) on stainless steel.

Dudukan fleksible yang umumnya digunakan mencakup perletakan laminasi karet (elastomer) dan perletakan geser yang terdiri dari PTFE (Teflon) pada baja tidak berkarat.

A.8.3

A.8.3

MECHANICAL DAMPERS

PEREDAM MEKANIKAL

Mechanical dampers are usually used in conjunction with base isolation to control bridge displacements at low horizontal loads. Mechanical dampers use the reliable yielding properties of either mild steel or lead to provide:

Peredam mekanikal umumnya digunak an sehubungan isolasi dasar untuk mengendalikan simpangan jembatan pada beban horisontal yang rendah. Peredam mekanikal menggunakan besaranbesaran leleh, yang pasti dari baja lunak atau timah untuk mengadakan:

i.

elastic resistance to serviceability level lateral loads, such as strong winds and traffic loads; and

i.

ketahanan elastis terhadap beban lateral dalam tingkatkan kelayanan, seperti angin kencang dan beban lalu-lintas, dan

ii.

protection from the larger seismic loads by the device yielding.

ii.

perlindungan terhadap beban seismik lebih besar dengan perlelehan pada perlengkapan redaman.

Traditional viscous dampers or dash pots may also be used, but they require regular maintenance to be effective.

A.8.4 APPLICATION TO BRIDGES The following are bridge applications where base isolation and energy dissipating devices are most likely to be effective:

Peredam tradisional sistim viskositas (viscous) atau pemencaran (dash pots) boleh digunakan juga, tetapi tipe tersebut memerlukan pemeliharaan rutin agar tetap efektip. A.8.4 PENERAPAN PADA JEMBATAN Yang berikut adalah penerapan jembatan untuk mana perlengkapan isolasi dasar dan penyerapan energi dapat menjadi efektip:

A - 46

i.

In regions of high seismicity.

i.

Dalam daerah seismisitas tinggi.

ii.

In bridges with stiff substructures, the forces transmitted from the superstructures can be limited by dissipating devices.

ii.

Pada jembatan dengan bangunan bawah kaku, gaya yang disalurkan dari bangunan atas dapat dibatasi dengan perlengkapan penyerapan energi.

iii.

Dissipating devices may also be used between the substructure and the superstructure where it is not practical to provide a flexible or flexurally yielding substructure.

iii.

Perlengkapan penyerapan energi dapat juga digunakan antara bangunan bawah dan bangunan atas untuk mana tidak praktis bila diadakan bangunan bawah yang fleksibel atau dengan pelelehan lentur.

The main potential for economic advantage lies in:

Potensial utama untuk keuntungan ekonomis adalah dalam:

(a)

possible savings in abutment separation requirements and joint details as a result of reduced superstructure defections;

(a)

kemungkinan penghematan dalam persyaratan pemisahan pangkal jembatan dan detail sambungan sebagai hasil dari berkurangnya lendutan bangunan atas;

(b)

redistribution and reduction of seismic forces on the substructure (for example, control of seismic forces through energy dissipating devices at strong abutments rather than by ductile yielding of piers);

(b)

pembagian ulang dan pengurangan reduksi gaya-gaya seismik pada bangunan bawah (sebagai contoh, pengendalian gaya-gaya seismik melalui perlengkapan penyerapan energi pada pangkal yang kuat, daripada dengan pelelehan daktail dari pilar-pilar);

(c)

improvement of structural integrity by making decks continuous and concentrating the seismic loads at the joints most likely to accommodate them;

(c)

meningkatkan integritas struktural dengan membuat lantai menerus dan memusatkan beban seismik pada sambungan-sambungan yang mampu menerimanya;

(d)

use of non-ductile components;

(d)

penggunaan komponen tidak daktail;

(e)

greater damage control.

(e)

pengendalian kerusakan lebih baik.

A.8.5 MINIMUM DESIGN REQUIREMENTS FOR BRIDGES INCORPORATING MECH ANI CAL ENERGY DISSIPATORS

The arrangement of mechanical energy dissipators should satisfy the following criteria:

A.8.5 PERSYARATAN MINIMUM UNTUK RENCANA JEMB AT AN DENG AN PERLENGKAPAN PENYERAPAN ENERGI MEKANIKAL (DISSIPATOR) Rancangan perlengkapan penyerapan energi (dissipator) mekanikal harus memenuhi kriteria berikut: i.

Perilaku perlengkapan yang akan digunakan harus dibuktikan dengan pengujian.

ii.

Gempa rencana yang sesuai harus dipilih dengan memperhitungkan keadaan setempat dilapangan. Suatu analisa dinamik riwayat waktu (time history) harus dilaksanakan dengan menggunakan gempa rencana untuk menguji efektivitas rancangan tersebut.

The degree of protection against yielding of the structural members should be at least as great as that implied in Sub-section A.2.

iii.

Tingkat pengamanan terhadap pelelehan komponen struktural harus paling sedikit sebesar yang ditentukan dalam Bab A.2.

The structure and arrangement of dissipators should be detailed to ensure that it will behave

iv.

Struktur dan rancangan perlengkapan penyerapan energi harus didetail agar

i.

The performance of the devices to be used shall be substantiated by tests.

ii.

A suitable design earthquake should be selected taking due account of local site conditions. A dynamic time history analysis should be done using this earthquake to prove the effectiveness of the arrangement.

iii.

iv.

A - 47

in a controlled manner in case an earthquake greater than the design earthquake occurs.

menjamin bahwa berperilaku secara terkendali bila terjadi gempa lebih besar dari gempa rencana.

A - 48

26 May 1992

REFERENCES PUSTAKA GENERAL SOURCE DOCUMENTS DOKUMEN SUMBER UMUM A.

R.I. Ministry of Public Works: "Methodology of Earthquake Resistant design of Highway Bridges" Draft produced by the Standing Committee, 17 October 1990.

B.

Papua New Guinea Department of Works: "Earthquake Engineering for Bridges in Papua New Guinea - 1985 Revision" Port Moresby, 1985.

C. Huizing,J.B.S. et al: "Seismic design of Bridges" Bridge Committee of the New Zealand National Society for Earthquake Engineering, published as Road Research Unit Bulletin 56 (ISSN 0549-0030), National Roads Board, Wellington 1981. D. Japan Society for Civil Engineers: "Earthquake Resistant Design for Civil Engineering Structures in Japan" Tokyo, 1984. E.

Beca Carter Hollings & Ferner Ltd: "Indonesian Earthquake Study - Volume 6, Manual for the Design of Notrmal Reinforced Concrete and Reinforced Masonry Structures" Report prepared under the New Zealand Bilateral Assistance Programme, Jakarta, November 1981.

SELECTED REFERENCES PUSTAKA TERPILIH 1.

Transportation Research Board: "Earthquake-Induced Dynamic Response of Bridges and Bridge Foundations" Transportation Research Record No 579, Washington D.C. 1976.

2.

Directorate General of Highways (Bina Marga), R.I. Ministry of Public Works: "Earthquake Resistant Design of Highway Bridges" Jakarta, April 1983

3.

Dowrick, D.J. "Earthquake Resistant Design for Engineers and Architects" second edition, John Wiley & Sons, 1987.

4.

American Concrete Institute: "Recommendations for Design of Beam-column Joints in Monolithic Reinforced Concrete Structures" prepared by ACI-ASCE Committee 352; ACI Journal, Proc. V 73, No 5, July 1976.

5.

Mononobe, N.: "Earthquake proof Construction of Masonry Dams", Proc. World Engineering Conference, vol 9, p 275, 1929.

6.

Okabe, S.: "General Theory of Earth Pressures", J. Japanese Society of Civil Engineers, vol 12, No. 1, 1926.

7.

Ministry of Works and Development New Zealand: "Highway Bridge Design Brief", April 1975

8.

Richards R. and Elms D.G.: "Seismic Behaviour of Gravity Retaining Walls", Journal of the Geotechnical Engineering Division, Proc. A.S.C.E., Vol 105, No GT4, April 1979.

9.

Ministry of Works and Development New Zealand: "Reinforced Earth - Notes on Design and Construction", Supplement to C.D.P. 702 C, 1973, June 1980.

10. Standards Association of New Zealand: "Code of Practice for the Design of Concrete Structures", NZS 3101 :Part 1, 1982. 11. Standards Association of New Zealand: "Steel Structures Code - Part 1", NZS 3404:Part 1, 1989. 12. Seed H.B. and Idriss I.M.: "Influence of Ground Conditions on Ground Motions During Earthquakes", A.S.C.E., Journal of Soil Mechanics and Foundation Div.,Vol 95, No SM1, January 1969.

A - 48

BRIDGE DESIGN CODE : APPENDIX A – DETAILED EARTHQUAKE DESIGN

26 May 1992

13. Seed H.B.: "Soil Liquefaction and Cyclic Mobility Evaluation for Level Ground During Earthquakes", A.S.C.E., Journal of the Geotechnical Div., Vol 105, No GT2, February 1979.

14. Seed H.B., Idriss I.M. and Arango I.: "Evaluation of Liquefaction Potential Using Field Performance Data", A.S.C.E., Journal of the Geotechnical Div, Vol 109, No 3, March 1983.

A - 49

BRIDGE DESIGN CODE : APPENDIX A – DETAILED EARTHQUAKE DESIGN


PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBATAN

PENJELASAN BAGIAN 1 PERSYARATAN UMUM PERENCANAAN

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODE SECTION 1 - GENERAL DESIGN REQUIREMENTS

15 OCTOBER 1992

DOCUMENT No. BMS7 - K1

COMMENTARY: BRIDGE DESIGN CODE PENJELASAN: PERATURA N PERENCA NAA N TEKNIK JEMBATAN SECTION 1 - GENERAL DESIGN REQUIREMENTS BAGIAN 1 - PERSYARATAN UMUM PERENCANAAN SUMMARY OF CONTENTS IKHTISAR DAFTAR ISI TABLE OF CONTENTS ........................................................................................................................................K1-i DAFTAR ISI .............................................................................................................................................................K1-iii LIST OF TABLES DAFTAR TABEL .....................................................................................................................................................K1-v K1.1

INTRODUCTION PENDAHULUAN .................................................................................................................................K1-1

K1.2

GENERAL PRINCIPLES OF DESIGN DASAR-DASAR UMUM PERENCANAAN .....................................................................................K1- 7

K1.3

QUALITY ASSURANCE JAM/NAN MUTU ................................................................................................................................K1- 11

K1.4

WATERWAY REQUIREMENTS PERSYARA TAN JALAN A/R ............................................................................................................K1 - 13

K1.5

GEOMETRIC REQUIREMENTS PERSYARATAN GEOMTR/K ............................................................................................................K1- 17

K1.6

TRAFFIC BARRIERS PENGHALANG LALUL/NTAS .........................................................................................................K1 - 21

K1.7

PEDESTRIAN BARRIERS PENGHALANG UNTUK PEJALAN KAKI .......................................................................................K1- 25

K1.8

SEISMIC REQUIREMENTS PERSYARATAN TA HAN GEMPA ....................................................................................................K1 .26

K1.9

MAINTENANCE REQUIREMENTS PERSYARATAN-PERSYARATAN PEMEL/HARAAN .....................................................................K1- 2 7

K1.10

UTILITIES PRASARANA UMUM ........................................................................................................................K1-28

REFERENCES ..........................................................................................................................................................K1-29

TABLE OF CONTENTS K1.1

INTRODUCTION K1.1.1 PURPOSE ........................................................................................................................K1 - 1 K1.1.2 DESIGN RESPONSIBILITY AND CERTIFICATION ........................................................K1 - 1 K1.1.3 SCOPE K1.1.3.1 General ........................................................................................................... K1 - 1 K1.1.3.2 Commentary .................................................................................................... K1 - 2 K1.1.3.3 Organization of Code ...................................................................................... K1 - 2 K1.1.3.4 Cross-reference .............................................................................................. K1 - 2 K1.1.3.5 New Materials and Methods............................................................................. K1 - 2 K1.1.4 UNITS OF MEASUREMENT ...................................................................................................K1 - 3 K1.1.5 ROAD CLASSIFICATION K1.1.5.1 Functional Classification by Government Regulation ...............................................K1 - 4 K1.1.5.2 Design Classification of Roads .................................................................................K1 - 4 K1.1.6 GLOSSARY ......................................................................................................................K1 - 5 K1 . 1.7 SYMBOLS ........................................................................................................................K1 - 6

K1.2

GENERAL PRINCIPLES OF DESIGN K1.2.1 BASIS OF DESIGN General ........................................................................................................... K1 - 7 K1.2.1.1 K1.2.1.2 Ultimate Limit States ....................................................................................... K1 - 7 K1.2.1.3 Serviceability Limit States ............................................................................... K1 - 7 K 1.2.1.4 Working Stress Design .................................................................................... K1 - 7 K1.2.1.5 Methods of Analysis ........................................................................................ K1 - 8 K1.2.2 VERIFICATION OF STRUCTURAL ADEQUACY ............................................................K1 - 8 K1.2.3 DESIGN LIFE ...................................................................................................................K1 - 8

K1.3

QUALITY ASSURANCE K1.3.1 DESIGN PROCEDURES .................................................................................................K1 - 11 K1.3.2 CALCULATIONS ..............................................................................................................K1 - 11 K1.3.3 DRAWINGS ......................................................................................................................K1 - 11 K1.3.4 SPECIFICATIONS ............................................................................................................K1 - 11 K1.3.5 DESIGN CHECKING K1.3.5.1 General ........................................................................................................... K1 - 11 K1.3.5.2 Definitions ....................................................................................................... K1 - 11 K1.3.5.3 Responsibility for Checking ............................................................................. K1 - 11 K1.3.5.4 Requirements for Checking ............................................................................. K1 - 12

K1.4

WATERWAY REQUIREMENTS K1.4.1 GENERAL .........................................................................................................................K1 - 13 K1.4.2 FIELD INVESTIGATIONS .................................................................................................K1 - 13 K1.4.3 PIERS AND ABUTMENTS ......................................................................................................K1 - 13 K1.4.4 VERTICAL CLEARANCE ........................................................................................................K1 - 13 K1.4.5 ESTIMATION OF DESIGN FLOODS ......................................................................................K1 - 14 K1.4.6 DEBRIS .............................................................................................................................K1 - 14 K1.4.7 STREAM IMPROVEMENT WORKS .......................................................................................K1 - 14 K1.4.8 DESIGN FOR SCOUR AND RELATED FACTORS K1.4.8.1 Estimation of Scour Depth .............................................................................. K1 - 14 K1.4.8.2 Degradation .................................................................................................... K1 - 14 K1.4.8.3 Protection Against Scour ................................................................................. K1 - 15 K1.4.9 SECONDARY STRUCTURES ................................................................................................K1 - 15 K1.4.10 AIR VENTS K1.4.10.1 Scope .............................................................................................................. K1 - 15 K 1.4.10.2 Size and Number of Air Vents ......................................................................... K1 - 15 K 1.4.10.3 Location .......................................................................................................... K1 - 16

K1.5

GEOMETRIC REQUIREMENTS K1.5.1 WIDTH OF STRUCTURES K1.5.1.1 General ........................................................................................................... K1 -1 7 K1.5.1.2 Width of Roadway ........................................................................................... K1 - 17 K1.5.1.3 Width of Sidewalk ............................................................................................ K1 -1 7

DAFTAR ISI K1.1 PENDAHULUAN .................................................................................................................................. K1 - 1 K1.1.1 MAKSUD DAN TUJUAN ................................................................................................... K1 - 1 K1.1.2 PENGESAHAN DAN TANGGUNG JAWAB PERENCANAAN .............................................. K1 - 1 K1.1.3 RUANG LINGKUP K1.1.3.1 Umum ............................................................................................................. K1 - 1 K1.1.3.2 Penjelasan ........................................................................................................ K1 - 2 K1.1.3.3 Susunan Peraturan .......................................................................................... K1 - 2 K1.1.3.4 Rujukan Balik/Silang ........................................................................................ K1 - 2 K1.1.3.5 Bahan dan Cara Baru ...................................................................................... K1 - 2 K1.1.4 K1.1.5

K1.1.6 K1.1.7 K1.2 K1.2.1

K1.2.2 K 1. 2.3 K1.3 K1.3.1 K1.3.2 K1.3.3 K1.3.4 K1.3.5

K1.4

SATUAN-SATUAN UKURAN .......................................................................................... K1 - 3 KELAS JALAN K1.1.5.1 Klasifikasi Fungsional menurut Peraturan Pemerintah .................................. K1 - 4 K1.1.5.2 Kelas Rencana Jalan ........................................................................................K1 - 4 IKHTISAR ............................................................................................................................K1 - 5 NOTASI ..................................................................................................................... K1 - 6 DASAR-DASAR UMUM PERENCANAAN DASAR PERENCANAAN K1.2.1.1 Umum ............................................................................................................. K1 - 7 K1.2.1.2 Keadaan Batas Ultimate ...................................................................................K1 - 7 K1.2.1.3 Keadaan Batas Daya Layan .............................................................................K1 - 7 K1.2.1.4 Perencanaan Tegangan Kerja ...........................................................................K1 - 7 K1.2.1.5 Metode Analisa ................................................................................................K1 - 8 PEMBUKTIAN KECUKUPAN STRUKTURAL .............................................................................K1 - 8 UMUR RENCANA .........................................................................................................................K1 - 8 JAMINAN MUTU CARA PERENCANAAN ........................................................................................................K1 - 11 PERHITUNGAN-PERHITUNGAN ..........................................................................................K1 - 11 GAMBAR-GAMBAR .............................................................................................................K1 - 11 SPESIFIKASI ........................................................................................................................K1 - 11 PEMERIKSAAN PERENCANAAN K1.3.5.1 Umum ........................................................................................................... K1 - 11 K1.3.5.2 Definisi ........................................................................................................... K1 - 11 K1.3.5.3 Tanggung Jawab Pemeriksa .......................................................................... K1 - 11 K1.3.5.4 Persyaratan untuk Pemeriksaan ................................................................... K1 - 12

PERSYARATAN JALAN AIR UMUM ................................................................................................................................K1 - 13 PENYELIDIKAN LAPANGAN ............................................................................................... K1 - 13 PILAR DAN KEPALA JEMBATAN ..........................................................................................K1 - 13 RUANG BEBAS VERTIKAL ...................................................................................................K1 - 13 PERKIRAAN BANJIR RENCANA .......................................................................................... K1 - 14 SAMPAH/BENDA HANYUTAN ............................................................................................K1 - 14 PEKERJAAN PERBAIKAN ALIRAN ......................................................................................K1 - 14 PERENCANAAN UNTUK PENGGERUSAN DAN FAKTOR-FAKTORNYA K1.4.8.1 Perkiraan Kedalaman Gerusan ........................................................................K1 - 14 K1.4.8.2 Degradasi .........................................................................................................K1 - 14 K1.4.8.3 Pengamanan Terhadap Gerusan ......................................................................K1 - 15 K1.4.9 BANGUNAN-BANGUNAN SEKUNDER ................................................................................K1 - 15 K1.4.10 LUBANGANGIN K 1.4.10.1 Lingkup .............................................................................................................K1 - 15 K1.4.10.2 Ukuran dan Jumlah Lubang Angin K1 - 15 K 1.4.10.3 Lokasi ...............................................................................................................K1 - 16

K1.4.1 K 1.4.2 K 1.4.3 K1.4.4 K 1. 4.5 K 1.4.6 K 1.4.7 K1.4.8

K1.5 K1.5.1

PERSYARATAN GEOMETRIK LEBAR BANGUNAN K1.5.1.1 Umum ................................................................................................................K1 - 17 K1.5.1.2 Lebar Jalan .......................................................................................................K1 - 17 K1.5.1.3 Lebar Trotoar ....................................................................................................K1 - 17

LIST OF TABLES DAFTAR TABEL Table K1.1

Table K1.1

Table K1.2

Tabel K1.2 Table K1.3

Tabel K1.3 Table K1.4

Tabe/ K1.4 Table K1.5

Tabel K1.5

Table K1.6

Tabel K1.6

Basic Engineering Units in the SI System Satuan Teknik Dasar dalam Sistim S1 ........................................................K 1 - 4

Non-SI Units of Practical Importance Satuan Bukan-Sl untuk Kepentingan Praktis ................................................K1 - 5 Return Periods Periode Wang ..................................................................................................K1 - 9 Values of NVM0 NiMai M/M ...................................................................................................... K1 - 10 Performance Levels Tingkat Kinerja .............................................................................................. K1 - 22 Performance Level Criteria Ref. 8 Kriteria Tingkat Kinerja Pustaka 8 ............................................................ K 1 - 22

SECTION K1

BAGIAN K1

GENERAL DESIGN REQUIREMENTS

PERSYARATAN UMUM PERENCANAAN

K1.1

INTRODUCTION

K1.1

PENDAHULUAN

K1.1.1

PURPOSE

K1.1.1

MAKSUD DAN TUJUAN

The purpose of this Commentary is to assist in the use and interpretation of the Bridge Design Code. It contains additional material to provide:

Maksud Penjelasan ini adalah untuk membantu penggunaan dan pengertian Peraturan Perencanaan Jembatan. Ini mencakup bahan tambahan yang menyediakan:

x

explanation of obscure parts of the Code

x

penjelasan bagian peraturan yang kurang jelas

x

examples of use of the Code

x

contoh penggunaan Peraturan

x

references to source documents and other background information. These references are listed at the end of each relevant section of the Commentary.

x

pustaka dari dokumen sumber dan keterangan latar belakang lain. Pustaka tersebut tercanturn pada akhir tiap bagian relevan dari Penjelasan

K1.1.2

DESIGN RESPONSIBILITY CERTIFICATION

AND

K1.1.2

PENGESAHAN DAN TANGGUNG JAWAB PERENCANAAN

The purpose of this clause is to make sure that bridge designs are carried out or supervised by engineers with sufficient knowledge and experience. It is not necessary that a Design Engineer check the work of his subordinates in great detail, but a reasonable amount of checking is required because the Design Engineer must be prepared to take legal responsibility for this work.

Maksud pasal ini adalah untuk meyakinkan bahwa rencana jembatan dilaksanakan atau diawasi olel akhli teknik dengan cukup pengetahuan dan pengalaman. Tidak perlu bahwa Akhli Teknik Perencana memeriksa pekerjaan asistennya secara amat mendetail, tetapi pemeriksaan secara wajai diperlukan karena Akhli Teknik Perencana harus siar menanggung tanggung jawab yang sah untuk pekerjaan tersebut.

This clause also extends the Design Engineer's responsibility into the areas of initial investigation and construction supervision. Again, it is not necessary that the Design Engineer carries out this work himself, but he must be satisfied that those responsible for the work will carry out to the required standard.

Pasal ini juga meliputi tanggung jawab Akhli Teknik Perencana kedalam bidang penyelidikan permulaan dan pengawasan pelaksanaan. Juga tidak perlu bahwa Akhli Teknik Perencana melaksanakan pekerjaan tersebut sendiri, tetapi ia harus yakin bahwa mereka yang bertanggung jawab atas pekerjaan tersebut akan melaksanakannya sesuai standar yang disyaratkan.

K1.1.3

SCOPE

K1.1.3

RUANG LINGKUP

K1.1.3.1

General

K1.1.3.1

Umum

The usual upper limit on span length for "standard" codes is about 100 m. For longer spans it may be necessary to carry out special studies on:

Batas atas yang umum untuk panjang bentang dalam peraturan "standar" adalah sekitar 100 m. Untuk bentang Iebih panjang mungkin perlu agar melakukan pengkajian khusus untuk:

x

likely traffic loads

x

beban lalu lintas yang dapat terjadi

x

dynamic effect of wind gusts

x

pengaruh dinamik dari arus angin

K1 - 1

x

seismic effects.

K1.1.3.2 i.

ii.

Commentary

Numbering system: The clause numbering system corresponds to the system used in the Code so that, for example, clause 3.2.1 of the Commentary contains comments on clause 3.2.1 of the Code. If there are no comments for a particular clause of the Code, it will still be listed in the Commentary as "no commentary" so that there are no gaps.

x

pengaruh seismik

K1.1.3.2 i.

Penjelasan

Sistim penomoran: Sistim penomoran pasal sesuai dengan sistim yang digunakan dalam Peraturan sehingga, untuk contoh, pasal 3.2.1 dari Penjelasan mengandung keterangan untuk pasal 3.2.1 dari Peraturan. Bila tidak terdapat keterangan untuk pasal tertentu dari Peraturan, ini akan tetap tercantum dalam Penjelasan sebagai "tidak perlu penjelasan" sehingga tidak terjadi kekosongan.

Generally, clause titles in the Commentary will be the same as the Code.

Umumnya judul pasal dalam Penjelasan akan sama dengan Peraturan.

Numbering of figures and tables in the Commentary does not correspond at all to the numbering in the Code. This is because the figures and tables in the Commentary are generally unrelated to those in the Code. To avoid confusion, figure and table numbers used in the Commentary have the prefix "K".

Penomoran gambar dan tabel dalam Penjelasan sama sekali tidak sama dengan penomoran dalam Peraturan. Hal ini disebabkan karena gambar dan tabel dalam penjelasan umumnya tidak berkaitan dengan yang terdapat dalam Peraturan. Untuk mencegah salah faham, nomor gambar dan tabel yang digunakan dalam Penjelasan didahului dengan "K".

References: References are divided into:

ii.

Pustaka: Pustaka dibagi dalam:

x

selected references which are referred to specifically in the text of the Commentary

x

pustaka pilihan yang khusus ditunjuk dalam teks Penjelasan

x

general source documents which are not referred to in the text.

x

dokumen sumber umum yang tidak dituniuk dalam teks

The general source documents have been used extensively in preparation of the Code and Commentary and it is not considered necessary to annotate the many instances where they are used for reference.

K1.1.3.3

Organization of Code

Dokumen sumber umum telah sering digunakan dalam persiapan Peraturan dan Penjelasan dan tidak dianggap perlu untuk berulang kali menunjukan dimana mereka digunakan sebagai pustaka.

K1.1.3.3

Susunan Peraturan

No commentary.

Tidak perlu penjelasan.

K1.1.3.4

K1.1.3.4

Cross-references

Rujukan Balik/Silang

The use of standard terms for cross-referencing within the Code will help to reduce some of its apparent complexity.

Penggunaan istilah standar untuk saling merujuk dalam Peraturan akan membantu dalam mengurangi kerumitan yang mungkin timbul.

K1.1.3.5

K1.1.3.5

New Materials and Methods

No commentary.

Bahan dan Cara Baru


K1 - 2

K1.1.4

UNITS OF MEASUREMENT

K1.1.4

SATUAN-SATUAN UKURAN

The System International (SI) system of units is the preferred system for engineering design and construction because it offers a world-wide standard that is consistent, logical and easy to use. However, it is accepted that the existing CGS system is entrenched in Indonesia and that a considerable transition period is needed to convent from one system to the other.

Sistim internasional (SI) sistim satuan adalah sistim yang terpilih untuk perencanaan teknik dan konstruksi karena menyajikan standar seluruh dunia yang konsisten, wajar dan mudah digunakan. Bagaimanapun, diakui bahwa sistim CGS yang ada telah berakar di Indonesia dan diperlukan masa peralihan yang cukup untuk beralih dari suatu sistim ke lainnya.

The main difference between the system of units is in the way they treat "force" and "mass". The SI system clearly defines both, and "force" is derived from "mass" by the use of "acceleration". However, the CGS system clouds this distinction by using the term "kilogram-force" which is actually the weight of one kilogram of material.

Perbedaan utama antara sistim satuan adalah cara bagaimana mereka memperlakukan "gaya" dan "massa". Sistim SI jelas menetapkan keduanya, dan "gaya" diturunkan dari "massa" dengan menggunakan "percepatan". Bagaimanapun, sistim CGS kurang menjelaskannya dengan menggunakan istilah "kilogramgaya" yang sebenarnya adalah berat satu kilogram bahannya.

The basic engineering units of the SI system are given in Table K1.1. Non-SI units which are retained because of their practical importance are given in Table K1.2.

Satuan teknik dasar dari sistim SI diberikan dalam Tabel K.1.1. Satuan bukan SI yang dipertahankan karena kepentingan praktis diberikan dalam Tabel K.1.2.

Where quantities and non-dimensional formulae occur in the Code, the type of S.I. Unit required will be given. The equivalent quantity or formulae will be repeated using customary units in the corresponding clause of the Commentary.

Bila besaran jumlah dan rumus tidak berdimensi terdapat dalam Peraturan, jenis satuan SI yang disyaratkan akan diberikan. Besaran jumlah atau rumus yang ekuivalen akan diulang dengan menggunakan satuan yang biasa dalam pasal bersangkutan dari Penjelasan.

K1 - 3

Notes:

(1)

In addition to the thermodynamic temperature. T, expressed in kelvins, use is also made of Celsius temperature. t, defined by the equation:

Keterangan: (1)

Sebagai tambahan pads suhu termodinamik, T . d in ya t a k a n dalam kelvin,juga digunakan suhu Celsius.t, ditentukan oleh rumus: t = T - To

t = T - To

dengan T, = 273.1 K sesuei ketentuan

where T, = 273.15 K by definition.

Suhu Celsius dinyatakan dalam derajat Celsius (simbol °C)

The Celsius temperature is expressed in degrees Celsius (symbol °C). (2)

(2)

The radian is actually a supplementary unit.

Radian adalah sebenarnya satuan tambahan

K1.1.5

ROAD CLASSIFICATION

K1.1.5

KELAS JALAN

K1.1.5.1

Functional Classification by Government Regulation

K1.1.5.1

KlasifikasiFungsionalmenurut Peraturan Pemerintah

No commentary.


K 1 . 1 . 5 . 2 Design Classification of Roads

K1.1.5.2

This clause restates the policies set out in Ref. 1.

Pasal ini menetapkan ulang pengarahan yang diuraikan dalam Pustaka 1.

Kelas Rencana Jalan

K1 - 4

K1.1.6

GLOSSARY

K1.1.6

IKHTISAR

The Authority is the Ministry of Public Works acting through the Directorate General of Highways (Bina Marga).

Yang Berwenang adalah Departemen Pekerjaan Umum yang bekerja melalui Direktorat Jenderal Bina Marga.

Highway classification is defined in the relevant Bina Marga standard specification (Ref 1). This definition is repeated below for convenience.

Klasifikasi jalan raya ditetapkan dalam standar spesifikasi Bina Marga relevan (Pustaka 1). Ketentuan ini diulang dibawah untuk memudahkan.

Type I

Jenis I

Class I

The highest standard roads to serve inter-region or inter-city high speed traffic with full access control.

Class 11 The high standard roads to serve inter-region or intrametropolitan city high speed traffic with full access control. Type II Class I

The highest standard streets of 4 or more lanes to serve inter-city of intra-city, high speed, through traffic with partial access control.

Kelas I

Jalan standar tertinggi untuk melayani lalu lintas kecepatan tinggi antar daerah atau antar kota dengan bebas hambatan.

Kelas 11 Jalan standar tinggi untuk melayani lalu lintas kecepatan tinggi antar daerah atau dalam kota metropolitan dengan bebas hambatan Jenis II Kelas I

Jalan standar tertinggi dengan 4 jalur atau lebih untuk melayani antarkota dari dalam-kota,kecepatan tinggi,melalui lalu lintas dengan hambatan sebagian.

K1 - 5

Class II

The high standard streets of 2 or more lanes to serve inter/intra-city, (intra-district), high speed, mainly through traffic with/without partial access control.

Kelas II

Class III

The intermediate standard streets of 2 lanes or more to serve intradistrict, moderate speed, through or access traffic without access control.

Kelas III Jalan standar menengah dengan 2 jalur atau Iebih untuk melayani dalamdistrik,kecepatan sedang melalui lalu lintas dengan hambatan.

Class IV

The low standard streets of 1 travelled way to serve access to the road side land lots.

Kelas IV Jalan standar rendah dengan satu jalan kendaraan untuk melayani ke daerah pedalaman.

Return Period is used in the case of random events where each occurrence of the event is (theoretically) independent of all previous events. This is generally true for wind, flood and earthquake effects, and is assumed to be true for heavy traffic loads. The 1 in 20 year flood, therefore, is a flood that will be exceeded once every 20 years on average, and the probability that such a flood will be exceeded during a single year is '/2, or 5 %.

Periode Ulang digunakan dalam kasus kejadian acak dimana tiap kejadian adalah (teoritik) tergantung pada semua kejadian sebelumnya. Ini umumnya benar untuk angin, pengaruh banjir dan gempa, dan dianggap benar untuk beban lalu lintas berat. Satu banjir dalam 20 tahun dengan demikian adalah banjir yang akan terlampaui sekali tiap 20 tahun rata-rata, dan kemungkinan bahwa banjir demikian akan terlampaui selama satu tahun adalah 1/20 atau 5%.

Subsystems the definitions of foundation, substructure etc are not meant to be exact, but they are given to reduce some of the ambiguity that often occurs in the use of these terms. It is accepted that there are bridge configurations where these definition will not be appropriate, but it is not necessary to define every case.

K1.1.7

SYMBOLS

No commentary.

Jalan standar tinggi dengan 2 jalur atau lebih untuk melayani antar/dalam-kota (dalam distrik),kecepatan tinggi,terutama melalui lalu lintas dengan/tanpa hambatan sebagian.

Sistim bawah adalah definisi dari pondasi, bangunan bawah dsb. yang tidak dimaksud secara pasti, tetapi mereka diberikan untuk sekedar mengurangi ketidakpastian yang sering terjadi dalam penggunaan istilah tersebut. Diakui bahwa terdapat konfigurasi jembatan dimana definisi tersebut tidak akan sesuai, tetapi tidak perlu untuk menetapkan setiap kasus.

K1.1.7

NOTASI


K1 - 6

K1.2

GENERAL PRINCIPLES OF DESIGN

K1.2

DASAR-DASAR UMUM PERENCANAAN

K1.2.1

BASIS OF DESIGN

K1.2.1

DASAR PERENCANAAN

K1.2.1.1

General

K1.2.1.1

Umum

In general, it is uneconomical to attempt to build structure with no imperfections, and construction supervision is aimed at controlling imperfections to lie within acceptable tolerances.

Pada umumnya, adalah tidak ekonomis untuk berusaha membangun struktur tanpa kekurangan, dan pengawasan pelaksanaan bertujuan untuk mengendalikan kekurangan agar berada dalarr toleransi ijin.

Experienced qualified persons are needed at all levels to ensure the work conforms to current practice and to detect gross errors, as the "safety factors" incorporated in this Code are not intended to protect against such mistakes. In particular, the design check should be carried out by personnel not involved in the original design, to avoid repetition of incorrect assumptions, methods and data. Construction must be supervised by experienced engineers who can recognise major mistakes and have them remedied.

Orang berkualifikasi dan berpengalaman diperlukar pada semua tingkat untuk menjamin bahwa pekerjaan sesuai dengan praktek yang berlaku dar untuk menemukan kesalahan besar, karena "faktoi keamanan" yang tercakup dalam Peraturan ini tidak dimaksudkan untuk melindungi terhadap kesalahan demikian. Secara khusus, pemeriksaan rencana harus dilaksanakan oleh pegawai yang tidak ikul dalam rencana asli, untuk mencegah perulangan dari anggapan kurang benar, cara dan data. Pelaksanaan harus diawasi oleh akhli teknik berpengalaman yang dapat mengenali kesalahan utama dan memperbaikinya.

It follows also that the condition of use of bridges must be controlled, particularly for traffic loads, in a manner consistent with the design assumptions.

Demikian juga, kondisi penggunaan jembatan harus dikendalikan, khususnya untuk beban lalu lintas, dengan cara yang konsisten dengan anggapan rencana.

K1.2.1.2

K1.2.1.2

Ultimate Limit States

Keadaan Batas Ultimate

Ultimate limit states usually involve catastrophic failure which will endanger human life. The probability of such a failure must be kept as low as possible and a 5 % limit over the life of the bridge is commonly adopted. This implies that the ultimate action will have a return period of about 1000 years for a bridge life of 50 years.

Keadaan batas ultimate umumnya mencakup keruntuhan fatal yang akan membahayakan jiwa manusia. Kemungkinan akan keruntuhan tersebut harus dijaga serendah mungkin dan batas 5% sepanjang umur jembatan umumnya diambil. IN berarti bahwa aksi ultimate akan mempunyai periode ulang sekitar 1000 tahun untuk umur jembatan sebesar 50 tahun.

K1.2.1.3

K1.2.1.3

Serviceability Limit States

Keadaan Batas Daya Layan

The serviceability limit states are similar to the design criteria for working stress design.

Keadaan batas kelayanan adalah serupa dengan kriteria rencana untuk perencanaan tegangan kerja.

Vibration is usually only important if pedestrians use the bridge.

Getaran umumnya hanya penting bila pejalan kaki menggunakan jembatan.

K1.2.1.4

K1.2.1.4

Working Stress Design

It is intended that working stress design is gradually Dhased out. To help this transition the serviceability imit states have been arranged to appear as similar 3s possible to the old working stress criteria.

Perencanaan Tegangan Kerja

Maksudnya adalah bahwa perencanaan tegangan kerja secara bertahap hilang. Untuk membantu peralihan tersebut keadaan batas kelayanan telah disusun agar sedapat mungkin serupa dengan kriteria tegangan kerja yang lama.

K1 - 7

K1.2.1.5

Methods of Analysis

K1.2.1.5

Metode Analisa

Linear elastic design methods are considered appropriate for limit states design as they describe the behaviour of the structure under service loads, and provide a margin against non-linear behaviour and permanent deformations.

Cara perencanaan elastis linier dipertimbangkan sesuai untuk rencana keadaan batas karena mereka menjelaskan perilaku struktur pada beban layan, dan menyediakan suatu margin terhadap perilaku tidak linier dan deformasi tetap.

Where flexural action controls, the ultimate state is defined as the formation of the first moment hinge. Where the behaviour of a section is known from both theory and tests, an analysis including both moment and shear redistribution may be used in design.

Bila aksi lentur menentukan,keadaan ultimate ditentukan sebagai pembentukan sendi momen pertama. Bila perilaku penampang diketahui dari teori dan pengujian, suatu analisis yang mencakup distribusi ulang momen dan geser dapat digunakan dalam perencanaan.

In general, the Design Engineer will choose a particular analytical method to derive a preliminary design concept which satisfies one set of limit states. This design will then be checked against the other relevant limit states and modified as necessary to reach a final design satisfying all requirements. Within the limits set out in this Code, the choice of preliminary design method lies with the Design Engineer.

Umumnya, Akhli Teknik Perencana akan memilih cara analitik khusus untuk menurunkan konsep prarencana yang memenuhi satu keadaan batas. Rencana ini kemudian diperiksa terhadap keadaan batas relevan lain dan dimodifikasi bila perlu untuk mencapai rencana akhir yang memenuhi semua persyaratan. Dalam batas yang diberikan dalam Peraturan ini, pemilihan cara prarencana tergantung pada Akhli Teknik Perencana.

K1.2.2

K1.2.2

VERIFICATION ADEQUACY

OF

STRUCTURAL

PEMBUKTIAN STRUKTURAL

KECUKUPAN

This is a simple statement that the design strength should be equal or greater than the design loads, and that the probability of this not occurring is acceptably small.

Ini adalah ketentuan sederhana bahwa kekuatan rencana harus sama atau melebihi beban rencana, dan kemungkinan bahwa ini tidak terjadi adalah cukup kecil.

K1.2.3

K1.2.3 UMUR RENCANA

DESIGN LIFE

This clause sets out the current Bina Marga standard.

Pasal ini menjelaskan standar Bina Marga yang berlaku.

Bridges with a longer design life must be designed for actions that have a longer return period. The relationship between design life, return period and nrnhDhiI t , ni avraarlanro is

Jembatan dengan umur rencana lebih panjang harus direncanakan untuk aksi yang mempunyai periode ulang lebih panjang. Hubungan antara umur rencana , periode ulang dan kemungkinan terlampaui adalah:

(K1.1)

where: dengan: Pr

= probability that a certain action will be exceeded at least once during the bridge design life

D

= design life (years)

R

= return period of the action (years)

From the definition of probability of exceedence for ultimate and serviceability actions, the return periods corresponding to different design lives can be calculated from equation (K1.1). These values are shown in Table K1.3, rounded off to convenient values.

Pr

= kemungkinan bahwa aksi tertentu akan terlampaui paling sedikit sekali selama umur rencana jembatan

D

= umur rencana (tahun)

R

= periode ulang dari aksi (tahun)

Dari definisi kemungkinan terlampaui untuk aksi ultimate dan kelayanan, periode ulang yang sehubungan umur rencana berbeda dapat dihitung dari rumus (K1.11). Nilai tersebut ditunjukan dalam Tabel K 1.3, dibulatkan sampai nilai sesuai.

K1 - 8

Table K1.3

Tabel K1.3

Return Periods Periode Ulang

Return Period (years) Periode Ulang (tahun)

Design Fife (years)

Serviceability limit state

ultimate limit state

Keadaan batas kelayanan

Keadaan batas ultimate

20

400

50

20

1000

100

20

2000

Umur Rencana (tahun)

20

Probability of failure: By its nature, failure must be defined as a rare event. The actions which are likely to cause failure are also rare events and there are not enough records of their occurrence to enable an accurate statistical analysis.

Kemungkinan keruntuhan: Sesuai sifatnya, keruntuhan harus ditentukan sebagai kejadian jarang. Aksi yang dapat menyebabkan keruntuhan juga suatu kejadian jarang dan tidak ada rekaman data yang cukup untuk kejadian tersebut agar memungkinkan analisa statistik secara tepat.

It is usually assumed that the frequency of occurrence of random events follows an exponential distribution and this has been found to be reasonably accurate in the case of floods, high winds and extreme temperatures. This distribution is also assumed to be correct for extreme traffic loads but it is not appropriate for earthquake effects.

Umumnya dianggap bahwa frekuensi terjadinya kejadian acak mengikuti distribusi eksponensial dan ini dianggap cukup tepat dalam kasus banjir, angin kencang dan suhu ekstrim. Distribusi tersebut juga dianggap benar untuk beban lalu lintas ekstrim tetapi tidak sesuai untuk pengaruh gempa.

Using the exponential distribution it is possible to derive the following relationship between the magnitude of an action and its average return period (Ref 2):

Dengan menggunakan distribusi eksponensial adalah mungkin untuk menurunkan hubungan berikut antara besarnya aksi dan periode ulang rata-ratanya (Pustaka 2):

MI M0 where:

Ln Ri Ln R0

(K1.2)

dengan:

M0

=

a known magnitude of an event

M0

=

besaran yang diketahui dari suatu kejadian

R0

=

the known return period of M0

R0

=

periode ulang yang diketahui dari M,

MI

=

a different magnitude of that event

MI

=

besaran berbeda dari kejadian tersebut

RI

=

the return period of M

RI

=

peroide ulang dari M

Table K1.4 gives values of M/ M0 for typical return periods.

Tabel K1.4 memberikan nilai M/M0 untuk periode ulang tipikal.

K1 - 9

Table K1.4 Tabel K1.4

Values of M/M0 Nilai M/M0

R (years) R (tahun)

R0 (years) (tahun)

20

100

400

1000

2000

5

1.86

2.86

3.71

4.28

4.71

20

1.00

1.54

1.99

2.30

2.53

50

0.77

1.18

1.53

1.76

1.94

100

0.65

1.00

1.30

1.49

1.65

K1 - 10

K1.3

QUALITY ASSURANCE

K1.3

JAMINAN MUTU

Quality assurance is an essential part of bridge design, but no widely accepted procedures have been formalised. Each design organisation possesses some kind of traditional methodology for bridge design and checking, but this methodology is usually not stated explicitly.

Jaminan mutu adalah bagian penting dalam perencanaan jembatan, tetapi tidak dibentuk prosedur yang secara luas dapat diterima. Tiap organisasi perencanaan memiliki suatu jenis metodologi tradisional untuk perencanaan dan pemeriksaan jembatan, tetapi metodologi tersebut umumnya tidak ditetapkan dengan mutlak.

This Sub-section provides a framework, within any design organisation, for the establishment of a formal set of rules for maintaining acceptable levels of quality in design.

Bab ini menyediakan suatu rangka kerja, dalam tiap organisasi perencanaan, untuk penetapan peraturan resmi dalam memelihara tingkat mutu perencanaan yang memadai.

K1.3.1

K1.3.1

DESIGN PROCEDURES

CARA PERENCANAAN

Formal procedures are necessary to establish design records that will be of use in the future.

Cara resmi diperlukan untuk menetapkan rekaman perencanaan yang akan berguna dalam waktu akan datang.

K1.3.2

K1.3.2

CALCULATIONS

PERHITUNGAN-PERHITUNGAN

An independant design check is usually carried out without reference to the designer's calculations.

Suatu pemeriksaan rencana sebaiknya dilakukan tanpa meninjau perhitungan perencana.

Because of the simplifying assumptions inherint in any form of numerical modelling of a structure, it is essential that the results of computer analyses can be compared with alternative methods.

Karena penyederhanaan anggapan yang terdapat dalam tiap bentuk model numerik struktur, adalah penting bahwa hasil analisis komputer dapat dibandingkan dengan cara alternatif.

K1.3.3

K1.3.3

DRAWINGS

GAMBAR-GAMBAR

No commentary.


K1.3.4

K1.3.4

SPECIFICATIONS

SPESIFIKASI

No commentary.


K1.3.5

DESIGN CHECKING

K1.3.5

PEMERIKSAAN PERENCANAAN

K1.3.5.1

General

K1.3.5.1

Umum

No commentary.


K1.3.5.2

K1.3.5.2

Definitions

Definisi

The definitions for design complexity and novelty are far from precise. It is important, therefore, that these provisions be interpreted with common sense and sound experience.

Definisi untuk kerumitan dan keanehan rencana adalah jauh dari tepat. Dengan demikian adalah penting bahwa keadaan tersebut diartikan dengan pertimbangan dan pengalaman yang memadai.

K1.3.5.3

K1.3.5.3

Responsibility for Checking

None of the checking requirements are intended to

Tanggung Jawab Pemeriksa

Persyaratan pemeriksaan tidak dimaksudkan untuk

K1 - 11

absolve the design Engineer from his responsibilities set out in Article 1.1.2.

melepaskan Akhli Teknik Perencana dari tanggung jawab yang diuraikan dalam Artikel 1.1.2.

K1.3.5.4

K1.3.5.4

Requirements for Checking

Table 1.3 has been compiled from anectdotal material, and is a guide only. However, it is based on common sense and is believed to represent good practice.

Persyaratan untu.k Pemeriksaan

Tabel 1.3 telah dikumpulkan dari bahan insidentil, dan hanya berupa pedoman. Bagaimanapun, ini adalah berdasarkan pertimbangan umum dan dianggap mewakili praktek yang baik.

K1 - 12

K1.4

WATERWAY REQUIREMENTS

K1.4

PERSYARATAN JALAN AIR

K1.4.1

GENERAL

K1.4.1

UMUM

The acceptable frequency of submersion and the acceptable annual average time of submersion depend on community usage and available alternative routes.

Frekuensi terendam ijin dan waktu terendam tahunan rata-rata ijin tergantung pada penggunaan oleh masyarakat dan jaringan alternatif yang tersedia.

Modern bridges have a long life and high capital cost. Hence the long term requirements of the road link should be assessed when selecting design criteria.

Jembatan modern mempunyai umur panjang dan biaya investasi tinggi. Demikian persyaratan jangka panjang dari jaringan jalan harus dipertimbangkan bila memilih kriteria rencana.

In general, the serviceability of a road during floods will be controlled by its "weakest link" -the point at which the provision of higher flood immunity has the greatest marginal cost. The design of this structure will define the level of serviceability of the whole link. A series of low flood immunity crossings should be avoided as this can lead to stranding of motorists between flooded crossings in isolated areas.

Umumnya, kelayanan jalan selama banjir akan dikendalikan oleh "jaringan terlemah" - titik padamana pengadaan pengamanan terhadap banjir yang lebih besar mempunyai biaya tertinggi. Perencanaan struktur tersebut akan menentukan tingkat kelayanan seluruh jaringan. Rangkaian pelintasan yang aman terhadap banjir rendah harus dihindari karena dapat menuju pada kemacetan lalu lintas antara pelintasan terendam di daerah terisolasi.

Natural waterways are subjected to scour during flood. The design of the bridge opening should not significantly increase the level of scour on the banks due to increased velocity. The foundations and abutment protection should withstand the results of any increase in bed scour around piers. Suitable protection methods include deep foundations, curtain or cutoff walls, rip-rap, stream-bed paving and sheet piling. Redirection of water along road embankments usually increases scour around abutments.

Saluran air alam mengalami gerusan selama banjir. Perencanaan bukaan jembatan tidak boleh meningkatkan tingkat gerusan pada tebing akibat peningkatan kecepatan. Perlindungan pondasi dan pangkal harus dapat menahan akibat dari setiap peningkatan gerusan dasar sungai sekitar pilar. Cara perlindungan memadai meliputi pondasi dalam, dinding pengaman, pasangan batu, pelantaian dasar sungai dan pemancangan turap. Pengalihan air sepanjang timbunan badan jalan umumnya meningkatkan gerusan sekitar pangkal atau kepala jembatan.

K1.4.2

K1.4.2

FIELD INVESTIGATIONS

PENYELIDIKAN LAPANGAN

Designers should refer to Bina Marga's Investigation Manual (Ref. 3) for the requirements for field investigations.

Perencana harus memacu pada Panduan Penyelidikan Bina Marga (Pustaka 3) untuk persyaratan penyelidikan lapangan.

K1.4.3

K1.4.3

PIERS AND ABUTMENTS

PILAR DAN KEPALA JEMBATAN

Consideration of scour and other waterway problems is contained in Bina Marga's Investigation Manual (Ref. 3).

Pertimbangan gerusan dan masalah saluran air lainnya terdapat dalam Panduan Penyelidikan Bina Marga (Pustaka 3).

K1.4.4

K1.4.4

VERTICAL CLEARANCE

For non-navigable streams, vertical clearance will depend upon the size of debris likely to be carried by floods. Experience shows that the largest debris will not be carried by the peak flow, but will be washed down as the flood recedes. The clearance of 1.0 m takes this into account.

RUANG BEBAS VERTIKAL

Untuk sungai tanpa pelayaran, kebebasan vertikal akan tergantung pada ukuran hanyutan yang dapat dibawa oleh banjir. Pengalaman menunjukan bahwa hanyutan terbesar tidak akan dibawa oleh aliran puncak, tetapi akan tercuci kebawah pada banjir yang mereda. Jarak bebas sebesar 1 m memperhitungkan hal tersebut.

K1 - 13

K1.4.5

ESTIMATION OF DESIGN FLOODS

K1.4.5

PERKIRAAN BANJIR RENCANA

Flood estimation, return period etc., is covered it the Bina Marga Bridge Investigation Manual (Ref 3).

Perkiraan banjir, periode ulang dsb., dicakup dalam Panduan Penyelidikan Jembatan Bina Marga (Pustaka 3).

K1.4.6

K1.4.6

DEBRIS

SAMPAH/BENDA HANYUTAN

Depending on span and flood height relative to the superstructure, and drag factors, the greatest flood forces can be caused by either drag on a debris mat or drag on the superstructure alone.

Tergantung pada bentang dan tinggi banjir relatif terhadap bangunan atas dan faktor seret, gaya banjir terbesar dapat disebabkan oleh seretan atau benda hanyutan atau seretan pada bangunan atas saja.

Log impact should be considered only when there is no debris. Forces due to large debris mats and log impacts on the superstructure or substructure should not be combined unless there are special circumstances, since the debris mat will prevent severe impact. Short spans (less than 10 m) are highly likely to be blocked when tree debris is common in the catchment. Blockage usually leads to loss of roadway embankments.

Tumbukan batang kayu hanya harus dipertimbangkan bila tidak terdapat hanyutan. Gaya akibat benda hanyutan yang besar dan tumbukan batang kayu pada bangunan atas atau bangunan bawah tidak boleh dikombinasi kecuali dalam keadaan khusus, karena benda hanyutan akan mencegah terjadinya tumbukan parah. Bentang pendek (kurang dari 10 m) paling mungkin tersumbat bila hanyutan pohon umum dalam daerah aliran. Penyumbatan umumnya menuju pada kehilangan timbunan badan jalan.

K1.4.7

K1.4.7

STREAM IMPROVEMENT WORKS

PEKERJAAN PERBAIKAN ALIRAN

In most situations, the natural stream is stable if vegetation is not disturbed during bridge construction.

Dalam kebanyakan keadaan, sungai alam adalah stabil bila tumbuh-tumbuhan tidak diganggu selama pembangunan jembatan.

Alterations to the stream should only be made after careful study of the consequences.

Perubahan pada sungai hanya boleh dilakukan setelah pengkajian mendalam untuk akibatnya.

Every effort should be made to protect the natural vegetation where stream banks are erodible.

Setiap usaha harus dilaksanakan untuk melindungi tumbuh-tumbuhan alam dimana tebing sungai mudah tererosi.

K1.4.8

DESIGN FOR SCOUR AND RELATED FACTORS

K1.4.8

PERENCANAAN UNTUK PENGGERUSAN DAN FAKTORFAKTORNYA

K1.4.8.1

Estimation of Scour Depth

K1.4.8.1

Perkiraan Kedalaman Gerusan

Refer to Bina Marga's Investigation Manual (Ref. 3).

Memacu pada Panduan Penyelidikan Bina Marga (Pustaka 3).

K1.4.8.2

K1.4.8.2

Degradation


Degradasi


K1 - 14

K1.4.8.3

Protection Against Scour

K1.4.8.3

Pengamanan Terhadap Gerusan


Memacu pada Panduan Penyelidkan Bina Marga (Pustaka 3).

K1.4.9

K1.4.9 BANGUNAN-BANGUNAN SEKUNDER

SECONDARY STRUCTURES



K1.4.10

AIR VENTS

K1.4.10

LUBANG ANGIN

K1.4.10.1

Scope

K1.4.10.1

Lingkup

This is a new clause which is mainly concerned with steel girder bridges. These bridges are light enough to be lifted off their bearings by the combined effects of buoyancy and debris forces in a high flood. Prestressed concrete girder bridges are usually heavy enough to maintain a net positive reaction on their bearings in these circumstances, but this condition must be verified by the Design Engineer.

Ini adalah pasal baru yang terutama menyangkut jembatan baja. Jembatan tersebut cukup ringan untuk terangkat dari perletakan oleh pengaruh kombinasi gaya angkat dan gaya hanyutan pada banjir tinggi. Jembatan gelagar beton prategang umumnya cukup berat untuk mempertahankan reaksi positif bersih pada perletakannya dalam keadaan tersebut, tetapi kondisi ini harus dibuktikan oleh Akhli Teknik Perencana.

Even if the bridge is clear of the design flood, air vents should be provide if the possibility exists that a bridge could be submerged. The cost of providing air vents is insignificant compared to the cost of repairing a damaged bridge.

Walaupun jembatan bebas dari banjir rencana, ventilasi udara harus diadakan bila ada kemungkinan bahwa jembatan dapat terendam. Biaya pengadaan ventilasi udara adalah tidak berarti dibanding biaya perbaikan jembatan rusak.

K1.4.10.2

K1.4.10.2

Size and Number of Air Vents

Ukuran dan Jumlah Lubang Angin

The minimum vent size is chosen to minimise the risk of blockage by debris. A minimum of two vents per girder is also based on minimising the risk of accidental blockage.

Ukuran minimum lubang udara-angin dipilih agar risiko tersumbatnya oleh hanyutan menjadi sekecil mungkin. Minimum dua lubang udara setiap gelagar adalah juga berdasarkan risiko penyumbatan sekecil mungkin.

The ratio of the vent area to the area of the vented space is proportional to the rate of flood rise and the differential water level as follow:

Perbandingan luas lubang udara terhadap luas ruang yang diventilasi adalah sebanding dengan laju kenaikan banjir dan perbedaan ketinggian muka air sebagai berikut:

Rv =

where:

Q

'

(K1.3) h

dengan:

Rv

=

ratio of vent area to vented space

Rv

=

perbandingan luas ventilasi terhadap ruang ventilasi

Q

=

rate of flood rise

Q

=

laju kenaikan banjir

'h

=

difference in water level between the inside and outside of the girders

'h

=

perbedaan ketinggian muka air antara bagian dalam dan luar gelagar

K1 - 15

The value of 0.02 % given for Rv in clause 1.4.10.2 is based on limiting the differential water level to a maximum of 50 mm for a flood rise of 3 m/hr. The design value of Rv should be amended if ' h or Q are significantly different from these figures.

Nilai sebesar 0.02 % yang diberikan untuk Rv dalam ayat 1.4.10.2 adalah berdasarkan pembatasan perbedaan ketinggian muka air sampai suatu maksimum sebesar 50 mm untuk kenaikan banjir sebesar 3 m ham. Nilai rencana dari Rv harus ditinjau kembali bila ' h atau Q sangat berbeda dari besaran tersebut.

K1.4.10.3 Location

K1.4.10.3

Ideally the vents should be located in the deck slab, but this is usually impractical. For bridges with sidewalks it may be possible to use the scuppers as vents if they discharge inside the girders. Otherwise, the vents should be made through the girder webs as high as practical.

Sebaiknya lubang udara harus ditempatkan dalam pelat lantai jembatan, tetapi ini umumnya tidak praktis. Untuk jembatan dengan trotoar adalah mungkin untuk menggunakan lubang drainase sebagai lubang udara bila mereka tersalur kedalam gelagar. Atau, lubang udara harus dibuat melalui badan gelagar setinggi praktis mungkin.

The Design Engineer should take into account that some air pockets may still exist under the bridge even if air vents are provided.

Akhli Teknik Perencana harus memperhitungkan bahwa tetap terdapat beberapa kantong udara dibawah jembatan walaupun diadakan lubang udara.

Lokasi

K1 - 16

K1.5

GEOMETRIC REQUIREMENTS

K1.5

PERSYARATAN GEOMETRIK

K1.5.1

WIDTH OF STRUCTURES

K1.5.1

LEBAR BANGUNAN

K1.5.1.1

General

K1.5.1.1

Umum

No commentary.


K1.5.1.2

K1.5.1.2

Width of Roadway

Lebar Jalan

The number of lanes refers to marked lanes on the bridge, not design traffic lanes. as defined in Section 2.

Jumlah lajur meninjau lajur ternilai pada jembatan, bukan lajur lalu lintas rencana seperti ditentukan dalam Bagian 2.

Short bridges which are not as wide as the road formation create a safety hazard because of their low visibility.

Jembatan pendek yang tidak selebar formasi jalan membuat keadaan tidak aman karena daya penglihatannya rendah.

Table 1.2 is a compromise between safety and economy. In some circumstances there may be a warrant for making longer structures full formation width, such as bridges on curves and/or downhill approaches.

Tabel 1.2 adalah kesepakatan antara keadaan dan ekonomi. Dalam beberapa keadaan dapat menjadi keharusan untuk membuat struktur panjang dengan lebar formasi penuh, seperti jembatan pada lengkungan dan/atau jalan menurun.

K1.5.1.3

K1.5.1.3

Width of Sidewalk

Lebar Trotoir

It becomes difficult for pedestrians to pass when the footway is less than 1.5 m wide. For pedestrian volumes over 300 persons/hr the footway width should be increased to 1.8 m.

Akan menjadi sulit bagi pejalan kaki untuk lewat bila lebar trotoar kurang dari 1.5 m. Untuk volume pejalan kaki diatas 300 orangfjam lebar trotoar harus ditingkatkan menjadi 1.8 m.

K1.5.2

HORIZONTAL CLEARANCE OBSTRUCTIONS

K1.5.2

RUANG BEBAS HORISONTAL PADA RINTANGAN

K1.5.2.1

General

K1.5.2.1

Umum

AT

A distinction is made between the bridge superstructure, which can be damaged by vehicle impact to the point of collapse, and bridge substructures which are usually able to absorb vehicle impact with little damage.

Dibuat perbedaan antara bangunan atas jembatan, yang dapat menjadi rusak karena tumbukan kendaraan sampai batas keruntuhan, dan bangunan bawah jembatan yang umumnya mampu menyerap tumbukan kendaraan dengan kerusakan kecil.

K1.5.2.2

K1.5.2.2

Clearance at Rigid Traffic Barriers

The clearance given is the same as for barriers on a bridge. There is no specific requirement for clearance between the rear of the barrier and the bridge structure because it is assumed that the barrier will not deflect under impact.

Ruang Bebas pada Penghalangpenghalang Lalu Lintas yang Kaku

Ruang bebas yang diberikan adalah sama seperti untuk penghalang lalu lintas pada jembatan. Tidak terdapat persyaratan khusus untuk ruang bebas antara bagian belakang penghalang dan struktur jembatan karena dianggap bahwa penghalang tidak melentur akibat tumbukan.

K1 - 17

K1.5.2.3

Clearance at Flexible Traffic Barriers

K1.5.2.3

Ruang Bebas pada Penghalangpenghalang Lalu Lintas yang Lentur

Full scale tests (Ref. 4) have shown that flexible barriers such as steel "W" beam guardrail may deflect up to 2 m under vehicle impact. This property is beneficial for the impacting vehicle but it makes this type of barrier unsuitable for use on bridges unless more stiffness can be provided by adding extra rails or decreasing the post spacing.

Pengujian skala penuh (Pustaka 4) telah menunjukan bahwa penghalang lentur seperti penghalang pengarah dari balok baja "W" dapat melentur sampai 2 m akibat tumbukan kendaraan. Besaran ini menguntungkan untuk kendaraan yang menabrak, tetapi membuat jenis penghalang tersebut tidak cocok untuk penggunaan di jembatan kecuali dapat diadakan kekakuan lebih besar dengan menambah jumlah penghalang atau mengurangi jarak antara tiang.

The roadway clearance for flexible barriers is measured to the outer edge of the road shoulder, not the pavement.

Kebebasan jalan untuk penghalang lentur diukur terhadap tepi luar bahu jalan, tidak terhadap perkerasan.

K1.5.2.4

K1.5.2.4

Clearance at Unprotected Obstructions

Ruang Bebas pada Rintangan yang Tidak Diamankan

Existing Bina Marga standards do not give any specific requirements for minimum clearance to roadside hazards but the desirable shoulder width of 2 m (Ref. 1) and minimum kerb offset distance of 0.6 m for lampposts and road signs (Ref. 5) suggest that 3 m would be satisfactory. This distance also provides enough space for a vehicle to pass between the outer traffic lane and the obstacle in an emergency.

Standar Bina Marga yang ada tidak memberikan persyaratan khusus untuk jarak bebas minimum terhadap rintangan pinggir jalan tetapi lebar bahu yang disarankan sebesar 2 m (Pustaka 1) dan jarak dari kerb sebesar minimum 0.6 m untuk tiang lampu dan rambu lalu lintas (Pustaka 5) menganggap bahwa 3 m akan mencukupi. Jarak ini juga menyediakan cukup ruang untuk kendaraan yang lewat antara lajur terluar dan rintangan dalam keadaan darurat.

K1.5.2.5

K1.5.2.5

Horizontal Clearance Over Railways


No commentary.

K1.5.3

VERTICAL CLEARANCE OBSTRUCTIONS

K1.5.3.1

General

Ruang Bebas Horisontal Diatas Jalan Kereta Api

AT

K1.5.3

RUANG BEBAS VERTIKAL PADA RINTANGAN

K1.5.3.1

Umum

The vertical clearance at a structure may reduce in time because of resurfacing of the road and settlement of the bridge. An allowance of 100 mm is a reasonable amount to ensure that the actual (operating) vertical clearance will not be decrease below the specified minimum value.

Jarak bebas vertikal pada struktur dapat berkurang sepanjang masa karena pelapisan ulang dari jalan dan penurunan jembatan. Suatu kebebasan sebesar 100 mm adalah wajar untuk menjamin bahwa jarak bebas vertikal aktual (operasional) tidak akan menjadi kurang dari nilai minimum yang dispesifikasi.

In some types of construction, such as reinforced earth, unusual amounts of settlement will be expected and the allowance should be increased accordingly.

Pada beberapa jenis konstruksi, seperti tanah bertulang, jumlah penurunan yang cukup besar dapat diharapkan dan kebebasan harus dinaikan secara sesuai.

K1 - 18

K1.5.3.2

Vertical Clearance at Road Bridges

K1.5.3.2

Ruang Bebas Vertikal pada Jembatan Jalan Raya

Table 3.1 repeats the design values given in Reference 1.

Tabel 3.1 mengulang nilai rencana yang diberikan dalam Pustaka 1.

The road classification in Table 3.1 is the classification of the road which passes through the bridge superstructure (Case (i)) or under the bridge (Case (ii)) .

Klasifikasi jalan dalam Tabel 3.1 adalah klasifikasi jalan yang melewati banguan atas jembatan (kasus(i)) atau dibawah jembatan (kasus(ii)).

K1.5.3.3

K1.5.3.3

Vertical Clearance Over Sidewalks

Ruang Bebas Vertikal Diatas Trotoir

No commentary.

Tidak perlu penjelasan .

K1.5.3.4

K1.5.3.4

Vertical Clearance Over Railways

Ruang Bebas Kereta Api

No commentary.


K1.5.4

K1.5.4

PEDESTRIAN BRIDGES

Vertikal

Diatas

Jalan

JEMBATAN PEJALAN KAKI

Consideration should be given to increasing the width of a pedestrian bridge if the peak pedestrian traffic is expected to exceed 900 persons per hour.

Pertimbangan harus diberikan pada peningkatan lebar jembatan pejalan kaki bila lalu lintas puncak dari pejalan kaki diharapkan melebihi 900 orang ram.

Gradients of 1 in 8 are satisfactory for able-bodied persons pushing prams, bicycles and the like, but may be too steep for aged or handicapped persons. In these cases 1 in 12 is the recommended maximum.

Kemiringan 1 banding 8 adalah memadai untuk orang sehat mendorong kereta, sepeda dan serupa, tetapi dapat menjadi terlalu mendaki untuk orang cacat. Dalam hal ini 1 banding 12 adalah maksimum yang disarankan.

Consideration should be given to increasing the vertical clearance at isolated pedestrian bridges. Clearances to pedestrian bridges over roadways should be greater than other bridges as they are usually light structures susceptible to severe damage if hit by high loads. Protection should be provided by nearby lower road bridges or by placing the pedestrian bridge above normal clearances.

Pertimbangan harus diberikan pada peningkatan jarak bebas vertikal pada jembatan pejalan kaki didaerah terisolasi. Jarak bebas dari jembatan pejalan kaki diatas jalan raya harus lebih besar dari jembatan lain karena struktur ringan umumnya dapat mengalami kerusakan besar bila terpukul oleh beban tinggi. Perlindungan harus diadakan oleh jembatan jalan raya lebih rendah didekatnya atau dengan menempatkan jembatan pejalan kaki diatas jarak bebas normal.

K1.5.5

K1.5.5 TEROWONGAN PEJALAN KAKI

PEDESTRIAN SUBWAYS

See the comments for Article 1.3.5.

Lihat penjelasan untuk Artikel 1.3.5.

Provision for lighting should be made wherever possible.

Pengadaan penerangan lampu harus dibuat dimana mungkin.

K1.5.6

K1.5.6

STAIRWAYS

This clause generally summaries the relevant requirements of Reference 6, which is based on accepted good practice.

JALAN BERTANGGA

Pasal ini umumnya meringkas persyaratan relevan dari Pustaka 6, yang berdasarkan pelaksanaan baik yang disetujui.

K1 - 19

K1.5.6.1

Definitions

K1.5.6.1

Definisi

See comments under 1.3.7.

Lihat penjelasan pada 1.3.7.

K1.5.6.2

K1.5.6.2

Rises and Treads

Tinggi Anak Tangga dan Anak Tangga



K1.5.6.3

K1.5.6.3

Dimensions


Dimensi


K1 - 20

K1.6

TRAFFIC BARRIERS

K1.6

PENGHALANG LALU LINTAS

K1.6.1

SCOPE

K1.6.1

LINGKUP

No comment.


K1.6.2

K1.6.2

BARRIER PROPERTIES

B E S A R A N – B E S A R A N PENGHALANG

Items (i) to (iv) are the most important barrier properties because they relate directly to the safety of the vehicle occupants. The probability of injury to vehicle occupants is directly related to the longitudinal and lateral acceleration of the vehicle during its impact with the barrier (Reference 7).

Butir (i) sampai (iv) adalah besaran penghalang yang paling penting karena langsung berkaitan dengan keamanan penumpang kendaraan. Kemungkinan terlukanya penumpang kendaraan adalah langsung berkaitan dengan percepatan memanjang dan lateral dari kendaraan pada saat terbentur dengan penghalang (Pustaka 7).

Flexible barriers, such as steel guardrail, are usually not provided on bridges because of the cost of the extra bridge width needed to accommodate the barrier deflection. However, there is scope for such barriers on bridges with sidewalks if the barriers are located between the sidewalk and the roadway. It is emphasised that flexible barriers are unlikely to be able to meet the design requirements for service level 1 (Reference 8).

Penghalang lentur, seperti penghalang pengarah dari baja, umumnya tidak digunakan pada jembatan karena biaya lebar tambahan jembatan yang diperlukan untuk menampung lendutan penghalang. Bagaimanapun, ada kemungkinan kegunaan penghalang tersebut pada jembatan dengan trotoar bila penghalang ditempatkan antara trotoar dan jalan kendaraan. Ditekankan bahwa penghalang lentur umumnya tidak mampu memenuhi persyaratan perencanaan untuk tingkat pelayanan (Pustaka 8).

Rigid barriers generally consist of steel rails, concrete parapets or combinations of both. Designs that have been developed in America for various levels of service are given in Reference 8. The most effective rigid barriers one those that have a sloping front face. P.C. Skeels is quoted as follows in Reference 8.

Penghalang kaku umumnya terdiri dari sandaran baja, tembok beton atau kombinasi antara keduanya. Rencana yang telah dikembangkan di Amerika untuk berbagai tingkat pelayanan diberikan dalam Pustaka 8. Penghalang kaku paling efektif adalah yang mempunyai permukaan depan yang landai. Penghalang beton prategang terdapat dalam Pustaka 8.

"One other point that might be brought out is that the socalled sloped-face rigid barriers are not really rigid so far as the car and its occupants are concerned. When the wheel climbs the slope, the flexibility of the tires, suspension, car frame, wheels, and even the interior padding are brought into play to modify the rigidity of the barrier. It is also allows the lateral forces to be applied directly to the strongest part of the car; namely, the wheels and suspension, instead of trying to push on the weakest part - the sheet metal. This action also explains the improved performance of the barriers with a longer and higher sloped face as the car is banked higher and the above-named flexible elements are brought into play more effectively. An ideal barrier might have a concave face 10' high and 15' deep but this would not be practical, so some compromise has to be reached. This report could bring out these points as there really is no mystery about the reason for the good performance of sloped barriers, but many do not understand it."

Butir lain yang dapat diungkapkan adalah bahwa penghalang kaku dengan permukaan landai adalah tidak kaku sempurna untuk kendaraan serta penumpangnya. Bila roda naik ke kelandaian, fleksibilitas ban, suspensi, rangka mobil, roda dan juga bagian dalam akan dibawa dalam gerakan untuk memodifikasi kekakuan penghalang. Ini juga menyebabkan bahwa gaya lateral bekerja langsung pada bagian terkuat dari mobil, yaitu roda dan suspensi dan tidak pada bagian terlemah - lapisan metal. Aksi tersebut juga menjelaskan peningkatan perilaku penghalang dengan permukaan landai lebih panjang dan lebih tinggi karena mobil menepi lebih tinggi dan elemen lentur tersebut diatas dibawa dalam gerakan secara lebih efektif. Penghalang ideal mempunyai permukaan cekung setinggi 10 ' dan sedalam 15' tetapi ini tidak praktis, sehingga diambil suatu kesepakatan. Tulisan ini dapat mengungkapkan butir-butir tersebut karena sesungguhnya tidak ada rahasia mengenai perilaku baik dari penghalang landai tetapi belum semua orang memahaminya.

K1 - 21

Barrier design is still an empirical science and any new barrier configuration must be proven by fullscale crash testing before it can be used with confidence. This testing is so specialised and expensive that it is only carried out in the largest developed countries. For Indonesia, it is recommended that the results of American testing be adopted, and that bridge barriers be developed similar to American practice lines, particularly for service levels 1 and 2.

Perencanaan penghalang tetap suatu pengetahuan empirik dan tiap konfigurasi penghalang baru harus dibuktikan lewat pengujian tabrakan skala penuh sebelum dapat digunakan secara aman. Pengujian ini sedemikian khusus dan mahal sehingga hanya dilaksanakan di negara sangat maju. Untuk Indonesia, dianjurkan agar memacu pada hasil pengujian di Amerika, dan agar penghalang jembatan dikembangkan serupa dengan pedoman praktek di Amerika, khusus untuk tingkat pelayanan 1 dan 2.

K1.6.3

K1.6.3 TINGKAT KINERJA

PERFORMANCE LEVEL

The criteria for the levels of service have been adopted from Reference 8, but the numbering system is changed. The correspondence between this Code and Reference 8 is given in Table K1.5. Table K1.5 Tabel K1.5

Performance Levels Tingkat Kinerja Code Level of Service Tingkat Pelayanan Peraturan

Ref. 8 Level of Service Tingkat Pelayanan Pustaka 8

1

4

2

3

3

1

The American Service Level criteria are given in Table K1.6. Table K1.6 Tabel K1.6

Kriteria untuk tingkat pelayanan telah diambil dari Pustaka 8, tetapi sistim penomoran telah diubah. Kaitan antara Peraturan ini dan Pustaka 8 diberikan dalam Tab Kriteria tingkat pelayanan Amerika diberikan dalam Tabel K1.5.

Kriteria tingkat pelayanan Amerika diberikan dalam Tabel K.1.6

Performance Levels Criteria Ref. 8 Kriteria Tingkat Kinerja Pustaka 8 Service Level from Reference 8 Tingkat Pelayanan dari Pustaka 8

Item Butir

Note: (1)

1

2

3

Vehicle Kendaraan

Car Mobil

Bus Bis

Bus Bis

Vehicle Weight, lb Berat Kendaraan, lb

4,500

20,000

40,000

Vehicle Iz, in-lb-sec2 (1) Kendaraan Iz,in-lb-det2

48,000

800,000

1,900,000

Impact Speed, mph Kecepatan tumbuk,mph

60

60

60

Impact Angle, deg Sudut Tumbuk,derajat

15

15

15

Iz is the mass moment of inertial of the vehicle for rotation about a vertical axis.

Keterangan: (1)

Iz adalah momen inersie masse kendaraan untuk perputaran terhadap sumbu vertikal

K1 - 22

K1.6.3.1

Performance Level 1

K1.6.3.1

Tingkat Kinerja 1

The usual design speed for service level 1 barriers is 100 kph (60 mph). The primary aim of service level 1 is to prevent penetration of the barrier by heavy vehicles. This service level is also appropriate to bridges with more than 2 lanes because of the probability of more severe impact angles.

Kecepatan umum rencana untuk penghalang tingkat pelayanan 1 adalah 100 kph (60 mph). Tujuan utama dari tingkat pelayanan 1 adalah untuk mencegah penetrasi penghalang oleh kendaraan berat. Tingkat pelayanan ini juga sesuai untuk jembatan dengan lebih dari dua lajur karena kemungkinan sudut tumbuk yang lebih parah.

K1.6.3.2

K1.6.3.2

Performance Level 2

Tingkat Kinerja 2

Within the range of 50 kph to 100 kph the impact effects are approximately proportional to the speed of the impacting vehicle for each type of barrier. This allows some correlation between test data and barrier design for different roadway design speeds.

Dalam batas 50 kph sampai 100 kph pengaruh tumbukan adalah kurang lebih sebanding dengan kecepatan kendaraan yang menabrak untuk tiap jenis penghalang. Ini juga memberikan suatu korelasi antara data pengujian dan perencanaan penghalang untuk kecepatan rencana yang berbeda.

Service level 2 barriers are appropriate for most single lane and two lane truss bridges.

Penghalang tingkat pelayanan 2 tidak sesuai untuk kebanyakan jembatan rangka dengan lajur tunggal dan lajur ganda.

K1.6.3.3

K1.6.3.3

Performance Level 3

Tingkat Kinerja 3

Level 3 barriers correspond to the normal flexible steel W beam barrier. The use of such barriers on the approaches and the bridge itself avoids the transition problems with a rigid barrier.

Penghalang tingkat pelayanan 3 sesuai penghalang lentur biasa dengan balok baja W. Penggunaan penghalang tersebut pada jalan pendekat dan jembatan sendiri akan mencegah masalah peralihan dengan penghalang kaku.

Attachment details should be obtained from the specialist literature or from full scale tests.

Detail perlengkapan harus diperoleh dari pustaka khusus atau dari pengujian skala penuh.

K1.6.4

K1.6.4

GEOMETRIC REQUIREMENTS FOR RAIL BARRIERS, PERFORMANCE LEVELS 1 AND 2

PERSYARATAN GEOMETRIK UNTUK PENGHALANG BERJERUJI, TINGKAT KINERJA 1 DAN 2

The minimum height is required to prevent heavy vehicles with a high centre -of gravity from rolling over the top, of the barrier. If the traffic at a particular site includes a large number of heavy vehicles it is recommended that the height of the barrier be increased by adding a steel rail; increasing the concrete height is not recommended because of the reduction in visibility over the barrier. Any additional rails shall comply with clause 1.3.8.7.

Tinggi minimum diperlukan untuk mencegah kendaraan berat dengan titik berat tinggi terhadap terguling melewati puncak penghalang. Bila lalu lintas di daerah khusus meliputi jumlah kendaraan berat yang besar, disarankan agar tinggi penghalang dinaikan dengan menambah sandaran baja; Menaikan tinggi beton tidak dianjurkan karena mengurangi penglihatan diatas penghalang. Tiap sandaran tambahan harus memenuhi pasal 1.3.8.7.

Posts must be set back behind the rails to prevent vehicles from snagging and spinning.

Tiang harus ditempatkan dibelakang sandaran agar mencegah kendaraan terperangkap dan berputar.

Full scale tests of barriers behind kerbs in the 1960's (References 9 and 10) established that:

Pengujian skala penuh sekitar tahun 1960 untuk penghalang dibelakang kerb (Pustaka 9 dan 10) menetapkan bahwa:

x

x

kerbs do not act as wheel deflectors - if the wheel contacts the kerb before the vehicle body impacts against the barrier, then there is

Kerb tidak bekerja sebagai pengalih arah roda bila roda menyentuh kerb sebelum badan kendaraan menabrak penghalang, maka

K1 - 23

a strong possibility that the vehicle will mount the kerb and vault the barrier. If the barrier is set back some distance behind the kerb (1.5 m was tested, but 1.0 m may be satisfactory) the vehicle suspension had time to recover from the initial jump over the kerb; x

high kerbs (250 mm) damaged the vehicle suspension to such an extent that the behaviour of the vehicle after being redirected by the barrier was unpredictable. Low kerbs (150 mm) did not damage vehicle suspension or contribute significantly to vaulting.

terdapat kemungkinan besar bahwa kendaraan naik ke kerb dan meloncat lewat penghalang. Bila penghalang ditempatkan pada suatu jarak dibelakang kerb (1.5 m teruji, tetapi 1.0 m dianggap cukup) suspensi kendaraan mempunyai waktu untuk pulih dari loncatan mula melalui kerb. x

Kerb tinggi (250 mm) merusak suspensi kendaraan sedemikian besar sehingga perilaku kendaraan setelah beralih oleh penghalang menjadi diluar perkiraan. Kerb rendah (150 mm) tidak merusak suspensi kendaraan atau memperbesar kemungkinan loncatan.

x

K1.6.5

ALTERNATIVE BARRIERS

See comments for 1.3.8.2.

K1.6.5

PENGHALANG ALTERNATIP

Lihat penjelasan untuk 1.3.8.2.

K1 - 24

K1.7

PEDESTRIAN BARRIERS

K1.7

PENGHALANG UNTUK PEJALAN KAKI

K1.7.1

GEOMETRY

K1.7.1

GEOMETRI

No commentary.


K1.7.2

K1.7.2

PEDESTRIAN PROTECTION BARRIERS FOR BRIDGES OVER ELECTRIFIED RAILWAYS

No commentary.

PENGHALANG PENGAMAN PEJALAN KAKI UNTUK JEMBATANJEMBATAN DIATAS JALAN KERETA API LISTRIK


K1 - 25

K1.8

SEISMIC REQUIREMENTS

K1.8

PERSYARATAN TAHAN GEMPA

K1.8.1

GENERAL

K1.8.1

UMUM

Large and complex bridges may be excited into various modes of vibration by earthquake motions. This behaviour and its effects on the structure can only be modelled by a detailed dynamic analysis. Such an analysis requires specialised computer program and detailed knowledge of dynamic modelling methods.

Jembatan besar dan rumit dapat bergetar dalam berbagai perubahan bentuk akibat gerakan gempa. Perilaku ini dan pengaruhnya pada struktur hanya dapat dimodel dengan analisis dinamik mendetail. Analisis demikian memerlukan program komputer khusus dan pengetahuan mendalam mengenai cara model dinamik.

K1.8.2

K1.8.2

PRINCIPLES OF SEISMIC DESIGN

DASAR-DASAR TAHAN GEMPA

PERENCANAAN

This subject is covered in more detail in Appendix A.

Pokok masalah ini dibahas lebih rinci dalam Lampiran A.

K1.8.3

K1.8.3

SELECTION OF STRUCTURAL TYPE

PEMILIHAN TIPE STRUKTURAL

This subject is covered in more detail in Appendix A.

Pokok masalah ini dibahas lebih rinci dalam Lampiran A.

K1.8.4

K1.8.4

FOUNDATIONS

PONDASI

The purpose of this Article is to give designers the option of placing a ductile bridge on a non-ductile foundation. In this case, the foundation is assumed to move in phase with the soil and plastic hinges form in the substructure at some point above the foundation. The designer may choose the position of the plastic hinge so that it will be accessable for repairs.

Maksud Artikel ini adalah agar memberikan kemungkinan pada perencana untuk menempatkan jembatan daktail pada pondasi tidak daktail. Dalam hal ini, pondasi dianggap bergerak dalam fase dengan tanah dan sendi plastis terbentuk dalam bangunan bawah pada suatu titik diatas pondasi. Perencana dapat memilih lokasi sendi plastis sedemikian rupa agar terjangkau untuk perbaikan.

Where the foundation is not completely buried, the earthquake forces acting on the portion of the foundation between the level of fixity and the plastic hinge shall be multiplied by the structural type factor for a Type C structure.

Bila pondasi tidak seluruhnya tertanam, gaya gempa yang bekerja pada bagian pondasi antara kedalaman jepit dan sendi plastis harus dikalikan dengan faktor tipe bangunan untuk struktur Jenis C.

K1 - 26

K1.9

MAINTENANCE REQUIREMENTS

K1.9

PERSYARATAN PERSYARATAN PEMELIHARAAN

K1.9.1

GENERAL

K1.9.1

UMUM

Facilities for access may include fixed ladders, walkways and platforms, together with lighting and power outlets inside closed sections.

Fasilitas pemeliharaan meliputi tangga tetap, tempat jalan dan platform, bersama dengan penerangan Iistrik didalam penampang tertutup.

K1.9.2

K1.9.2

DRAINAGE OF THE CARRIAGEWAY

DRAINASE LINTAS

PADA

JALUR

LALU

A standard scupper will satisfactorily drain about 50 m2 of deck area provided the deck has a fall of at least 2%. It is recommended, however, that scuppers be placed at 6 m maximum centres to limit the drainage path, even if this provides excess capacity.

Pipa drainase standar dapat dengan lancar menyalurkan sekitar 50 m2 luas lantai dengan syarat bahwa lantai mempunyai kemiringan paling sedikit 2%. Bagaimanapun dianjurkan, bahwa pipa drainase ditempatkan pada jarak antara maksimum 6 m untuk membatasi jalur drainase, meskipun ini menyediakan kelebihan kapasitas.

K1.9.3

K1.9.3

DRAINAGE DETAILS

DETIL-DETIL DRAINASE

Corrosion of steel girder bridges is most often associated with misdirected drainage from the scuppers and deck joints. Careful detailing of these features can help reduce the maintenance costs of these bridges significantly.

Korosi jembatan gelagar baja paling sering berkaitan dengan drainase yang kurang terarah dari pipa drainase dan hubungan lantai. Pendetailan seksama untuk hal tersebut sangat membantu untuk mengurangi biaya pemeliharaan jembatan tersebut.

K1.9.4

K1.9.4

PROVISION FOR REPLACEMENT

K E T E N T U A N PENGGANTIAN

U N T U K

Consideration should be given to providing fixed lifting points under the bridge so that mechanical hoists can be used in replacement of bearings.

Pertimbangan harus diberikan untuk pengadaan tempat pengangkatan yang tetap dibawah jembatan agar dapat digunakan dongkrak mekanis untuk penggantian perletakan.

K1.9.5

K1.9.5

PROVISION FOR REPAINTING

KETENTUAN UNTUK PENGECATAN KEMBALI

Even galvanised coatings deteriorate and all galvanised bridges will require painting at least once during their design life. The design of steel bridges should provide enough access space around all steel components so that they can be painted in place or, in the case of nonstructural members, be removed from the bridge and be re-coated in the factory.

Cat galvanis pun dapat menjadi rusak dan semua jembatan yang digalvanis akan memerlukan pengecatan paling sedikit sekali selama umur rencana. Perencanaan jembatan baja harus menyediakan cukup ruang sekitar semua komponen baja agar mereka dapat dicat ditempat atau, dalam hal unsur tidak struktural , dapat dilepas dari jembatan dan dicat ulang di pabrik.

Where access from the ground is difficult or impossible, support rails for a painting gantry should be attached to the underside of the bridge on each side.

Bilamana sulit atau tidak mungkin terjangkau dari tanah, harus dipasang rel pendukung untuk perancah pengecatan pada setiap sisi tepi bawah jembatan.

K1 - 27

K1.10

UTILITIES

K1.10

PRASARANA UMUM (UTILITAS)

The Design Engineer should ensure public utility authorities are informed of bridge schemes early in the planning process so that any requirements of these authorities can be incorporated in the design.

Akhli Teknik Perencana harus menjamin agar penguasa prasarana umum telah diberitahu mengenai rencana jembatan pada permulaan tahapan rancangan sehingga setiap keperluan dari mereka dapat disertakan dalam perencanaan.

Sockets and fixings cast into the bridge should be made from stainless steel in coastal areas and galvanised steel elsewhere. Brackets, hangers bolts etc., should be galvanised.

Soket dan perlengkapan yang dicor kedalam jembatan harus dibuat dari baja tahan karat di daerah pantai dan baja galvanis di semua tempat lain. Baja pengikat, penggantung baut dsb. , harus digalvanis.

Utilities carried inside closed cells of box girders can form a hazard. Gas mains should not be located in closed cells due to the risk of explosion if leakage occurs.

Prasarana yang dipikul dalam sel tertutup dari gelagar boks dapat membahayakan. Pipa gas tidak boleh ditempatkan dalam sel tertutup karena risiko peledakan bila terjadi kebocoran.

High pressure gas mains present a serious explosion hazard if ruptured and should not be placed on bridges without special precautions.

Pipa gas bertekanan tinggi menyebabkan bahaya ledakan besar bila rusak dan tidak boleh ditempatkan pada jembatan tanpa pengamanan khusus.

High voltage electrical cables may have a significant heat output and may require ventilation.

Kabel bervoltase tinggi dapat mengeluarkan panas cukup besar dan dapat memerlukan ventilasi.

Utility authorities may have restrictions on location of their services in relation to other utilities.

Penguasa prasarana dapat mempunyai pembatasan untuk pemasangan prasarananya sehubungan prasarana lain.

K1 - 28

REFERENCES General Source Documents Dokumen Sumber Umum a.

Austroads (formerly National Association of Australian State Road Authorities) "Draft Bridge Design Specification (in Limit State Format)." unpublished, 1991.

b.

National Association of Australian State Road Authorities "NAASRA Bridge Design Specification." Sydney, 1976.

c.

American Association of State Highway and Transportation Officials "Standard Specifications for Highway Bridges." 14th edition, Washington DC, 1988.

Selected References Pustaka Pilihan 1.

Directorate General of Highways, Ministry of Public Works, "Standard Specifications for Geometric Design of Urban Roads." Jakarta, January 1988.

2.

Chatfield C,"Statistics for Technology." 3rd edition, Chapman and Hall, 1983.

3.

Directorate General of Highways, Ministry of Public Works, "Bridge Investigations Manual." Unpublished.

4.

Troutbeck, R. J., "A Review of The Literature of Full Scale Tests on Safety Barriers and Energy Attenuators." Australian Road Research, Vol. 6 No. 1, March 1976.

5.

Directorate General of Highwayss, Ministry of Public Works, "Produk Standar Untuk Jalan Perkotaan." Jakarta, February 1987.

6.

AS 1657, "SAA Code for Fixed Platforms Walkways, Stairways, and Ladders." Standards Association of Australia 1985.

7.

Olsen et al, "Bridge Rail Design. Factors, Trends and Guidelines." NCHRP Repotr 149, Transportation Research Board, Washington 1974.

8.

Bronstad M.E and Michie J.D, "Multiple Service Level Bridge Railing Selection Procedures." NCHRP Report 239, Transportation Research Board, Washington 1981.

9.

Nordlin E.F, Field R.N and Hackett R.P, "Dynamic Full-Scale Impact Tests of Bridge Barrier Rails." Highway Research Record No. 83, 1965.

10. Graham M.D et al, "New Highway Barriers : The Practical Application of Theoritical Design." Highway Research Record No. 174, 1967.

K1 - 29


PERA TURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBA TAN

PENJELASAN BAGIAN 2 BEBAN JEMBATAN

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODE SECTION 2 – BRIDGE LOADS

20 OCTOBER 1992

DOCUMENT No. BMS7 – K2

COMMENTARY: BRIDGE DESIGN CODE PENJELASAN: PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBATAN SECTION 2 - BRIDGE LOADS BAGIAN 2 - BEBAN JEMBATAN SUMMARY OF CONTENTS IKHTISAR DAFTAR ISI TABLE OF CONTENTS ............................................................................................................................................ K2 - I DAFTARISI ................................................................................................................................................................ K2 - iii LIST OF TABLES; DAFTAR TABEL ....................................................................................................................................................... K2 - v 2.1

INTRODUCTION; PENDAHULVAN ................................................................................................................................... K2 - 1

2.2

PERMANENT LOADS AND ACTIONS; AKSI DAN BEBAN TETAP ................................................................................................................. K2 - 3

2.3

TRAFFIC LOADS; BEBAN LALU-LINTAS ......................................................................................................................... K2 - 7

2.4

ENVIRONMENTAL ACTIONS; AKSI LINGKUNGAN ............................................................................................................................ K2 - 11

2.5

OTHER ACTIONS; AKSI-AKSI LAINNYA .......................................................................................................................... K2 - 17

2.6

LOAD COMBINATIONS; KOMBINASI BEBAN ............................................................................................................................ K2 - 19

2.7

WORKING STRESS DESIGN; PERENCANAAN TEGANGAN KERJA ................................................................................................ K2 - 20 OTHER REQUIREMENTS PERSYARATAN LA INN YA ................................................................................................................ K2 - 21

2.8

2.9

KERB AND BARRIER DESIGN LOADINGS; PEMBEBANAN RENCANA TROTOAR DAN PENGHALANG LALU-LINTAS.................................... K2 - 22

2.10

ROAD SIGNS AND LIGHTING STRUCTURES; RAMBU JALAN DAN BANGUNAN PENERANGAN ........................................................................... K2 - 23

REFERENCES .......................................................................................................................................................... K2 - 24


INTRODUCTION K2.1.1 SCOPE ......................................................................................................................................K2 - 1 K2.1.2 ORGANISATION OF SECTION ..................................................................................................K2 - 1 K2.1.3 HOW TO USE THIS SECTION ...................................................................................................K2 - 1 K2.1.4 INFORMATION TO BE SHOWN ON DRAWINGS .....................................................................K2 - 1 K2.1.5 GLOSSARY ................................................................................................................................K2 - 1 K2.1.6 SYMBOLS ..................................................................................................................................K2 - 2

K2.2

PERMANENT LOADS AND ACTIONS K2.2.1 GENERAL ...................................................................................................................................K2 - 3 K2.2.2 SELF WEIGHT ............................................................................................................................K2 - 3 K2.2.3 SUPERIMPOSED DEAD LOAD K2.2.3.1 General ............................................................................................................................K2 - 3 K2.2.3.2 Resurfacing Allowance ....................................................................................................K2 - 3 K2.2.3.3 Attachments ....................................................................................................................K2 - 4 K2.2.4 SHRINKAGE AND CREEP EFFECTS ........................................................................................K2 - 4 K2.2.5 PRESTRESSING EFFECTS .......................................................................................................K2 - 4 K2.2.6 EARTH PRESSURE ...................................................................................................................K2 - 4 K2.2.7 PERMANENT CONSTRUCTION EFFECTS ...............................................................................K2 - 6

K2.3

TRAFFIC LOADS K2.3.1 GENERAL ...................................................................................................................................K2 - 7 K2.3.2 DESIGN TRAFFIC LANES ..........................................................................................................K2 - 7 K2.3.3 "D" LANE LOADING K2.3.3.1 Intensity of "D" Loading ...................................................................................................K2 - 7 K2.3.3.2 Lateral Distribution of "D" Loading ...................................................................................K2 - 7 K2.3.4 "T" TRUCK LOADING K2.3.4.1 Magnitude of "T" Truck Loading ......................................................................................K2 - 7 K2.3.4.2 Lateral Distribution and Position of "T" Truck Loading .....................................................K2 - 8 K2.3.5 REDUCED TRAFFIC LOADING ..................................................................................................K2 - 8 K2.3.6 DYNAMIC LOAD ALLOWANCE ..................................................................................................K2 - 8 K2.3.7 BRAKING FORCE .......................................................................................................................K2 - 8 K2.3.8 CENTRIFUGAL FORCES ...........................................................................................................K2 - 9 K2.3.9 PEDESTRIAN LOADING .............................................................................................................K2 - 9 K2.3.10 COLLISION LOADS ON BRIDGE SUPPORTS K2.3.10.1 General .........................................................................................................................K2 - 9 K2.3.10.2 Vehicle Impact ..............................................................................................................K2 - 9 K2.3.10.3 Train Impact .................................................................................................................K2 - 10 K2.3.10.4 Ship Impact ..................................................................................................................K2 - 10

K2.4

ENVIRONMENTAL ACTIONS K2.4.1 GENERAL ..................................................................................................................................K2 - 11 K2.4.2 SETTLEMENT .............................................................................................................................K2 - 11 K2.4.3 TEMPERATURE EFFECTS ........................................................................................................K2 - 12 K2.4.4 STREAM FLOW, DEBRIS AND LOG IMPACT ...........................................................................K2 - 14 K2.4.5 HYDROSTATIC PRESSURE AND BUOYANCY .........................................................................K2 - 15 K2.4.6 WIND LOADS ..............................................................................................................................K2 - 15 K2.4.7 EARTHQUAKE EFFECTS ...........................................................................................................K2 - 16

K2.5

OTHER ACTIONS K2.5.1 BEARING FRICTION ...................................................................................................................K2 - 17 K2.5.2 VIBRATION EFFECTS K2.5.2.1 General ............................................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.2 Road Bridges ...................................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.3 Pedestrian Bridges ..........................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.4 Vibration Problems in Long Span or Flexible Structures .................................................K2 - 17 K2.5.3 CONSTRUCTION LOADS ...........................................................................................................K2 - 17

K2 - i

K2.6

LOAD COMBINATIONS K2.6.1 GENERAL .................................................................................................................................K2 - 19 K2.6.2 EFFECT OF DESIGN LIFE .......................................................................................................K2 - 19 K2.6.3 COMBINATIONS OF PERMANENT ACTIONS .........................................................................K2 - 19 K2.6.4 VARIATION OF PERMANENT ACTIONS WITH TIME .............................................................K2 - 19 K2.6.5 SERVICEABILITY LIMIT STATE COMBINATIONS ..................................................................K2 - 19 K2.6.6 ULTIMATE LIMIT STATE COMBINATIONS ..............................................................................K2 - 19

K2.7

WORKING STRESS DESIGN .....................................................................................................K2 - 20

K2.8

OTHER REQUIREMENTS K2.8.1 STABILITY AGAINST OVERTURNING AND SLIDING .............................................................K2 - 21 K2.8.2 MINIMUM LATERAL RESTRAINT CAPACITY ..........................................................................K2 - 21

K2.9

KERB AND BARRIER DESIGN LOADINGS K2.9.1 KERB DESIGN LOAD .........................................................................................................K2 - 22 K2.9.2 LEVEL 1 BARRIER DESIGN LOADS ........................................................................................K2 - 22 K2.9.3 LEVEL 2 BARRIER DESIGN LOADS ........................................................................................K2 - 22 K2.9.4 LEVEL 3 BARRIER DESIGN LOADS ........................................................................................K2 - 22 K2.9.5 PEDESTRIAN RAILING DESIGN LOADS .................................................................................K2 - 22

K2.10 ROAD SIGNS AND LIGHTING STRUCTURES K2.10.1 GENERAL .................................................................................................................................K2 - 23 K2.10.2 LIMIT STATES ..........................................................................................................................K2 - 23 K2.10.3 DESIGN WIND VELOCITIES ....................................................................................................K2 - 23 K2.10.4 DESIGN WIND LOAD ...............................................................................................................K2 - 23 K2.10.5 DESIGN LOAD COMBINATIONS .............................................................................................K2 - 23 REFERENCES General Source Documents ............................................................................................................................K2 - 24 Selected References .......................................................................................................................................K2 - 24

K2 - ii

DAFTAR ISI K2.1

PENDAHULUAN K2.1.1 RUANG LINGKUP .....................................................................................................................K2 - 1 K2.1.2 PENGATURAN BAGIAN INI .....................................................................................................K2 - 1 K2.1.3 PENGGUNAAN BAGIAN INI .....................................................................................................K2 - 1 K2.1.4 KETERANGAN YANG HARUS TERCANTUM DALAM GAMBAR ............................................K2 - 1 K2.1.5 ISTILAH-ISTILAH ......................................................................................................................K2 - 1 K2.1.6 SIMBOL......................................................................................................................................K2 - 2

K2.2

AKSI DAN BEBAN TETAP K2.2.1 UMUM .......................................................................................................................................K2 - 3 K2.2.2 BERAT SENDIRI .......................................................................................................................K2 - 3 K2.2.3 BEBAN MATI TAMBAHAN K2.2.3.1 Umum ............................................................................................................................K2 - 3 K2.2.3.2 Ketebalan yang Diizinkan untuk Pelapisan Kembali Permukaan ...................................K2 - 3 K2.2.3.3 Sarana Lain Jembatan ...................................................................................................K2 - 4 K2.2.4 PENGARUH PENYUSUTAN DAN RANGKAK ..........................................................................K2 - 4 K2.2.5 PENGARUH PRATEGANG........................................................................................................K2 - 4 K2.2.6 TEKANAN TANAH ....................................................................................................................K2 - 4 K2.2.7 PENGARUH TETAP PELAKSANAAN ......................................................................................K2 - 6

K2.3

BEBAN LALU-LINTAS ................................................................................................................K2 - 7 K2.3.1 UMUM ........................................................................................................................................K2 - 7 K2.3.2 LAJUR LALU-LINTAS RENCANA ..............................................................................................K2 - 7 K2.3.3 BEBAN LAJUR "D" K2.3.3.1 Intensitas dari Beban "D" ................................................................................................K2 - 7 K2.3.3.2 Penyebaran Beban "D" pada Arah Melintang .................................................................K2 - 7 K2.3.4 PEMBEBANAN TRUK "T" K2.3.4.1 Besarnya Pembebanan Truk "T" ...........................................................................K2 - 7 K2.3.4.2 Posisi dan Penyebaran Pembebanan Truk "T" dalam Arah Melintang ... .......................K2 - 8 K2.3.5 PEMBEBANAN LALU-LINTAS YANG DIKURANGI ..........................................................K2 - 8 K2.3.6 FAKTOR BEBAN DINAMIS ........................................................................................................K2 - 8 K2.3.7 GAYA REM ................................................................................................................................K2 - 8 K2.3.8 GAYA SENTRIFUGAL ...............................................................................................................K2 - 9 K2.3.9 PEMBEBANAN UNTUK PEJALAN KAKI ...................................................................................K2 - 9 K2.3.10 BEBAN TUMBUKAN PADA PENYANGGA JEMBATAN K2.3.10.1 Umum ................................................................................................................K2 - 9 K2.3.10.2 Tumbukan Dengan Kendaraan ..........................................................................K2 - 9 K2.3.10.3 Tumbukan Dengan Kereta Api ...........................................................................K2 - 10 K2.3.10.4 Tumbukan Dengan Kapal ..................................................................................K2 - 10

K2.4

AKSI LINGKUNGAN K2.4.1 UMUM ........................................................................................................................................K2 - 11 K2.4.2 PENURUNAN .............................................................................................................................K2 - 11 K2.4.3 PENGARUH SUHU.....................................................................................................................K2 - 12 K2.4.4 ALIRAN AIR, BENDA HANYUTAN DAN TUMBUKAN DENGAN BATANG KAYU ....................K2 - 14 K2.4.5 TEKANAN HIDROSTATIS DAN GAYA APUNG ........................................................................K2 - 15 K2.4.6 BEBAN ANGIN ...........................................................................................................................K2 - 15 K2.4.7 PENGARUH GEMPA .................................................................................................................K2 - 16

K2.5

AKSI-AKSI LAINNYA K2.5.1 GESEKAN PADA PERLETAKAN ..............................................................................................K2 - 17 K2.5.2 PENGARUH GETARAN K2.5.2.1 Umum ............................................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.2 Jembatan .......................................................................................................................K2 - 17 K2.5.2.3 Jembatan Penyeberangan .............................................................................................K2 - 17 K2.5.2.4 Masalah Getaran untuk Bentang Panjang atau Bangunan yang Lentur ........................K2 - 17 K2.5.3 BEBAN PELAKSANAAN ............................................................................................................K2 - 17

K2 - iii

K2.6

KOMBINASI BEBAN K2.6.1 UMUM .....................................................................................................................................K2 - 19 K2.6.2 PENGARUH UMUR RENCANA ..............................................................................................K2 - 19 K2.6.3 KOMBINASI UNTUK AKSI TETAP ..........................................................................................K2 - 19 K2.6.4 PERUBAHAN AKSI TETAP TERHADAP WAKTU ..................................................................K2 - 19 K2.6.5 KOMBINASI PADA KEADAAN BATAS DAYA LAYAN ............................................................K2 - 19 K2.6.6 KOMBINASI PADA KEADAANN BATAS ULTIMATE ..............................................................K2 - 19

K2.7

TEGANGAN KERJA RENCANA ...............................................................................................K2 - 20

K2.8

PERSYARATAN LAINNYA K2.8.1 STABILITAS TERHADAP GULING DAN LONGSOR .............................................................K2 - 21 K2.8.2 KAPASITAS PENGEKANG MELINTANG MINIMUM ..............................................................K2 - 21

K2.9

PEMBEBANAN RENCANA TROTOAR DAN PENGHALANG LALU-LINTAS K2.9.1 BEBAN RENCANA TROTOAR ................................................................................................K2 - 22 K2.9.2 BEBAN RENCANA PENGHALANG LALU-LINTAS TINGKAT 1 .............................................K2 - 22 K2.9.3 BEBAN RENCANA PENGHALANG LALU-LINTAS TINGKAT 2 .............................................K2 - 22 K2.9.4 BEBAN RENCANA PENGHALANG LALU-LINTAS TINGKAT 3 .............................................K2 - 22 K2.9.5 BEBAN RENCANA SANDARAN PEJALAN KAKI ...................................................................K2 - 22

K2.10 RAMBU JALAN DAN BANGUNAN PENERANGAN K2.10.1 UMUM ....................................................................................................................................K2 - 23 K2.10.2 KEADAAN BATAS .................................................................................................................K2 - 23 K2.10.3 KECEPATAN ANGIN RENCANA ...........................................................................................K2 - 23 K2.10.4 BEBAN ANGIN RENCANA ....................................................................................................K2 - 23 K2.10.5 KOMBINASI BEBAN RENCANA ............................................................................................K2 - 23 PUSTAKA Dokumen Sumber Umum .............................................................................................................................K2 - 24 Pustaka Pilihan .............................................................................................................................................K2 - 24

K2 - iv

LIST OF TABLES DAFTAR TABEL

Table K2.1

Ultimate Load factors for lateral Earth Pressure ...........................................................K2 - 5

K2 - v

SECTION K2

BAGIAN K2

BRIDGE LOADS

BEBAN JEMBATAN

K2.1

INTRODUCTION

K2.1

PENDAHULUAN

K2.1.1

SCOPE

K2.1.1

RUANG LINGKUP

This section of the Code gives details of the usual loads and actions that affect bridges. The Design Engineer should be aware that other loads may occur and that it is his responsibility to consider them in the design.

Bagian Peraturan ini memberi detail dari beban dan aksi umum yang mempengaruhi jembatan. Akhli Teknik Perencana harus sadar bahwa beban lain dapat terjadi dan adalah tanggung jawabnya untuk mempertimbangkannya dalam perencanaan.

The Design Engineer should take particular care to assess any action which may cause damage out of all proportion to the magnitude of the action.

Akhli Teknik Perencana harus berhati-hati dalam memperkirakan tiap aksi yang dapat menyebabkan kerusakan tidak sebanding terhadap besarnya aksi.

K2.1.2

K2.1.2

ORGANISATION OF SECTION

PENGATURAN BAGIAN INI

No commentary.


K2.1.3

K2.1.3

HOW TO USE THIS SECTION

PENGGUNAAN BAGIAN INI

No commentary.


K2.1.4

K2.1.4

INFORMATION TO BE SHOWN ON DRAWINGS

KETERANGAN YANG HARUS TERCANTUM DALAM GAMBAR

The drawings are often the only historical record of the bridge construction. It is important that basic design information is shown on the drawings, so that in the future:

Gambar sering merupakan rekaman historis satusatunya dari konstruksi jembatan. Adalah penting agar keterangan rencana dasar tercantum pada gambar, agar dikemudian hari:

x

the effectiveness of proposed maintenance treatments can be properly assessed;

x

efektivitas cara pemeliharaan yang disarankan dapat diperkirakan lebih tepat.

x

the bridge rating can be accurately recalculated if any changes are made to the standard rating procedures.

x

penilaian jembatan dapat dihitung ulang dengan tepat terhadap tiap perubahan dalam cara penilaian standar.

x

the cause of any structural problems can be easily determined.

x

penyebab dari tiap masalah struktural dapat ditentukan dengan mudah.

K2.1.5

GLOSSARY

Load Factor: Normal and Relieving load factors relate to the bridge component under investigation. It is possible, for example, that an action requires the normal load factor for strength calculation but may require the relieving load factor for stability calculation.

K2.1.5

ISTILAH-ISTILAH

Faktor Beban: Faktor beban normal dan terkurangi adalah berkaitan dengan komponen jembatan yang ditinjau. Adalah mungkin, sebagai contoh, bahwa suatu aksi memerlukan faktor beban normal untuk perhitungan kekuatan tetapi dapat memerlukan faktor beban terkurangi untuk perhitungan stabilitas.

K2 - 1

K2.1.6

SYMBOLS

The symbols adopted for loads and load factors comprise an integrated system which is meant to prevent ambiguity and confusion. Symbols using the Greek alphabet have been avoided because of printing difficulties and their general unfamiliarity in Indonesia.

K2.1.6

SIMBOL

Simbol yang digunakan untuk beban dan faktor beban terdiri dari kesatuan sistim yang dimaksudkan agar mencegah salah pengertian. Simbol dengan huruf Yunani dihindari karena kesulitan pencetakan dan penggunaan kurang lajim di Indonesia.

K2 - 2

K2.2

PERMANENT LOADS AND ACTIONS

K2.2

AKSI DAN BEBAN TETAP

K2.2.1

GENERAL

K2.2.1

UMUM

The mean mass density of materials is specified rather than the characteristic value because the expected variation in density is accounted for in the load factors.

Kerapatan masa menengah dari bahan telah dispesifikasi dan bukan nilai karakteristik karena variasi berat isi yang diharapkan telah diperhitungkan dalam faktor beban.

The mass density of concrete varies with the concrete strength and the composition of the aggregates. If the mass of concrete is critical in a particular bridge, as in the case of cantilever construction, tests should be carried out on samples local concrete to measure its mass density accurately.

Kerapatan masa beton bervariasi sesuai kekuatan beton dan susunan agregat. Bila masa beton menjadi kritik pada jembatan, seperti pada kasus konstruksi kantilever, harus diadakan pengujian benda contoh dari beton setempat untuk mengukur kerapatan masa secara tepat.

K2.2.2

K2.2.2

SELF WEIGHT

BERAT SENDIRI

The different ultimate load factors reflect the different degrees of variability between these materials. The ultimate load factors are generally based on overseas experience (References a, b, c, d) but the values for cast-in-place concrete have been varied slightly to reflect the lower levels of control in Indonesia.

Faktor beban ultimate yang berbeda mencerminkan tingkat variabilitas berbeda antara bahan-bahan. Faktor beban ultimate umumnya berdasarkan pengalaman diluar negri (Pustaka a,b,c,d) tetapi nilai untuk beton cor ditempat sedikit dibedakan untuk mencerminkan tingkat pengawasan lebih rendah di Indonesia.

K2.2.3

K2.2.3

SUPERIMPOSED DEAD LOAD

BEBAN MATI TAMBAHAN

Although relieving load factors are given, the Design Engineer should be aware that the worst case may occur when the superimposed dead load is completely removed. The ultimate load factors are based on overseas experience as it is expected that the variability of this kind of load will be similar in Indonesia.

Walaupun faktor beban terkurangi diberikan, Akhli Teknik Perencana harus sadar bahwa keadaan paling buruk dapat terjadi bila beban mati tambahan dihilangkan sama sekali. Faktor beban ultimate adalah berdasarkan pengalaman diluar negri karena diharapkan bahwa variabilitas jenis bahan tersebut akan serupa di Indonesia.

K2.2.3.1

K2.2.3.1

General

Umum

Reduced values of UFID may be applicable in the case of attached utility services, such as pipes, where the weight of the utility service is accurately known.

Nilai terkurangi untuk UFID dapat digunakan dalam hal beban sarana pelayanan tambahan, seperti pipa, bilamana berat sarana pelayanan diketahui dengan tepat.

K2.2.3.2

K2.2.3.2

Resurfacing Allowance

There is ample evidence in Indonesia that asphaltic :oncrete surfacing is often carried carelessly across :he bridge roadway when the approach roads are 'esurfaced. Apart from filling up the deck joints,

Ketebalan yang Diizinkan Pelapisan Kembali Permukaan

untuk

Terjadi kenyataan di Indonesia bahwa permukaan aspall beton sering terlaksana kurang cermat pada jalan kendaraan jembatan bila jalan pendekat dilapis kembali. Selain mengisi hubungan dilatasi lantai,

K2 - 3

this practice adds unnecessary dead load to the bridge and reduces the overall factor of safety.

cara tersebut menambah beban mati yang tidak perlu untuk jembatan dan mengurangi faktor keamanan secara keseluruhan.

The 50 mm resurfacing allowance is a nominal value and the calculated weight should be multiplied by the load factor specified for general cases to obtain the design value.

Pelapisan kembali ijin sebesar 50 mm adalah nilai nominal dan berat terhitung harus dikalikan dengan faktor beban yang dispesifikasi untuk kasus umum agar memperoleh nilai rencana.

K2.2.3.3

K2.2.3.3

Attachments

Sarana Lain Jembatan

No commentary.


K2.2.4

K2.2.4

SHRINKAGE AND CREEP EFFECTS

PENGARUH PENYUSUTAN DAN RANGKAK

For unrestrained components, shrinkage and creep mainly cause changes in dimensions and deflections.

Untuk komponen tidak tertahan susut dan rangkak terutama menyebabkan perubahan dimensi dan lendutan.

For restrained components, secondary moments, shears and reactions will be induced, depending on the relative stiffness of the components. At the ultimate limit state these stiff nesses are affected by concrete cracking and steel yielding, and the magnitude of the secondary effects will change. It is considered adequate to include these effects with an ultimate load factor of 1.0.

Untuk komponen tertahan, akan timbul momen, geser dan reaksi sekunder tergantung pada kekakuan relatif komponen. Pada keadaan batas ultimate kekakuan tersebut dipengaruhi oleh retak beton dan leleh baja, dan besar pengaruh sekunder akan berubah. Dipertimbangkan cukup untuk memasukan pengaruh tersebut dengan faktor beban ultimate sebesar 1.0.

K2.2.5

K2.2.5

PRESTRESSING EFFECTS

PENGARUH PRATEGANG

For restrained components prestressing induces similar secondary effects to shrinkage and creep. Provided the prestressing tendons are fully bonded, it is considered adequate to calculate these effects using the uncracked concrete section and include them with an ultimate load factor of 1.0 (References a and 1).

Untuk komponen tertahan prategang menimbulkan pengaruh sekunder serupa dengan susut dan rangkak. Dengan syarat bahwa prategang terikat penuh, dipertimbangkan cukup untuk menghitung pengaruh tersebutdengan menggunakan penampang utuh beton dan memasukan faktor beban ultimate sebesar 1.0 (Pustaka a dan 1.).

Similarly, it is considered adequate to include the effects of prestress with a serviceability load factor of 1.0 for partially prestressed components which may be cracked at serviceability limit states (Reference a)

Secara sama dipertimbangkan cukup untuk memasukan pengaruh prategang dengan faktor beban kelayanan sebesar 1.0 untuk komponen prategang parsial yang dapat retak pada keadaan batas kelayanan (Pustaka a).

K2.2.6

K2.2.6

EARTH PRESSURE

The lateral earth pressure coefficients depend upon the internal angle of friction of the soil as follows:

TEKANAN TANAH

Koefisien tekanan tanah lateral tergantung pada sudut geser dalam dari tanah sebagai berikut:

(K2.1)

(for simplicity, Ka and Kp are taken as the simple Rankine coefficients for a horizontal ground surface).

(untuk kesederhanaan, Ka dan Kp diambil sebagai koefisien Rankine sederhana untuk permukaan tanah horisontal).

K2 - 4

Tekanan tanah lateral diberikan oleh:

The lateral earth pressure is given by:

(K2.2)

(K2.2)

where G = the unit weight of the soil and H = the height of the wall.

dengan G = berat isi tanah dan H = tinggi dinding.

The load factors applied to Pa and Pp depend upon:

Faktor beban yang digunakan untuk Pa dan Pp tergantung pada:

x

the design variation of G (VG)

x

variasi rencana dari G (VG)

x

the design variation of Ka, Kp (VK)

x

variasi rencana dari Ka, Kp (VK)

x

the design variation accounting for all other factors (VD)

x

variasi rencana dengan memperhitungkan Semua faktor lain (VD)

If VK is accounted for by applying the relevant material factor to I in equations K2.1, the basic load factor is given by:

Bila VK diperhitungkan dengan menggunakan faktor bahan relevan untuk I dalam rumus K2.1, faktor beban dasar diberikan oleh:

(the reciprocal of VF is used in the relieving case)

(kebalikan dari VF digunakan dalam kasus terkurangi)

In order to reflect the greater uncertainties in the estimation of passive earth pressure, the value of VD is increased for the passive case.

Agar mencerminkan lebih banyak ketidakpastian dalam perkiraan tekanan tanah pasif, nilai Vc ditingkatkan untuk kasus pasif.

The various values are summarised in Table K2.1, but the load factors in the Code have been rounded to the nearest 5%.

Berbagai nilai diringkas dalam Tabel K 2.1, tetapl faktor beban dalam Peraturan dibulatkan sampai 5% terdekat.


Ultimate Load Factors for Lateral Earth Pressure Faktor Beban Ultimate untuk Tekanan Tanah Lateral

VF Case Kasus

VG

Vo Normal Biasa

Relieving Terkurangi

Active - measured Aktif - terukur

20%

10%

1.22

0.82

Passive - measured Pasif - terukur

20%

14%

1.24

0.80

Active - assumed Aktif - anggapan

30%

20%

1.36

0.73

Passive - assumed Pasif - anggapan

30%

28%

1.41

0.71

K2 - 5

These values of load factor are further modified by the material factor applied to tan m.

Nilai faktor beban tersebut kemudian dimodifikasi oleh faktor bahan yang digunakan pada tan m.

The calculation of the at-rest lateral earth pressure is considered to have similar uncertainly to passive earth pressure, so the same load factors are applied. It is emphasized that the at rest earth pressure is sensitive to the rigidity of the wall foundations and the method of compaction. This is dealt with in Section 4.

Perhitungan tekanan tanah keadaan diam dipertimbangkan mempunyai ketidakpastian serupa dengan tekanan tanah pasif, sehingga digunakan faktor beban sama. Perlu ditekankan bahwa tekanan tanah keadaan diam adalah peka terhadap kekakuan pondasi dinding dan cara pemadatan. Hal ini dibahas dalam Bagian 4.

K2.2.7

K2.2.7

PERMANENT CONSTRUCTION EFFECTS

P E N G A R U H PELAKSANAAN

T E T A P

Permanent construction effects are usually induced in continuous bridges by:

Pengaruh pelaksanaan yang permanen timbul pada jembatan menerus oleh:

x

progressive construction of the concrete deck slab

x

pelaksanaan bertahap dari pelat Iantai beton

x

progressive removal of falsework at intermediate construction stages

x

pembongkaran bertahap dari perancah pada tahap antara selama pelaksanaan

x

progressive prestressing

x

prategang bertahap

In most cases these effects will be caused by self weight or prestressing, and the load factors to be used shall be those associated with the causative action. In other (rare) cases the load factors listed in clause 2.2.7 shall be used.

umumnya

Dalam kebanyakan kasus pengaruh tersebut akan disebabkan oleh berat sendiri atau prategang, dan faktor beban yang digunakan harus berkaitan dengan aksi penyebab. Dalam kasus lain (jarang) faktor beban yang terdaftar dalam pasal 2.2.7 harus digunakan.

K2 - 6

K2.3

TRAFFIC LOADS

K2.3

BEBAN LALU-LINTAS

K2.3.1

GENERAL

K2.3.1

UMUM

This Code changes the previous Indonesian design traffic loads which are detailed in Reference e.

Peraturan ini mengubah beban lalu lintas rencana Indonesia sebelumnya yang diperinci dalam Pustaka e.

The "D" lane load has been simplified and the rules for its application have been made clearer.

Beban lajur "D" telah disederhanakan dan cara penggunaannya diperjelas.

The "T" truck load is now to be applied as a bridge load, instead of just a deck slab load. This will have implications for the design of small bridges.

Beban truk "T" sekarang digunakan sebagai beban jembatan, sebelumnya hanya merupakan beban Iantai jembatan. Hal ini akan mempunyai penerapan untuk rencana jembatan kecil.

These changes have been made in the interest of safety and simplicity. The basic design loading has been left almost unchanged while the other loads have been rationalised. The effect of the changes should be negligible for standard types of bridges, although there will be a slight increase in traffic loads for bridges with four or more lanes.

Perubahan tersebut dibuat mengingat keamanan dan kesederhanaan. Pembebanan rencana dasar dibiarkan hampir tidak berubah sedang beban lain dibuat lebih wajar. Pengaruh perubahan dapat diabaikan untuk jembatan jenis standar walaupun akan terjadi sedikit peningkatan dalam beban lalu lintas untuk jembatan dengan empat atau lebih lajur.

K2.3.2

K2.3.2 LAJUR LALU-LINTAS RENCANA

DESIGN TRAFFIC LANES

Design traffic lanes are required to define the number and position of the "T" truck loads.

Lajur lalu lintas rencana diperlukan untuk menetapkan jumlah dan kedudukan beban truk "T".

K2.3.3

"D" LANE LOADING

K2.3.3

BEBAN LAJUR "D"

K2.3.3.1

Intensity of "D" Loading

K2.3.3.1

Intensitas dari Beban "D"

The ultimate load factor for this load has been adopted from Reference d. While Indonesia has its own unique traffic patterns, it is reasonable to expect the distribution of extremely heavy loads to be similar to other countries. The "D" loading is similar in magnitude to the HA loading of BS 5400 and the corresponding ultimate load factor from BS 5400 has been adopted.

Faktor beban ultimate untuk beban tersebut telah diambil dari Pustaka d. Karena Indonesia mempunyai pola lalu lintas khas, adalah wajar untuk mengharapkan distribusi beban berat ekstrim serupa dengan negara lain. Pembebanan "D" serupa besarnya dengan pembebanan HA dari BS 5400 dan telah diambil faktor beban ultimate bersangkutan dari BS 5400.

K2.3.3.2

K2.3.3.2

Lateral Distribution of "D" Loading

Penyebaran Melintang

Beban

"D"

padaArah

The intension of this clause is identical to Ref. e.

Maksud pasal ini adalah identik dengan Pustaka e.

K2.3.4

"T" TRUCK LOADING

K2.3.4

PEMBEBANAN TRUK "T"

K2.3.4.1

Magnitude of "T" Truck Loading

K2.3.4.1

Besarnya Pembebanan Truk "T"

This identical to the truck load specified in Ref. e, except that the axle spacing is now variable between 4 m and 9 m to give a more adverse effect on continuous decks.

Ini adalah identik dengan beban truk yang dispesifikasi dalam Pustaka e, kecuali bahwa jarak antara gandar sekarang variabel antara 4 m dan 9 m untuk memberikan pengaruh terburuk pada lantai menerus.

K2 - 7

K2.3.4.2

Lateral Distribution and Position of "T" Truck Loading

K2.3.4.2

Posisi dan Penyebaran Pembebanan Truk "T" dalam Arah Melintang

The provisions of this clause are similar to overseas design codes which use truck-type loadings.

Persyaratan pasal ini serupa dengan peraturan perencanaan luar negeri yang menggunakan pembebanan jenis truk.

K2.3.5

K2.3.5

REDUCED TRAFFIC LOADING

PEMBEBANAN LALU-LINTAS YANG DIKURANGI

This reduction only appliers to the "D" loading. Extremely heavy axle loads are possible even on lightly trafficked roads, so no reduction is permitted in the "T" loading.

Pengurangan ini hanya berlaku untuk Pembebanan "D". Beban berat ekstrim adalah mungkin, juga pada jalan dengan lalu lintas ringan, sehingga tidak diijinkan pengurangan untuk Pembebanan "T".

K2.3.6

K2.3.6

DYNAMIC LOAD ALLOWANCE

FAKTOR BEBAN DINAMIS

The dynamic loading is a complex interaction between moving vehicles and the bridge, and it depends on the dynamic characteristics of the bridge as well as the vehicle suspensions. However, the demands of bridge design require that a simple formulation be provided so that the designer can predict the dynamic loading before the bridge configuration has been finalised.

Pembebanan dinamis adalah interaksi rumit antara kendaraan bergerak dan jembatan, dan tergantung pada karakteristik dinamis jembatan dan suspensi kendaraan. Bagaimanapun, perencanaan jembatan menuntut penyediaan perumusan sederhana agar Perencana dapat memperkirakan pembebanan dinamis sebelum konfigurasi jembatan diselesaikan.

K2.3.7

K2.3.7

BRAKING FORCE

GAYA REM

Braking decelerations can be as high as 1 g in modern heavy vehicles and the minimum braking load has thus been selected as the approximate equivalent to a single heavy vehicle braking at this deceleration.

Deselerasi rem dapat menjadi sebesar 1 g dalam kendaraan berat modern dan demikian beban rem minimum telah dipilih sebagai perkiraan ekivalen untuk kendaraan berat tunggal yang mengerem pada deselerasi tersebut.

Braking force for multi-lane loading is affected by two considerations:

Gaya rem untuk pembebanan dipengaruhi oleh dua pertimbangan:

i.

the reduced probability of having critical traffic loads in more than one lane at the same time.

i.

kemungkinan menurun bahwa beban lalu lintas kritik terjadi dalam lebih dari satu lajur pada saat sama.

ii.

the reduced probability of vehicles in all loaded lanes braking simultaneously.

ii.

kemungkinan menurun bahwa kendaraan dalam semua lajur terbebani mengerem bersama.

lajur

majemuk

For these reasons, the design force for multi-lane structures has been selected to be the same as for a single lane structure.

Karena alasan tersebut,gaya rencana untuk struktur lajur majemuk telah dipilh sama seperti untuk struktur satu lajur.

For long bridges, the likelihood of all vehicles in a lane braking simultaneously is unlikely and an upper limit of 500 kN for the longitudinal braking force on a structure has been selected.

Untuk jembatan panjang,kemungkinan bahwa semua kendaraan dalam lajur mengerem bersama adalah tidak wajar dan suatu batas atas sebesar 500 kN untuk gaya rem memanjang pada struktur telah dipilih.

Where restraint capacity is provided by several individual restraints, the load distribution to each should take account of the effect of construction tolerances of the restraint system, as well as the

Bila diadakan kapasitas penahan oleh beberapa penahan tersendiri, pembagian beban pada setiapnya harus memperhitungkan pengaruh toleransi pelaksanaaan sistim penahan, dan juga kekakuan

K2 - 8

relative stiffnesses of portions of the structure.

relatif dari bagian-bagian struktur.

K2.3.8

K2.3.8

CENTRIFUGAL FORCES

Centrifugal forces are based on the total design traffic load travelling at the design speed of the road. This provision is basically unchanged from Reference e. It is considered impractical for centrifugal and breaking forces to be applied simultaneously.

K2.3.9

PEDESTRIAN LOADING

The high ultimate load factor is justified by the consequences of failure of sidewalk supporting structures.

K2.3.10

COLLISION SUPPORTS

K2.3.10.1

General

LOADS

ON

Gaya sentrifugal adalah berdasarkan beban lalu lintas rencana total yang melintasi pada kecepatan rencana dari jalan. Persyaratan ini pada dasarnya tidak berubah terhadap Pustaka e. Dipertimbangkan tidak praktis bahwa gaya-gaya sentrifugal dan rem bekerja secara bersama.

K2.3.9

For sidewalks on road bridges the pedestrian loading decreases as the area of sidewalk increases in recognition of the decreasing probability of crowd loading over large areas. BS5400 uses the same reduction factor as the HA uniformly distributed load, but this approach is considered too complicated. A combination of straight lines has been adopted.

BRIDGE

GAYA SENTRIFUGAL

PEMBEBANAN UNTUK PEJALAN KAKI

Untuk trotoar pada jembatan jalan raya, pembebanan pejalan kaki meningkat bila luas trotoar meningkat dengan memperhatikan kemungkinan yang berkurang bahwa pembebanan padat pada luas besar. BS 5400 menggunakan faktor reduksi sama seperti beban terbagi rata HA, tetapi pendekatan ini dipertimbangkan terlalu sulit. Suatu kombinasi garisgaris lurus telah diambil. Faktor beban ultimate tinggi dibenarkan mengingat akibat dari keruntuhan struktur pendukung trotoar.

K2.3.10

BEBAN TUMBUKAN PENYANGGA JEMBATAN

K2.3.10.1

Umum

PADA

While slender bridge piers may be aesthetically pleasing, they are susceptible to collapse under forces from vehicle collision. Where impact on piers is possible, the Design Engineer should either protect the pier with rigid barriers or design the pier to withstand the collision forces.

Walaupun pilar jembatan yang langsing adalah estetik dipandang, mereka mungkin runtuh akibat gaya tumbuk kendaraan. Bila tumbukan pada pilar menjadi mungkin, Akhli Teknik Perencana harus melindungi pilar dengan penghalang kaku atau merencanakan pilar agar menahan gaya tumbuk.

K2.3.10.2

K2.3.10.2

Vehicle Impact

Tumbukan Dengan Kendaraan

This provision has been adopted from Reference 16. A 10 deg. impact angle is considered more in line with recent investigations (Reference 6) into actual traffic behaviour. However, for piers on a skew or next to curved roadways, the Design Engineer should consider other possible angles of impact.

Persyaratan ini telah diambil dari Pustaka 16. Suatu sudut tumbuk sebesar 10 derajat dipertimbangkan lebih sesuai dengan penyelidikan baru (Pustaka 6) mengingat perilaku lalu lintas aktual. Bagaimanapun untuk pilar pada kemiringan atau jalan melengkung, Akhli Teknik Perencana harus mempertimbangkan kemungkinan sudut tumbukan lain.

The 1000 kN design load does not represent the maximum force required to stop a maximum legal weight vehicle. The maximum force depends on the flexibility of the pier and its mass, and the crushing characteristics and impact speed of the vehicle. If the pier is next to a high speed roadway (design speed > 60 kph) the Design Engineer should

Beban rencana 1000 kN tidak mewakili gaya maksimum yang diperlukan untuk menghentikan kendaraan berat ijin maksimum. Gaya maksimum tergantung pada fleksibilitas pilar dan masanya, dan karakteristik tabrakan dan kecepatan tumbuk dari kendaraan. Bila pilar berdekatan jalan raya kecepatan tinggi (kecepatan rencana > 60 kph) Akhli Teknik

K2 - 9

investigate higher impact forces.

Perencana harus menyelidiki gaya tumbuk lebih besar.

Flexible steel beam rails are not capable of stopping a heavy vehicle, hence concrete safety barriers are recommended.

Penghalang balok baja fleksibel tidak mampu menghentikan kendaraan berat, jadi dianjurkan penghalang pengaman dari beton.

K2.3.10.3

K2.3.10.3

Train Impact

Tumbukan Dengan Kereta Api

No commentary.


K2.3.10.4

K2.3.10.4

Ship Impact

Tumbukan Dengan Kapal

Ship impact on bridge piers is a specialised field of study and the Design Engineer should seek advice from an acknowledged expert when considering the design of protection works.

Tumbukan kapal pada pilar jembatan adalah bidang spesialisasi khusus dan Akhli Teknik Perencana harus mencari nasihat dari tenaga akhli bila mempertimbangkan perencanaan pekerjaan pengaman.

Bridge piers may be designed without protection provided the Authority makes a specific decision that the risk of pier and superstructure collapse is acceptable compared with the high cost of ensuring pier protection.

Pilar jembatan dapat direncanakan tanpa pengaman bila yang Berwenang membuat keputusan khusus bahwa risiko keruntuhan pilar dan bangunan atas dapat diterima bila dibandingkan dengan biaya tinggi untuk menjamin keamanan pilar.

K2 - 10

K2.4

ENVIRONMENTAL ACTIONS

K2.4

AKSI LINGKUNGAN

K2.4.1

GENERAL

K2.4.1

UMUM

The Design Engineer must be aware that other natural hazards exist which are not mentioned in the Code. These other hazards are usually specific to a particular site and it will be necessary for the Design Engineer to personally visit the site to:

Akhli Teknik Perencana harus sadar bahwa terdapal bahaya alam lain yang tidak disebut dalam Peraturan. Bahaya lain tersebut umumnya khas untuk lokasi tertentu dan perlu bahwa Akhli Teknik Perencana meninjau sendiri ke lokasi tersebut untuk:

i.

determine whether such hazards are present, and

i.

menentukan apakah bahaya tersebut ada, dan

ii.

take appropriate action to account for these hazards in his design.

ii.

mengambil tindakan tepat untuk memperhitungkan bahaya tersebut dalam perencanaan

The kinds of hazards referred to are:

Jenis bahaya yang dimaksud adalah:

x

potential landslides;

x

kelongsoran tanah potensial;

x

volcanoes;

x

gunung berapi;

x

active fault zones;

x

daerah patahan aktif;

x

severe air or water pollution that can accelerate the deterioration of a bridge;

x

pencemaran udara dan air yang parah dapat mempercepat kerusakan jembatan;

x

active stream bank erosion upstream from the site;

x

erosi aktif pada tebing sungai disebelah atas arus dari lokasi;

There is also a risk that some local features of the site can magnify the effects of the normal design actions. Local topography may cause wind channelling that significantly increases the design wind speed; the depth and nature of the local soils may increase the earthquake ground motions above the expected value; local temperature variations may be greater than expected, etc.

Juga terdapat risiko bahwa beberapa fakta lapangan setempat dapat memperbesar pengaruh aksi normal rencana. Topografi setempat dapat menyebabkan arus angin yang meningkatkan kecepatan angin rencana; kedalaman dan sifat tanah setempat dapat meningkatkan gerakan gempa tanah diatas nilai yang diharapkan. Variasi suhu setempat dapat menjadi lebih besar dari yang diharapkan, dsb.

K2.4.2

K2.4.2

SETTLEMENT

PENURUNAN

The Design Engineer should investigate the effects of placing high (> 5 m) embankment fills over compressible sub-strata. Consolidation can cause high downward loads on the abutment piles (negative skin friction) and also substantial horizontal forces and deflection.

Akhli Teknik Perencana harus menyelidiki pengaruh penempatan timbunan tinggi (> 5 m) diatas lapis tanah dasar yang kompresibel. Konsolidasi dapat menyebabkan beban kebawah yang besar pada tiang pangkal jembatan (gesek permukaan negatif) dan juga gaya horisontal serta lendutan yang besar.

Recommended settlement are:

Batas perbedaan penurunan yang dianjurkan adalah:

maximum

of

limits

of

differential

i. i.

uniform settlement of one pier or abutment to cause a dip in the bridge deck:

penurunan merata dari satu pilar atau pangkal yang menyebabkan penurunan dalam lantai jembatan:

max. settlement

penurunan maks

= span / 200 for simply supported spans = span / 300 for continuous spans

= bentang / 200 untuk bentang sederhana = bentang / 300 untuk bentang menerus

K2 - 11

ii.

non-uniform settlement of one side of a pier or abutment causing a twist in the bridge deck:

max twist (radius)

= Span /4000 for slabs and I girder bridges

ii.

penurunan tidak merata dari satu sisi pilar atau pangkal yang menyebabkan puntir dalam lantai jembatan: puntir maks (radius)

= span /10,000 for boxtype bridges and voided slabs

= bentang/4000 untuk jembatan pelat dan gelagar I =

bentang/10,000 untuk jembatan jenis boks dan Iantai berongga

It is recommended that a proper geotechnical investigation be carried out for all expect the smallest bridges (See Section 4).

Dianjurkan bahwa dilaksanakan penyelidikan geoteknik sesuai untuk semua jembatan kecuali jembatan kecil (lihat Bagian 4).

K2.4.3

K2.4.3

TEMPERATURE EFFECTS

PENGARUH SUHU

All bridges are subjected to stresses and/or movements resulting from temperature variation. Although time dependent variations in the effective bridge temperature have caused problems in both reinforced and prestressed concrete bridges, detrimental effects caused by temperature differential within the superstructure have occurred, thus far, only in prestressed bridges. (Reference 7).

Semua jembatan mengalami tegangan dan/atau gerakan akibat variasi suhu. Walaupun variasi yang tergantung waktu dalam suhu jembatan efektif telah menimbulkan masalah dalam jembatan beton bertulang dan prategang, pengaruh merusak yang disebabkan oleh perbedaan suhu dalam bangunan atas telah terjadi, selama ini, hanya dalam jembatan beton prategang (Pustaka 7).

Except in extreme cases, concrete bridges will not suffer a sudden loss of strength as a result of temperature changes. The primary detrimental effect from temperature variation is the formation of unacceptable cracks in the concrete that reduce the serviceability of the bridge. Strength loss may eventually result if these cracks contribute to accelerated deterioration. Safety could be affected if the deterioration were to escape detection, as might be the case if prestress strands concealed from inspection were to corrode. Because the total elimination of cracks in concrete bridges is not possible, the Code requirements are designed to limit temperature induced cracking to acceptable levels.

Kecuali dalam kasus ekstrim, jembatan beton tidak menderita kehilangan kekuatan serentak sebagai hasil dari perubahan suhu. Pengaruh merusak utama dari variasi suhu adalah pembentukan retak yang merugikan untuk beton, dan mengurangi kelayanan jembatan. Kehilangan kekuatan dapat terjadi bila retakan tersebut mempercepat laju kerusakan. Keamanan dapat terpengaruh bila kerusakan luput dari pemeriksaan, yang merupakan kasus bila kabel prategang yang tertutup terhadap pemeriksaan berada dalam karat. Karena tidak mungkin untuk menghilangkan retak secara total dalam jembatan beton, persyaratan Peraturan direncanakan agar membatasi retak akibat suhu sampai batas yang dapat diterima.

Although the Code does not specifically address falsework loads and temperature differentials resulting from the heat of hydration in thick members, the Code requirements will be useful in determining those effects. Heat of hydration cooling can be an important cause of cracking, such as in the case of curing and/or cooling of the top deck slab which is cast on top of the previously constructed bottom slab and/or stems which provide restraint against movement.

Walaupun Peraturan tidak secara khusus membahas beban acuan penyangga dan perbedaan suhu akibat panas hidrasi dalam unsur tebal, syarat Peraturan akan berguna dalam penentuan pengaruh tersebut. Panas hidrasi yang mendingin dapat menjadi sebab penting dari retakan, seperti dalam kasus perawatan dan/atau pendinginan tepi atas lantai pelat yang dicor diatas lantai dasar yang dibuat sebelumnya dan/atau badan gelagar yang mengadakan tahanan terhadap gerakan.

Average bridge temperatures: Fluctuations in average bridge temperatures result in expansion and contraction of the superstructure. These movements, in turn, induce stresses in supporting elements such as columns or piers, and result in horizontal movement of the expansion joint. The magnitude of these stresses and movements on a given bridge depends on the range of temperature

Suhu rata-rata dari jembatan: Fluktuasi suhu ratarata jembatan menghasilkan muai dan susut pada bangunan atas. Gerakan tersebut, kemudian, mengembangkan tegangan dalam elemen pendukung seperti kolom dan pilar, dan menghasilkan gerakan horisontal dalam hubungan dilatasi. Besar tegangan dan gerakan tersebut pada jembatan tertentu tergantung pada batas variasi suhu dan suhu

K2 - 12

variation and the temperature of the bridge at the time of construction.

jembatan pada saat dibangun.

If the Design Engineer is to determine the amount of expansion and contraction that can be expected to occur on a given bridge to be built in a given location, they will need to assume an average temperature at the time of construction.

Bila Akhli Teknik Perencana akan menentukan besarnya muai dan susut yang dapat diharapkan terjadi di jembatan tertentu yang dibangun di lokasi tertentu, mereka akan memerlukan perkiraan suhu rata-rata pada saat pembangunan.

Differential temperature: Variations in temperature at different depths of the superstructure caused by solar radiation effects may result in significant temperature induced fibre stresses. These stresses are induced in two ways. The first occurs when bending moments are generated in continuous spans as a result of the differences between the deformations in the top and bottom fibres. The deformations will cause a deflection in the superstructure; restraint stresses result when this deflection is restrained by structure continuity. The second way in which stresses are induced is when nonlinear temperature variations through the depth of the section cause initially plane sections of the superstructure to become distorted (distortion stresses). Because shallow superstructures have not been adversely affected in the past by temperature differentials, design thermal gradients are unlikely to have any significant effects on superstructures less then 0.6 m deep (Reference 7).

Perbedaan suhu: Variasi suhu untuk kedalaman berbeda pada bangunan atas yang disebabkan oleh pengaruh radiasi solar, dapat menghasilkan tegangan serat berarti akibat suhu. Tegangan tersebut timbul dengan dua cara. Yang pertama terjadi bila momen lentur dikembangkan dalam bentang menerus sebagai hasil dari perbedaan antara deformasi serat atas dan bawah. Deformasi akan menyebabkan lendutan bangunan atas; tegangan menahan dihasilkan bila lendutan ini tertahan oleh menerusnya struktur. Cara kedua padamana tegangan timbul adalah bila variasi suhu tidak linier sepanjang kedalaman penampang menyebabkan bagian bidang yang semula rata menjadi keluar bentuk (tegangan gangguan). Karena bangunan atas yang dangkal selama ini tidak terpengaruh secara merugikan oleh perbedaan suhu, gradien suhu rencana tidak diharapkan mempunyai pengaruh berarti untuk bangunan atas dengan tinggi kurang dari 0.6 m (Pustaka 7).

The design thermal gradient has been adopted from the New Zealand Code (Reference 8). This gradient was developed in New Zealand after considerable measurements of actual temperature distributions in bridges, and has since been corroborated by similar work in America (Reference 7).

Gradien suhu rencana telah diambil dari Peraturan New Zealand (Pustaka 8). Gradien ini dikembangkan di New Zealand setelah sejumlah pengukuran distribusi suhu aktual dalam jembatan, dan kemudian ditunjang oleh pekerjaan serupa di Amerika (Pustaka 7).

The design temperature gradients do not include an allowance for the effects of bituminous surfacing. For thicknesses of surfacing up to about 50 mm there would be no significant effect on the design gradient since the increase in absorption is approximately compensated by the insulation effect of the surfacing. However, with greater thicknesses, the heat sink and insulation effects could significantly reduce the temperature differential (refer to BS 5400 - Reference d).

Gradien suhu rencana tidak memasukan toleransi untuk pengaruh permukaan aspal. Untuk tebal permukaan sampai sekitar 50 mm, tidak akan ada pengaruh besar pada gradien rencana karena kenaikan penyerapan kurang lebih terimbangi oleh pengaruh penyekatan dari permukaan. Bagaimanapun dengan tebal lebih besar, turunnya panas dan pengaruh penyekatan sangat mengurangi perbedaan suhu (lihat BS 5400 - Pustaka d.).

Significance at Limit States: There is a tendency for designers to consider thermal effects in bridges in terms of equivalent forces or moments. Although this is acceptable at service load levels it can lead to misconception of the significance of thermal loading at ultimate behaviour. At service loads, the total effect is found by adding the thermal deformation to the deformation induced by dead plus live load. At ultimate, the factored thermal deformation is added to the deformation induced by the factored service loads. The equivalent thermal force is clearly of less significance than at service loads due to the nonlinearity of the force deformation curve (Reference 9).

Kepentingan pada keadaan batas: Terdapat kecenderungan Perencana untukmempertimbangkan pengaruh suhu pada jembatan sebagai gaya atau momen ekivalen. Walaupun ini dapat diterima pada tingkat beban layan, hal ini dapat menuju pada salah pengertian untuk kepentingan pembebanan suhu pada perilaku ultimate. Pada beban layan, pengaruh total diperoleh dengan menambah deformasi suhu pada deformasi yang timbul oleh beban mati dan beban hidup. Pada ultimate, deformasi suhu terfaktor ditambah pada deformasi yang timbul oleh beban layan terfaktor. Gaya ekivalen suhu jelas kurang berarti dibanding beban layan karena tidak liniernya lengkung deformasi beban (Pustaka 9).

K2 - 13

Reinforced and partially prestressed concrete sections: are usually cracked at serviceability limit states, but is sufficiently accurate to calculate the serviceability distortion stress using uncracked section properties. The serviceability restraint stresses may also be calculated using the uncracked section, but they should then be factored by "k",

Penampang beton bertulang dan prategang: adalah umumnya retak pada keadaan batas kelayanan, tetapi adalah cukup tepat untuk menghitung tegangan gangguan kelayanan dengan menggunakan besaran penampang utuh. Tegangan menahan pada kelayanan dapat dihitung juga dengan menggunakan penampang retak, tetapi mereka harus difaktor oleh "k",

where k

dengan k

=

ratio of neutral axis depth at the critical section to the overall section depth at serviceability (excluding thermal effects)

=

perbandingan tinggi garis netral potongan kritik terhadap tinggi potongan total pada kelayanan (tidak termasuk pengaruh suhu)

and k 0.5

dan k 0.5

At the ultimate limit state, distortion stresses may be ignored and the restraint stresses calculated as above with k = 0.5.

Pada keadaan batas ultimate, tegangan gangguan dapat diabaikan dan tegangan menahan dihitung seperti diatas dengan k = 0.5.

Fully prestressed concrete sections: are uncracked at the serviceability limit state and the uncracked section properties should be used for calculating thermal stresses. At the ultimate limit state they behave the same as partially prestressed sections.

Penampang beton prategang penuh: adalah utuh pada keadaan batas kelayanan dan besaran penampang utuh harus digunakan untuk menghitung tegangan suhu. Pada keadaaan batas ultimate mereka berperilaku seperti penampang prategang parsial.

Steel and steel composite sections: are fully elastic at the serviceability limit state and both restrain and distortion stresses should be included. Slender members are also required to be elastic at the ultimate limit state (see Section 7) and should also be designed for full temperature effects. Members which are permitted to yield at the ultimate limit state need not be designed for distortion stresses.

Penampang baja dan komposit baja: adalah elastis penuh pada keadaan batas kelayanan dan tegangan gangguan dan menahan harus dimasukan. Unsur langsing juga harus menjadi elastis pada keadaan batas ultimate (lihat Bagian 7) dan juga harus direncanakan terhadap pengaruh suhu penuh. Unsur yang diperbolehkan untuk leleh pada keadaan batas ultimate tidak perlu direncanakan terhadap tegangan gangguan.

Although longitudinal flexural stresses induced by restraint of vertical temperature gradients are the most significant effect of thermal loading, a number of other aspects are important, and should be considered in design. Restraint of thermal hogging curvatures involves a redistribution of support reactions, with increased shear force in the end spans, and the possibility of bearing failure at abutments. Transverse stresses of substantial magnitude can be induced, particularly in closed sections, such as box girders. These aspects are dealt with in Reference 10. Hogging of falseworksupported concrete bridges during construction can induce redistribution of falsework loads, with possible overload of some supporting members.

Walaupun tegangan lentur memanjang yang timbul oleh penahanan gradien suhu vertikal adalah pengaruh paling berarti dari pembebanan suhu, sejumlah aspek lain adalah penting, dan harus dipertimbangkan dalam rencana. Penahanan dari lengkung lawan lendut mencakup distribusi ulang dari reaksi perletakan, dengan gaya geser meningkat dalam bentang pinggir, dan kemungkinan keruntuhan daya dukung di pangkal jembatan. Tegangan melintang yang cukup besar dapat timbul, terutama dalam penampang tertutup seperti boks. Aspek ini dibahas dalam Pustaka 10. Lawan lendut dari jembatan beton tertunjang penyangga selama pelaksanaan, dapat menimbulkan distribusi ulang dari beban penyangga, dengan kemungkinan beban lebih pada beberapa unsur penyangga.

K2.4.4

K2.4.4

STREAM FLOW, DEBRIS AND LOG IMPACT

ALIRAN AIR, BENDA HANYUTAN DAN TUMBUKAN DENGAN BATANG KAYU

The Design Engineer is reminded that if scour is possible then the following two conditions should be investigated:

Akhli Teknik Perencana diingatkan bahwa bila ada kemungkinan gerusan maka kedua kondisi berikut harus diselidiki:

i.

i.

the case with maximum scour, which will

Kasus dengan gerusan maksimum, yang

K2 - 14

ii.

generally prove critical for structural forces; and

umumnya menjadi kritik untuk gaya struktural; dan

the case of minimum or no scour, which is critical for backwater effects.

ii.

Kasus dengan minimum atau tanpa gerusan, yang menjadi kritik untuk pengaruh arus membalik.

Limit States: If the design flood for the ultimate limit state will submerge the bridge superstructure, the Design engineer is strongly advised to investigate intermediate stages in the flood height. This is important because the maximum water forces on the superstructure can occur when it is just overtopped.

Keadaan batas: Bila aliran rencana untuk keadaan batas ultimate akan merendam bangunan atas jembatan, Akhli Teknik Perencana sangat dianjurkan untuk menyelidiki tahap menengah dalam tinggi banjir. Hal ini penting karena gaya air maksimum pada bangunan atas dapat terjadi bila tepat terlewati air.

Forces on Piers Due to Water Flow: In bridge structures subjected to water flow, the major loads are sustained by the piers. There is a scarcity of information on the calculation of water flow forces on piers. The forces take the form of drag, parallel to the direction of flow, plus transverse 'lift', when the flow is skewed to the plane of the pier, and sometimes fluctuating transverse forces when the shape of the pier is bluff and produces vortices in the flow. Water flow forces tend to become significant when piers are tall and slender with flows of considerable depth and velocity.

Gaya pada pilar akibat aliran air: Pada struktur jembatan yang menahan aliran air, beban utama ditahan oleh pilar. Terdapat sedikit keterangan mengenai perhitungan gaya aliran air pada pilar. Gayagaya berbentuk tarikan, sejajar arah aliran, ditambah 'angkat' melintang, bila aliran bersudut terhadap bidang pilar, dan kadang-kadang gaya melintang berfluktuasi bila bentuk pilar adalah tumpul dan menyebabkan pusaran dalam aliran. Gaya aliran air memaksa menjadi berarti bila pilar adalah tinggi dan langsing dengan kedalaman serta kecepatan aliran yang besar.

'Lift' type forces have generally been ignored by codes in the past, but these can be large in plate or wall type piers and in submerged decks which are superelevated. Since there is no guarantee that, under flood conditions, flow direction will not be angled to pier axes, the Design Engineer should use pier shapes which are insensitive to angled flow.

Jenis gaya 'angkat' umumnya diabaikan oleh Peraturan lama, tetapi mereka dapat menjadi besar pada jenis pilar pelat atau dinding dan pada lantai terendam yang disuperelevasi. Karena tidak terjamin bahwa, selama banjir, arah aliran tidak bersudut terhadap sumbu pilar, Akhli Teknik Perencana harus menggunakan bentuk pilar yang tidak terpengaruh oleh aliran bersudut.

Consideration should be given to flood forces being applied to piers and abutments during construction and before the deck structure has been installed. The subject is discussed at some length by Apelt (Reference 11) and Apelt and Isaacs (Reference 12). Little investigation seems to have been devoted to water forces on different pier shapes. However, these loads will generally be less critical than debris loading.

Pertimbangan harus diberikan pada gaya aliran yang bekerja pada pilar dan pangkal selama pelaksanaan dan sebelum struktur lantai terpasang. Hal ini dibahas sebagian oleh Apelt (Pustaka 11) dan Apelt dan Isaacs (Pustaka 12). Hanya terdapat sedikit penyelidikan untuk gaya air pada bentuk pilar berbeda. Bagaimanapun, beban tersebut akan umumnya kurang kritik dibanding pembebanan hanyutan.

K2.4.5

K2.4.5

HYDROSTATIC BUOYANCY

PRESSURE

AND

TEKANAN HIDROSTATIS DAN GAYA APUNG

An Ultimate Load Factor of 1.0 has been adopted in view of the predictable nature of hydrostatic and buoyancy forces.

Faktor beban ultimate sebesar 1.0 telah diambil meninjau sifat alam yang tidak terprediksi untuk gaya hidrostatik dan apung.

K2.4.6

K2.4.6

WIND LOADS

The serviceability design wind velocities are based on the existing Indonesian Loading Regulation for buildings (Reference 13) which gives the following basic design wind pressures: x

general = 25 kg /M2, corresponding to a wind

BEBAN ANGIN

Kecepatan angin kelayanan rencana adalah berdasarkan Peraturan Pembebanan Indonesia untuk gedung (Pustaka 13) yang memberikan tekanan angin dasar rencana berikut: x

umum = 25 kg/m2, sesuai kecepatan angin

K2 - 15

velocity of 20 m/s x

within 5 km of coast = 40 kg/m2, corresponding to 25 m/s

sebesar 20 m/d x

dalam jarak 5 km dari pantai = 40 kg /M2, sesuai kecepatan angin sebesar 25 m/d

The ultimate design wind velocities have been initially chosen at 5 m/s greater than the serviceability design wind velocities. This will require verification with the Department of Meteorology.

Kecepatan angin ultimate rencana semula dipilih pada 5 m/d lebih besar dari kecepatan angin kelayanan rencana. Ini akan memerlukan verifikasi dengan Departemen Meteorologi.

The wind load on vehicular traffic is based on an average height of vehicles of 2 m. It should be noted that vehicular traffic will be unlikely to cross abridge when the wind velocity is 30 m/s or greater.

Beban angin pada lalu lintas kendaraan adalah berdasarkan tinggi rata-rata kendaraan sebesar 2 m. Perlu diperhatikan bahwa lalu lintas kendaraan jarang melintasi jembatan bila kecepatan angin adalah 30 m/d atau lebih.

The generally low wind velocities that occur in Indonesia ensure that wind loads will rarely be a controlling factor in design. For this reason no design actions are provided for wind acting longitudinally or vertically on a bridge superstructure. However, the Design Engineer should carry out special investigations into the dynamic effects of wind on high, long-span and unusual bridges, including the effects in the longitudinal and vertical directions.

Kecepatan angin rendah yang umumnya terjadi di Indonesia, menjamin bahwa beban angin jarang menjadi faktor menentukan dalam rencana. Karena alasan tersebut tidak diadakan aksi rencana untuk angin yang bekerja memanjang atau vertikal pada bangunan atas jembatan. Bagaimananpun, Akhli Teknik Perencana harus melakukan penyelidikan khusus untuk pengaruh dinamik angin pada jembatan tinggi, bentangpanjang dan khusus, termasuk pengaruh dalam arah longitudinal dan vertikal.

K2.4.7

K2.4.7

EARTHQUAKE EFFECTS

This Article was compiled from Ref. 14, with some additional material provided from Ref. 15.

PENGARUH GEMPA

Artikel ini dikumpulkan dari Pustaka 14, dengan keterangan tambahan dari Pustaka 15.

K2 - 16

K2.5

OTHER ACTIONS

K2.5

AKSI-AKSI LAINNYA

K2.5.1

BEARING FRICTION

K2.5.1

GESEKAN PADA PERLETAKAN

A realistic design value of bearing friction should be adopted if it is likely that the friction characteristics of the bearing will change throughout its life. For some bearings, such as sliding and roller bearings, the friction characteristics will depend on the maintenance condition of the bearing, and the likely effects of poor maintenance should be allowed for.

Nilai rencana yang wajar harus diambil untuk gesekan perletakan bila ada kemungkinan bahwa karakteristik perletakan akan berubah semasa umurnya. Untuk beberapa perletakan, seperti perletakan geser dan rol, gesekan akan tergantung pada kondisi pemeliharaan jembatan, dan pengaruh yang mungkin terjadi akibat kurang pemeliharaan harus diijinkan.

In some cases the stiffness of the substructure may be less than the frictional restraint of the bearings so that the tops of the piers move instead of the bearings, the Design Engineer should check the effects of this conditions.

Dalam beberapa kasus kekakuan bangunan bawah mungkin kurang dari tahanan gesek perletakan, sehingga puncak pilar bergerak dan perletakan relatif diam. Akhli Teknik Perencana harus memeriksa pengaruh kondisi tersebut.

K2.5.2

VIBRATION EFFECTS

K2.5.2

PENGARUH GETARAN

K2.5.2.1

General

K2.5.2.1

Umum

No commentary.


K2.5.2.2

K2.5.2.2

Road Bridges

Jembatan

The provisions of this clause are based on Ref. 16.

Persyaratan pasal ini adalah berdasarkan Pustaka 16.

K2.5.2.3

K2.5.2.3

Pedestrian Bridges

Jembatan Penyeberangan

Pedestrian bridges with resonant frequencies within the range of 1.5 Hz to 3.5 Hz have been found to be the most susceptible to vibration. Where calculated frequencies are within this range an investigation is recommended. For frequencies of 5 Hz or more, it is unlikely that vibration will be a problem.

Jembatan pejalan kaki dengan frekuensi resonan dalam batas 1.5 Hz sampai 3.5 Hz telah diselidiki bahwa paling banyak mengalami getaran. Dimana frekuensi terhitung berada dalam batas ini, suatu penyelidikan dianjurkan. Untuk frekuensi sebesar 5 Hz atau lebih, getaran umumnya tidak akan menjadi masalah.

K2.5.2.4

K2.5.2.4

Vibration Problems in Long Span or Flexible Structures

Masalah Getaran untuk Bentang Panjang atau Bangunan yang Lentur

No commentary.


K2.5.3

K2.5.3

CONSTRUCTION LOADS

BEBAN PELAKSANAAN

Some bridge structures are inherently stable and may be constructed in a number of possible ways. Other designs rely on a particular method of construction, and the construction stage loads may be a critical design condition. Such restrictions should be made clear in the drawings.

Beberapa struktur jembatan dari asalnya stabil dan dapat dibangun dalam berbagai cara yang mungkin. Rencana lain mengandalkan pada cara pelaksanaan khusus dan beban tahap pelaksanaan dapat menjadi kondisi kritik. Pembatasan tersebut harus dijelaskan dalam gambar.

The Design Engineer should pay particular attention to instability problems of the partially completed

Akhli Teknik Perencana harus khusus memperhatikan masalah tidak stabil pada struktur

K2 - 17

structure and in the handling of slender members. The effects of normal construction tolerances should be allowed for where necessary.

yang selesai sebagian dan penanganan unsur langsing. Pengaruh toleransi pelaksanaan normal harus diijinkan bila perlu.

If construction traffic will be allowed to use the partially completed structure (a common practice), the Design Engineer should consider the resulting effects of braking, vibration and impact.

Bila lalu lintas pelaksanaan diijinkan menggunakan struktur yang selesai sebagian (praktek yang umum), Akhli Teknik Perencana harus mempertimbangkan pengaruh yang dihasilkan oleh rem, getaran dan kejut.

K2 - 18

K2.6

LOAD COMBINATIONS

K2.6

KOMBINASI BEBAN

K2.6.1

GENERAL

K2.6.1

UMUM

No commentary.


K2.6.2

K2.6.2

EFFECT OF DESIGN LIFE

PENGARUH UMUR RENCANA

The factors in Table 2.18 are derived from normal statistical theory. See Article K1.2.3 of the Commentary on Section 1.

Faktor dalam Tabel 2.18 diturunkan dari teori statistik biasa. Lihat Artikel K 1.2.3 dari Penjelasan Bagian 1.

K2.6.3

K2.6.3

COMBINATIONS OF PERMANENT ACTIONS

KOMBINASI UNTUK AKSI TETAP

No commentary.


K2.6.4

K2.6.4

VARIATION OF PERMANENT ACTIONS WITH TIME

PERUBAHAN AKSI TETAP TERHADAP WAKTU

No commentary.


K2.6.5

K2.6.5

SERVICEABILITY LIMIT STATE COMBINATIONS

KOMBINASI PADA KEADAAN BATAS DAYA LAYAN

The reduction factor given in Table 2.19 takes into account the reduced probability of more than one transient effect reaching its serviceability design level at the same time.

Faktor reduksi yang diberikan dalam Tabel 2.19 memperhitungkan kemungkinan yang berkurang bahwa•lebih dari satu pengaruh transien mencapai tingkat rencana kelayanan pada saat sama.

K2.6.6

K2.6.6

ULTIMATE LIMIT STATE COMBINATIONS

KOMBINASI PADA KEADAAN BATAS ULTIMATE

In accordance with the definition of Ultimate loads, the probability of two or more ultimate transient effects occurring simultaneously is so remote that it may be neglected. In many cases, an ultimate loading event physically excludes other extreme conditions.

Sesuai dengan definisi beban ultimate, kemungkinan bahwa dua atau lebih efek transien ultimate terjadi bersamaan adalah jarang sehingga keadaan ini dapat diabaikan. Dalam banyak hal, kejadian pembebanan ultimate secara fisik tidak memasukan kondisi ekstrim lain.

However, it may be reasonably possible for some ultimate transient events to occur simultaneously with other transient effects at a serviceability level. Such load combinations should only be considered if it is "reasonably likely" that they can occur.

Bagaimanapun, mungkin kejadian transien ultimate pengaruh transien lain Kombinasi beban tersebut mungkin wajar akan terjadi.

wajar bahwa beberapa terjadi bersamaan dengan pada tingkat kelayanan. hanya dipertimbangkan bila

K2 - 19

K2.7

WORKING STRESS DESIGN

This Sub-section is a restatement of the provisions of Ref. e.

K2.7

TEGANGAN KERJA RENCANA

Bab ini adalah ketentuan ulang dari persyaratan Pustaka e.

K2 - 20

K2.8

OTHER REQUIREMENTS

K2.8

PERSYARATAN LAINNYA

K2.8.1

STABILITY AGAINST OVERTURNING AND SLIDING

K2.8.1

STABILITAS TERHADAP GULING DAN LONGSOR

The intent of this Article is to make the designer be aware that the structure as a whole must be investigated for stability under the design loadings.

Maksud Artikel ini adalah untuk mengingatkan Perencana bahwa struktur sebagai keseluruhan harus diselidiki terhadap stabilitas pada pembebanan rencana.

The additional factor of safety (+10 %) reflects the catastrophic consequences of instability of the structure compared to failure of a single member.

Faktor keamanan tambahan (+ 10%) mencerminkan akibat fatal dari kurang stabilitas struktur dibanding dengan keruntuhan unsur tunggal.

K2.8.2

K2.8.2

MINIMUM LATERAL RESTRAINT CAPACITY

This provision is aimed at preventing lateral displacement of the superstructure or piers by accidental impact loads and minor earthquakes. Such displacements may cause damage out of all proportion to the original accidental forces.

KAPASITAS PENGEKANG MELINTANG MINIMUM

Persyaratan ini bertujuan untuk mencegah simpangan lateral dari bangunan atas dan pilar oleh beban tumbuk atau gempa ringan. Simpangan tersebut dapat menyebabkan kerusakan yang tidak sebanding dengan gaya tumbuk asli.

K2 - 21

K2.9

KERB AND BARRIER DESIGN LOADINGS

K2.9

PEMBEBANAN RENCANA TROTOAR DAN PENGHALANG LALU-LINTAS

K2.9.1

KERB DESIGN LOAD

K2.9.1

BEBAN RENCANA TROTOAR

This design loading is based on that included in Ref. b.

Pembebanan rencana ini adalah berdasarkan yang tercakup dalam Pustaka b.

K2.9.2

K2.9.2

LEVEL 1 BARRIER DESIGN LOADS

BEBAN RENCANA PENGHALANG LALU-LINTAS TINGKAT 1

Heavy vehicle collisions with bridge barriers can generate very large forces. The magnitude varies with speed, mass and type of vehicle, impact angle and the type of barrier. The concrete safety shape (see Section 1) is very effective in redirecting impacting vehicles and distributing the resulting load into the bridge deck. See also Ref. 1.

Tabrakan kendaraan berat dengan penghalang jembatan dapat mengembangkan gaya sangat besar. Besarnya bervariasi sesuai kecepatan, masa dan jenis kendaraan, sudut tabrakan dan jenis penghalang. Bentuk aman dari beton (lihat Bagian 1) adalah sangat efektif dalam menghalau kendaraan yang menabrak dan menyebar beban yang dihasilkan kedalam lantai jembatan. Lihat juga Pustaka 1.

K2.9.3

K2.9.3



The provisions of this Article have been taken from Ref. b.

Persyaratan Artikel ini telah diambil dari Pustaka b.

K2.9.4

K2.9.4



Existing standards for flexible beam guardrails are adequate. The design of the fixing of posts to the bridge deck should be consistent with the design assumptions for this type of barrier.

Standar yang terdapat untuk penghalang lalu lintas dengan balok fleksibel adalah memadai. Rencana pemasangan tiang penghalang pada lantai jembatan harus konsisten dengan anggapan rencana untuk jenis penghalang lalu lintas tersebut.

K2.9.5

K2.9.5

PEDESTRIAN RAILING DESIGN LOADS

These provisions are based on Ref. b.

BEBAN RENCANA SANDARAN PEJALAN KAKI

Persyaratan ini adalah berdasarkan Pustaka b.

K2 - 22

K2.10

ROAD SIGNS AND LIGHTING STRUCTURES

K2.10

RAMBU JALAN DAN BANGUNAN PENERANGAN

K2.10.1

GENERAL

K2.10.1

UMUM

No commntary.


K2.10.2

K2.10.2

LIMIT STATES

KEADAN BATAS

Vibration of wind-sensitive sign or lighting structures can occus as a result of gusting (transient) or vortex shedding (steady wind). Such vibration can cause fatigue or other component damage. In any case, it is undesirable for noticeable vibration to occur in structures such as light standards during normal winds.

Getaran rambu atau struktur penerangan yang pek aterhadap angin dapat terjadi sebagai akibat dari angin kencang sesaat (transien) atau pusaran (angin mantap)..Getaran demikian dapat menyebabkan lelah atau kerusakan lain pada komponen. Dalam tiap hal, adalah tidak diinginkan bahwa terjadi getaran berarti dalam struktur seperti tiang ringan selama angin biasa.

The following empirical criteria may be used for determining serviceability limits for these structures:

Kriteria empirik berikut dapat digunakan menentukan batas kelayanan struktur tersebut:

i.

For overhead sign structures (span type), the mid-span deflection under permanent loads should not exceed d2/122 , where d is the sign depth.

i.

Untuk struktur rambu diatas (jenis bentang), lendutan tengah bentang pada beban tetap tidak boleh melebihi d2/122, dengan d sebagai tinggi rambu.

ii.

iFor light poles, the maximum deflection of the luminaire under the serviceability design wind loadings should not exceed 5 % of the luminaire mounting height.

ii.

Untuk tiang ringan, lendutan maksimum dari penerangan pada pembebanan angin rencana kelayanan tidak boleh melebihi 5% dari tinggi pemasangan penerangan.

K2.10.3

DESIGN WIND VELOCITIES

K2.10.3

KECEPATAN ANGIN RENCANA

No commentary.


K2.10.4

K2.10.4

DESIGN WIND LOAD

untuk

BEBAN ANGIN RENCANA

The provisions of this Article are based on Ref. 16.

Persyaratan Artikel ini adalah berdasarkan Pustaka 16.

K2.10.5

K2.10.5

DESIGN LOAD COMBINATIONS

The provisions of this Article are based on Ref. 16.

KOMBINASI BEBAN RENCANA

Persyaratan Artikel ini adalah berdasarkan Pustaka 16.

K2 - 23

REFERENCES PUSTAKA General Source Documents Dokumen Sumber Umum a.

Austroads (for merly National of Australian State Road Authorities)“ Draft Bridge Design Specification (in Limit State Format). “unp ublished, 1991.

b.

National Association of Australian State Road Authorities “NAASRA Bridge Design Specification. "S ydney, 1976.

c.

American Association of State Highway and Transportation Officials "Standard Specifications for Highway Bridges." 14th edition, Washington DC, 1988.

d.

BS 5400:Part 2 :1978 'Steel, Concrete and Composite Bridges. "British Standards institution, London.

e.

Directorate General of Bina Marga, Department of Public Works, "Loading Specification for Highway Bridges No. 12/1970. J" ak arta, revised Jan 1988.

Selected References Pustaka Pilihan 1.

American Concrete Institute “Building Code Requirements for Reinforced Concrete (AC! 318-89) and Commentary ACl 318R-89. “Detroit, Mich. 1989.

2.

Bourne, B D " is cussion Paper - Design Traffic Loads” unpublished report prepared by SMEC-Kinhill for Bina Marga, Jakarta Feb 1990.

3.

Directorate General of Highways, Ministry of Public Works, "Standard Specifications for Geometric Design of Urban Roads.”Jakarta, Januar y 1988.

4.

Bakht, B &Jaeger, L.G . "Bridge Analysis Simplified"McG raw-Hill 1985.

5.

Billing, J.R. "Estimation of the Natural Frequencies of Continuous Multispan Bridges. " Research Report No. 219, Ministry of Transportation and Communications, Downsview, Ontario, Canada 1979.

6.

Bronstad M.E and Michie J.D. "Multiple Service Level Bridge railing Selection Procedures.” NCH RP report 239, Transportation Research Board, Washington 1981.

7.

IMBSEN et al, “Thermal Effects in Concrete Bridge Superstructures" NCHRP Report 276, Transportation Research board, Washington 1985.

8.

"Highway Bridge Design Brief" T ransit New Zealand (for merly Ministry of Works and Development) Wellin gton, 1976.

9.

Priestley, M.J.N "Design of Concrete Bridges for Temperature Gradients" ACI Journal, May 1978.

10.

Priestley, M.J.N "Thermal Gradients in Bridges - Some Design Considerations" New Zealand Engineering, July 1972.

11.

Apelt, C.J. "Flow Loads on Bridge Piers". J. Inst. Eng. Aust, July - August 1965.

12.

Apelt, C.J. and Isaacs, L.T. “Bridge Piers-Hydrodynamic Force Coefficients.” J. Hy draulics Div. Proc. ASCE, January 1968.

13.

"Peraturan Muatan Indonesia"- NI-18,19 70."I(ndon esian Loading Regulations)D epartemen Pekerjaan Umum dan Tenaga Listrik, Bandung 1970.

K2 - 24

14.

D.P.U "Tata Cara Perencanaan Ketahanan Terhadap Gempa untuk Jembatan Jalan Raya", Department of Public Works, Draft Oct. 1990.

Indonesian

15.

Japan Society for Civil Engineers, "Earthquake Resistantant Design for Civil Engineering Structures in Japan", JSCE, 1984.

16.

Ontario Highway Bridge Design Code, Ontario Ministry of Transport and Communications, Ontario Canada, 1983.

K2 - 25

DEPARTEMEN PEKERJAAN UMUM DIREKTORATJENDERAL BINA MARGA DIREKTORAT BINA PROGRAM JALAN


PENJELASAN BAGIAN 6 PERENCANAAN BETON STRUKTURAL

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODE SECTION 6 – STUCTURAL CONCRETE DESIGN

3 DECEMBER 1992

DOCUMENT No. BMS7 - K6


INTRODUCTION ………………………………………………………………………………………………... K6 - 1 K6.1.1 SCOPE ………………………………………………………………………………………………………. K6 - 1 K6.1.2 APPLICATION ………………………………………………………………………………………………. K6 - 1 K6.1.3 ORGANISATION OF SECTION …………………………………………………………………………... K6 - 1 K6.1.4 CONCRETE COMPRESSIVE STRENGTH ………………………………………………………………K6 - 2 K6.1.5 INFORMATION TO BE SHOWN ON DRAWINGS …………………………………………………………..K6 - 2 K6.1.5.1 Design Data …………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.5.2 Design Details ………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.6 GLOSSARY ……………………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.6.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.6.2 Definitions ………………………………………………………………………………………………K6 - 2 K6.1.7 SYMBOLS …………………………………………………………………………………………………… K6 - 3

K6.2

DESIGN REQUIREMENTS ……………………………………………………………………………………. K6 - 4 K6.2.1 DESIGN FOR STRENGTH …………………………………………………………………………………K6 - 5 K6.2.2 DESIGN FOR SERVICEABILITY …………………………………………………………………………. K6 - 5 K6.2.2.1 General ………………………………………………………………………………………………... K6 - 5 K6.2.2.2 Cracking ………………………………………………………………………………………………. K6 - 5 K6.2.2.3 Deflection Limits for Beams and Slabs ……………………………………………………………. K6 - 5 K6.2.2.4 Vibration ………………………………………………………………………………………………. K6 - 6 K6.2.3 DESIGN FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY BY LOAD TESTING OF A PROTOTYPE …. K6 - 6 K6.2.4 DESIGN FOR DURABILITY ……………………………………………………………………………… K6 - 6 K6.2.5 DESIGN FOR EARTHQUAKE MOTIONS ……………………………………………………………… K6 - 7 K6.2.6 OTHER DESIGN REQUIREMENTS …………………………………………………………………….. K6 - 7

K6.3

DESIGN FOR DURABILITY ……………………………………………………………………….…..……... K6 - 8 K6.3.1 APPLICATION .................................................................................................................................. K6 - 8 K6.3.2 DESIGN REQUIREMENTS ………………………………………………………………………………. K6 - 9 K6.3.2.1 General ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 9 K6.3.2.2 Additional Requirements ……………………………………………………………………………. K6 - 11 K6.3.3 EXPOSURE CLASSIFICATION …………………………………………………………………………... K6 - 11 K6.3.3.1 General ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 11 K6.3.3.2 Concession for Exterior of a Single Surface . ……………………………………………………. K6 - 13 K6.3.4 REQUIREMENTS FOR CONCRETE FOR EXPOSURE CLASSIFICATIONS A, B1, B2 AND C … K6 - 14 K6.3.5 REQUIREMENTS FOR CONCRETE FOR EXPOSURE CLASSIFICATION U ………………..….. K6 - 14 K6.3.6 ADDITIONAL REQUIREMENTS FOR ABRASION …………………………………………………… K6 - 14 K6.3.7 RESTRICTIONS ON CHEMICAL CONTENT IN CONCRETE ……………………………………….. K6 - 15 K6.3.7.1 Restriction on Chloride-ion Content for Corrosion Protection ………………………………….. K6 - 16 K6.3.7.2 Restriction on Sulphate Content …………………………………………………………………… K6 - 16 K6.3.7.3 Restriction on Other Salts …………………………………………………………………………... K6 - 16 K6.3.8 REQUIREMENTS FOR COVER TO REINFORCING STEEL AND TENDONS …………………………. K6 - 16 K6.3.8.1 General ………………………………………………………………………………………………. K6 - 16 K6.3.8.2 Concrete Cover for Concrete Placement ………………………………………………………….. K6 - 16 K6.3.8.3 Cover for Corrosion Protection …………………………………………………………………….. K6 - 16 K6.3.8.3.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 - 16 K6.3.8.3.2 Standard Formwork and Compaction …………………………………………………… K6 - 17 K6.3.8.3.3 Cast Against Ground ……………………………………………………………………… K6 - 17 K6.3.8.3.4 Rigid Formwork and Intense Compaction ………………………………………………. K6 - 17 K6.3.8.3.5 Structural Members Manufactured by Spinning and Rolling ………………………….. K6 - 18

K6.4

DESIGN PROPERTIES OF MATERIALS …………………………………………………………………. K6 - 19 K6.4.1 PROPERTIES OF CONCRETE ……………………………………………………………………………K6 - 19 K6.4.1.1 Strength ………………………………………………………………………………………………. K6 - 19 K6.4.1.1.1 Characteristic Compressive Strength ……………………………………………………. K6 - 19 K6.4.1.2 Modulus of Elasticity …………………………………………………………………………………..K6 - 20 K6.4.1.3 Density ………………………………………………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.4 Stress-strain Curves …………………………………………………………………………………..K6 - 21 K6.4.1.5 Poisson's Ratio ……………………………………………………...………………………………... K6 - 21 K6.4.1.6 Coefficient of Thermal Expansion ………………………..…….…………………………………… K6 - 21

K6 - i

K6.4.1.7 Shrinkage ……………………………………………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.8 Creep …………………………………………………………………………………………………... K6 - 21 K6.4.2 PROPERTIES OF REINFORCEMENT ………………………………………………………………………. K6 - 24 K6.4.2.1 Strength ………………………………………………………………………………………………...K6 - 24 K6.4.2.2 Modulus of Elasticity …………………………………………………………………………………..K6 - 24 K6.4.2.3 Stress-strain Curves …………………………………………………………………………………..K6 - 24 K6.4.2.4 Coefficient of Thermal Expansion ……………………………………………………………………K6 - 24 K6.4.3 PROPERTIES OF TENDONS …………………………………………………………………………………. K6 - 24 K6.4.3.1 Strength ………………………………………………………………………………………………...K6 - 24 K6.4.3.2 Modulus of Elasticity …………………………………………………………………………………..K6 - 24 K6.4.3.3 Stress-strain Curves …………………………………………………………………………………..K6 - 25 K6.4.3.4 Relaxation of Tendons ……………………………………………………………………………….. K6 - 25 K6.4.4 LOSS OF PRESTRESS IN TENDONS ………………………………………………………………………. K6 - 25 K6.4.4.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 25 K6.4.4.2 Immediate Loss of Prestress …………………………………………………………………………K6 - 25 K6.4.4.2.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 - 25 K6.4.4.2.2 Loss of Prestress due to Elastic Deformation ……………………………………………K6 - 25 K6.4.4.2.3 Loss of Prestress due to Friction …………………………………………………………. K6 - 26 K6.4.4.2.4 Loss of Prestress during Anchoring ……………………………………………………… K6 - 27 K6.4.4.2.5 Loss of Prestress due to Other Considerations ………………………………………… K6 - 28 K6.4.4.3 Time-dependent Losses of Prestress ……………………………………………………………… K6 - 28 K6.4.4.3.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 - 28 K6.4.4.3.2 Loss of Prestress due to Shrinkage of the Concrete ……………………………………K6 - 28 K6.4.4.3.3 Loss of Prestress due to Creep of the Concrete ………………………………………. K6 - 28 K6.4.4.3.4 Loss of Prestress due to Tendon Relaxation …………………………………………… K6 - 28 K6.4.4.3.5 Loss of Prestress due to Other Considerations ………………………………………… K6 - 28 K6.5

ASSUMPTIONS TO BE MADE FOR STRUCTURAL ANALYSIS K6 - 29 GENERAL …………………………………………………………………………………………………… K6 - 29 SECONDARY BENDING MOMENTS AND SHEARS RESULTING FROM PRESTRESS ………… K6 - 29 MOMENT REDISTRIBUTION IN STRUCTURAL CONCRETE MEMBERS AT THE ULTIMATE LIMIT STATE ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 30 K6.5.4 ASSUMPTIONS FOR WORKING STRESS DESIGN ………………………………………………….. K6 - 32 K6.5.5 CRITICAL SECTION FOR NEGATIVE MOMENTS ……………………………………………………..K6 - 32 K6.5.6 ELASTIC ANALYSIS OF FRAMES INCORPORATING SECONDARY BENDING MOMENTS ……K6 - 32 K6.5.7 PROPERTIES OF BEAMS ………………………………………………………………………………… K6 - 32 K6.5.7.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 32 K6.5.7.2 Effective Flange Width ………………………………………………………………………………. K6 - 32 K6.5.8 SLENDERNESS LIMITS FOR BEAMS ………………………………………………………………….. K6 - 32 K6.5.9 MOMENT RESISTING WIDTH FOR ONE-WAY SLABS SUPPORTING CONCENTRATED LOADS ………………………………………………………………………………………………………. K6 - 33 K6.5.1 K6.5.2 K6.5.3

K6.6

DESIGN OF BEAMS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY …………………………………………K6 - 34 K6.6.1 STRENGTH OF BEAMS IN BENDING ………………………………………………………………….. K6 - 34 K6.6.1.1 General ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 34 K6.6.1.2 Basic Principles ……………………………………………………………………………………… K6 - 34 K6.6.1.3 Ultimate Limit State Design ………………………………………………………………………… K6 - 35 K6.6.1.3.1 Rectangular Stress Block ………………………………………………………………… K6 - 35 K6.6.1.3.2 Design Strength in Bending ……………………………………………………………… K6 - 35 K6.6.1.3.3 Minimum Strength Requirements ………………………………………………………… K6 - 36 K6.6.1.3.4 Stress in Reinforcement and Bonded Tendons at the Ultimate Limit State ………… K6 - 36 K6.6.1.3.5 Stress in Tendons not yet Bonded ……………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4 Working Stress Design ……………………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.1 Stress-Strain Relationship ………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.2 Design Strength in Bending ……………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.3 Basic Allowable Stresses in Bending …………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.5 Dispersion Angle of Prestress ……………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.6 Spacing of Reinforcement, Tendons, and Ducts ………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.6.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.6.2 Spacing of Reinforcement ………………………………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.6.3 Grouping of Tendons and Ducts ………………………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.7 Detailing of Flexural Reinforcement ………………………………………………………………… K6 – 38 K6.6.1.7.1 Distribution ………………………………………………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.7.2 General Arrangement of Terminations and Anchorage ……………………………… K6 - 39 K6.6.1.7.3 Anchorage of Positive Moment Reinforcement ………………………………………… K6 - 39

K6 - ii

K6.6.1.7.4 Shear Strength Requirements near Terminated Flexural Reinforcement …………… K6 - 39 K6.6.1.7.5 Deemed to Comply Arrangement ………………………………………………………… K6 - 39 K6.6.1.7.6 Restraint of Compression Reinforcement ………………………………..……………… K6 - 39 K6.6.1.7.7 Bundled Bars …………………………………………………………………..…………… K6 - 40 K6.6.1.7.8 Displacement of Tendons in Ducts ……………………………………………………… K6 - 40 K6.6.2 STRENGTH OF BEAMS IN SHEAR ……………………………………………………………………… K6 - 40 K6.6.2.1 Application ……………………………………………………………………………..……………… K6 - 40 K6.6.2.2 Design Method ……………………………………………………………………….………..……… K6 - 40 K6.6.2.3 Design Ultimate Shear Strength of a Beam ……………………………………..………………… K6 - 40 K6.6.2.4 Tapered Members ………………………………………………………………….………………… K6 - 41 K6.6.2.6 Requirements for Shear Reinforcement …………………………………………………………… K6 - 41 K6.6.2.7 Shear Strength Limited by Web Crushing ………………………………………………………… K6 - 42 K6.6.2.8 Shear Strength of a Beam Excluding Shear Reinforcement ……………………………. ……… K6 - 42 K6.6.2.8.1 Reinforced Beams …………………………………………………………… …………… K6 - 42 K6.6.2.8.2 Prestressed Beams …………………………………………………………………………K6 - 43 K6.6.2.8.3 Secondary Effects on Vuc …………………………………………………..……………… K6 - 44 K6.6.2.9 Contribution to Shear Strength by the Shear Reinforcement ………………….………………… K6 - 44 K6.6.2.10 Minimum Shear Reinforcement …………………………………………………………..………… K6 - 44 K6.6.2.11 Suspension Reinforcement …………………………………………………….………….………… K6 - 44 K6.6.2.12 Detailing of Shear Reinforcement ………………………………………………..……….………… K6 - 45 K6.6.2.12.1 Types …………………………………………………………………….………………..… K6 - 45 K6.6.2.12.2 Spacing ……………………………………………………………………………………… K6 - 45 K6.6.2.12.3 Extent ……………………………………………………………………………………….. K6 - 45 K6.6.2.12.4 End Anchorage of Bars ……………………………………………………………………. K6 - 45 K6.6.2.12.5 End Anchorage of Fabric ………………………………………………………………….. K6 - 45 K6.6.3 STRENGTH OF BEAMS IN TORSION ………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.1 Application ……………………………………………………………………………………………. K6 - 46 K6.6.3.2 Design Method ……………………………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.3 Torsion Redistribution ……………………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.4 Torsional Strength Limited by Web Crushing ………………………………………………………K6 - 46 K6.6.3.5 Requirements for Torsional Reinforcement ……………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.6 Torsional Strength of a Beam ……………………………………………………………………….. K6 - 47 K6.6.3.7 Longitudinal Torsional Reinforcement ……………………………………………………………… K6 - 47 K6.6.3.8 Minimum Torsional Reinforcement …………………………………………………………………. K6 - 48 K6.6.3.9 Detailing of Torsional Reinforcement ………………………………………………………………. K6 - 48 K6.6.3.10 Concrete Details ……………………………………………………………………………………… K6 - 48 K6.6.4 LONGITUDINAL SHEAR IN BEAMS …………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.1 Application …………………………………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.2 Design Method ……………………………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.3 Design Shear Force ………………………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.4 Design Shear Strength ………………………………………………………………………………. K6 - 49 K6.6.4.5 Shear Plane Surface Coefficients ………………………………………………………………….. K6 - 49 K6.6.4.6 Shear Plane Reinforcement ………………………………………………………………………… K6 - 50 K6.6.4.7 Minimum Thickness of Structural Components …………………………………………………… K6 - 50 K6.6.5 DEFLECTION OF BEAMS ………………………………………………………………………………… K6 - 50 K6.6.5.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 50 K6.6.5.2 Beam Deflection by Refined Calculation …………………………………………………………… K6 - 51 K6.6.5.3 Beam Deflection by Simplified Calculation ………………………………………………………… K6 - 52 K6.6.5.3.1 Immediate Deflection ……………………………………………………………………… K6 - 52 K6.6.5.3.2 Long-term Deflection for Beams Uncracked Under Permanent Loads ……………… K6 - 53 K6.6.5.3.3 Multiplier Method for long-term Deflection for Beams Cracked Under Permanent Loads …………………………………………………………………………………………K6 - 53 K6.6.5.4 Deemed to Comply Span-to-depth Ratios for Reinforced Beams ………………….…………… K6 - 54 K6.6.6 CRACK CONTROL OF BEAMS ………………………………………………………………………….. K6 - 55 K6.6.6.1 Crack Control for Flexure in Reinforced Beams ………………………………………………….. K6 - 55 K6.6.6.2 Crack Control for Flexure in Prestressed Beams ………………………………………………… K6 - 55 K6.6.6.2.1 Monolithic Beams ………………………………………………………………………….. K6 - 55 K6.6.6.2.2 Segmental Members at Unrestrained Joints ……………………………………………. K6 - 56 K6.6.6.3 Crack Control in the Side Pace of Beams ………………………………………………………… K6 - 56 K6.6.6.4 Crack Control at Openings and Discontinuities …………………………………………………… K6 - 56

K6 - iii

K6.7

DESIGN OF SLABS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY ………………………………………… K6 - 57 K6.7.1 STRENGTH OF SLABS IN BENDING …………………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.2 Minimum Thickness of Deck Slabs ………………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.3 Minimum Reinforcement …………………………………………………………………………….. K6 - 57 K6.7.1.4 Distribution Reinforcement for Slabs ……………………………………………………………….. K6 - 57 K6.7.1.5 Edge Stiffening ……………………………………………………………………………………….. K6 - 58 K6.7.2 STRENGTH OF SLABS IN SHEAR ……………………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.2 Application ……………………………………………………………………………………………. K6 - 58 K6.7.2.3 Ultimate Shear Strength where Mv is zero ………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.4 Ultimate Shear Strength where Mv is not zero ……………………………………………………. K6 - 59 K6.7.2.5 Minimum Area of Closed Ties …………………………………….………………………………… K6 - 60 K6.7.2.6 Detailing of Shear Reinforcement ………………………………………………………………….. K6 - 60 K6.7.3 DEFLECTION OF SLABS …………………………………………………………………………………. K6 - 60 K6.7.3.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 60 K6.7.3.2 Slab Deflection by Refined Calculation …………………………………………………………….. K6 - 60 K6.7.3.3 Slab Deflection by Simplified Calculation ………………………………………………………….. K6 - 61 K6.7.4 CRACK CONTROL OF SLABS …………………………………………………………………………… K6 - 61 K6.7.4.1 Crack Control for Flexure in Reinforced Slabs ……………………………………………………. K6 - 61 K6.7.4.2 Crack Control for Flexure in Prestressed Slabs …………………………………………………… K6 - 61 K6.7.4.3 Crack Control for Shrinkage and Temperature Effects …………………………………………. K6 - 61 K6.7.4.4 Reinforcement for Restrained Slabs ……………………………………………………………….. K6 - 61 K6.7.4.5 Crack Control in the Vicinity of Restraints …………………………………………………………. K6 - 62 K6.7.4.6 Crack Control at Openings and Discontinuities …………………………………………………… K6 - 62 K6.7.5 LONGITUDINAL SHEAR IN SLABS ……………………………………………………………………… K6 - 62

K6.8

DESIGN OF COLUMNS AND TENSION MEMBERS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY ……K6 - 63 K6.8.1 GENERAL …………………………………………………………………………………………………… K6 - 63 K6.8.1.1 Design Method ……………………………………………………………….………………………. K6 - 63 K6.8.1.2 Minimum Bending Moment ………………………………………………………………………….. K6 - 63 K6.8.1.3 Definitions ………………………………………………………………………………………………K6 - 64 K6.8.2 DESIGN PROCEDURES ………………………………………………………………………………….. K6 - 64 K6.8.2.1 Design Procedure Using Linear Elastic Analysis …………………………………………………. K6 - 64 K6.8.2.2 Design Procedure, Incorporating Secondary Bending Moments ……………………………….. K6 - 64 K6.8.2.3 Design Procedure, Using Rigorous Analysis ……………………………………………………… K6 - 64 K6.8.3 DESIGN OF SHORT COLUMNS ……………………………………………………….………………… K6 - 64 K6.8.3.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 64 K6.8.3.2 Short Column With Small Axial Force ……………………………………………………………… K6 - 65 K6.8.4 DESIGN OF SLENDER COLUMNS ……………………………………………………………………… K6 - 65 K6.8.5 SLENDERNESS …………………………………………………………………………………………… K6 - 65 K6.8.5.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 65 K6.8.5.2 Radius of Gyration …………………………………………………………………………………… K6 - 65 K6.8.6 STRENGTH OF COLUMNS IN COMBINED BENDING AND COMPRESSION ……………………. K6 - 66 K6.8.6.1 Basis of Strength Calculations ……………………………………………………………………… K6 - 66 K6.8.6.2 Rectangular Stress Block …………………………………………………………………………… K6 - 67 K6.8.6.3 Calculation of Nuo …………………………………………………………………………………… K6 - 67 K6.8.6.4 Design Based on Each Bending Moment Acting Separately …………………………………… K6 - 67 K6.8.6.5 Design for Biaxial Bending and Compression …………………………………………………… K6 - 68 K6.8.7 REINFORCEMENT REQUIREMENTS FOR COLUMNS ……………………………………………… K6 - 68 K6.8.7.1 Limitations on Longitudinal Steel …………………………………………………………………… K6 - 68 K6.8.7.2 Bundled Bars ………………………………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.7.3 Restraint of Longitudinal Reinforcement …………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.7.4 Splicing of Longitudinal Reinforcement …………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8 DESIGN OF TENSION MEMBERS ……………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8.2 Basic Principles ……………………………………………………………………………………… K6 - 69

K6.9 K6.9.1 K6.9.2 K6.9.3 K6.9.4

DESIGN OF WALLS …………………………………………………………………………………………… K6 - 70 APPLICATION ……………………………………………………………………………………………… K6 - 70 DESIGN PROCEDURES …………………………………………………………………………………. K6 - 70 BRACING OF WALLS ……………………………………………………………………………………… K6 - 70 SIMPLIFIED DESIGN METHOD FOR BRACED WALLS SUBJECT TO VERTICAL FORCES ONLY ………………………………………………………………………………………………………… K6 - 70

K6 - iv

K6.9.4.1 Eccentricity of Vertical Load ………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.2 Maximum Effective Height-to-Thickness Ratio …………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.3 Effective Height …………………………………………………………………………….………… K6 - 70 K6.9.4.4 Design Axial Strength of a Wall …………………………………………………………………….. K6 - 70 K6.9.5 DESIGN OF WALLS FOR IN-PLANE HORIZONTAL FORCES ……………………………………… K6 - 71 K6.9.5.1 In-plane Bending ……………………………………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.2 Critical Section for Shear …………………………………………………….……………………… K6 - 71 K6.9.5.3 Strength in Shear …………………………………………………….………………………………. K6 - 71 K6.9.5.4 Shear Strength Without Shear Reinforcement ..……………… …………………………………. K6 - 71 K6.9.5.5 Contribution to Shear Strength by Shear Reinforcement ………………………………………… K6 - 71 K6.9.6 REINFORCEMENT REQUIREMENTS FOR WALLS ………………………………………………….. K6 - 72 K6.10 DESIGN OF NON-FLEXURAL MEMBERS, END ZONES AND BEARING SURFACES …………….. K6 - 73 K6.10.1 DESIGN OF NON-FLEXURAL MEMBERS ……………………………………………………………… K6 - 73 K6.10.1.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 73 K6.10.1.1.1 Application ………………………………………………………………………………….. K6 - 73 K6.10.1.1.2 Design Basis ……………………………………………………………………………….. K6 - 73 K6.10.1.1.3 Spacing of Reinforcement ………………………………………………………………… K6 - 73 K6.10.1.2 Design Based on Strut and Tie Action …………………………………………………………….. K6 - 74 K6.10.1.2.1 Structural Idealization ……………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.2 Concrete Strut ……………………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.3 Nodes ……………………………………………………………………………………….. K6 - 74 K6.10.1.2.4 Tension Tie ………………………………………………………….……………………… K6 - 74 K6.10.1.2.5 Additional Reinforcement …………………………………………………………………. K6 - 74 K6.10.1.2.6 Additional requirements for Corbels …………………………………………………….. K6 - 74 K6.10.1.2.7 Additional Requirements for Continuous Concrete Nibs ………………………………. K6 - 75 K6.10.1.2.8 Additional Requirements for Stepped Joints ……………………………………………. K6 - 75 K6.10.1.3 Design Based on Stress Analysis ………………………………………………………………….. K6 - 75 K6.10.1.4 Empirical Design Methods ……………………………………………………………….………….. K6 - 75 K6.10.2 ANCHORAGE ZONES FOR PRESTRESSING ANCHORAGES ………………….………………….. K6 - 76 K6.10.2.1 Application …………………………………………………………………………………………….. K6 - 76 K6.10.2.2 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 76 K6.10.2.3 Loading Cases to be Considered …………………………………………………………………… K6 - 77 K6.10.2.4 Calculation of Tensile Forces Along Line of an Anchorage Force ……………………………… K6 - 77 K6.10.2.5 Calculation of Tensile Forces Induced Near the Loaded Face ………………………………….. K6 - 78 K6.10.2.6 Quantity and Distribution of Reinforcement ……………………………………………………….. K6 - 78 K6.10.2.7 Anchorage Zones in Pretensioned Members …………………………………………………….. K6 - 78 K6.10.2.8 Special Reinforcement Details in Anchorage Zones ………………………………………………K6 - 78 K6.10.3 BEARING SURFACES ……………………………………………………………………………………. K6 - 78 K6.11 STRESS DEVELOPMENT AND SPLICING OF REINFORCEMENT AND TENDONS ……………….. K6 - 79 K6.1 1.1 STRESS DEVELOPMENT IN REINFORCEMENT ……………………………………………………. K6 - 79 K6.11.1.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 79 K6.11.1.2 Development Length for Bar in Tension ……………………………………………………………. K6 - 79 K6.11.1.2.1 Development Length to Develop Yield Strength …………………………………………K6 - 79 K6.11.1.2.2 Deemed-to-comply Development Lengths ……………………………………………… K6 - 81 K6.11.1.2.3 Development Length to Develop Less Than Yield Strength ………………………….. K6 - 82 K6.11.1.2.4 Development Length Around a Curve …………………………………………………… K6 - 82 K6.11.1.2.5 Development Length of a Bar with a Standard Hook ………………………………….. K6 - 82 K6.11.1.2.6 Standard Hooks ……………………………………………………………………………. K6 - 82 K6.11.1.2.7 Internal Diameter of Bends or Hooks ……………………………………………………..K6 - 82 K6.11.1.3 Development Length for a Bar in Compression …………………………………………………… K6 - 83 K6.11.1.4 Development Length of Bundled Bars ………………………………………………………………K6 - 83 K6.11.1.5 Development Length of Fabric in Tension …………………………………………………………. K6 - 83 K6.11.1.6 Strength Development in Reinforcement by an Anchorage ……………………………………… K6 - 84 K6.11.2 SPLICING OF REINFORCEMENT ……………………………………………………………………….. K6 - 84 K6.11.2.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 84 K6.11.2.2 Welded or Mechanical Splices ……………………………………………………………………… K6 - 85 K6.11.2.2.1 General ……………………………………………………………………………………… K6 -85 K6.11.2.2.2 Allowable Stresses in Welds ……………………………………………………………… K6 - 85 K6.11.2.3 Lapped Splices for Bars in Tension ………………………………………………………………… K6 - 85 K6.11.2.4 Lapped Splices for Fabric in Tension ………………………………………………………………. K6 - 85 K6.11.2.5 Lapped Splices for Bars in Compression ………………………………………………………….. K6 - 86 K6.11.2.6 Lapped Splices for Bundled Bars …………………………………………………………………… K6 - 86

K6 - v

K6.11.3 STRESS DEVELOPMENT IN TENDONS ………………………………………………………………. K6 - 86 K6.11.3.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 86 K6.11.3.2 Development Length of Pretensioned Tendons ………………………………………………….. K6 - 86 K6.11.3.3 Stress Development in Post-tensioned Tendons by Anchorages ………………………………. K6 - 86 K6.11.4 COUPLING OF TENDONS ………………………………………………………………………………. K6 - 86 K6.12 JOINTS, EMBEDDED ITEMS, FIXINGS AND CONNECTORS …………………………………………... K6 - 87 K6.12.1 DESIGN OF JOINTS ……………………………………………………………………………………….. K6 - 87 K6.12.1.1 Construction Joints …………………………………………………………………………………… K6 - 87 K6.12.1.2 Movement Joints ……………………………………………………………………………………… K6 - 87 K6.12.2 EMBEDDED ITEMS AND HOLES IN CONCRETE …………………………………………………….. K6 - 87 K6.12.2.1 General ………………………………………………………………………………………………… K6 - 87 K6.12.2.2 Limitation on Materials ………………………………………………………………………………. K6 - 87 K6.12.2.3 Pipes Containing Liquid, Gas or Vapour …………………………………………………………… K6 - 87 K6.12.2.4 Spacing and Cover …………………………………………………………………………………… K6 - 87 K6.12.3 REQUIREMENTS FOR FIXINGS ………………………………………………………………………… K6 - 88 K6.12.4 CONNECTIONS ……………………………………………………………………………………………. K6 - 88 K6.13 PLAIN CONCRETE MEMBERS …………………………………………………………….…………………K6 - 89 K6.13.1 APPLICATION ………………………………………………………………………….…………………… K6 - 89 K6.13.2 DESIGN ……………………………………………………………………………………………………… K6 - 89 K6.13.2.1 Basic Principles of Strength Design ………………………………………………………………… K6 - 89 K6.13.2.2 Section Properties …………………………………………………………….……………………… K6 - 89 K6.13.3 STRENGTH IN BENDING ………………………………………………………….……………………… K6 - 89 K6.13.4 STRENGTH IN SHEAR ……………………………………………………………………………………. K6 - 89 K6.13.5 STRENGTH IN AXIAL COMPRESSION ……………………………………………………….………… K6 - 89 K6.13.6 STRENGTH IN COMBINED BENDING AND COMPRESSION …………………………….………….K6 - 89 REFERENCES ………………………………………………………………………………………………………………… K6 - 90

K6 - vi

DAFTAR ISI K6.1

PENDAHULUAN ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 1 K6.1.1 RUANG LINGKUP ………………………………………………………………………………………….. K6 - 1 K6.1.2 PENGGUNAAN …………………………………………………………………………………………….. K6 - 1 K6.1.3 PENGATURAN BAGIAN ……………………………………………………………………………………K6 - 1 K6.1.4 KUATTEKANBETON……………………………………………………………………………………….. K6 - 2 K6.1.5 KETERANGAN YANG HARUS DICANTUMKAN DALAM GAMBAR ………………………………… K6 - 2 K6.1.5.1 Data Perencanaan …………………………………………………………………………………….. K6 - 2 K6.1.5.2 Detail Perencanaan ……………………………………………………………………………………. K6 - 2 K6.1.6 ISTILAH ……………………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.6.1 Umum …………………………………………………………………………………………………… K6 - 2 K6.1.6.2 Definisi-definisi …………………………………………………………………………………………. K6 - 2 K6.1.7 SYMBOL ……………………………………………………………………………………………………. K6 - 3

K6.2

SYARATSYARATPERENCANAAN …………………………………………………………………………. K6 - 4 K6.2.1 PERENCANAAN UNTUK KEKUATAN ………………………………………………………………….. K6 - 4 K6.2.2 PERENCANAAN UNTUK DAYA LAYAN ………………………………………………………………… K6 - 5 K6.2.2.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 5 K6.2.2.2 Retakan ……………………………………………………………………………………………….. K6 - 5 K6.2.2.3 Pembatasan Lendutan untuk Balok dan Pelat ……………………………………………………. K6 - 5 K6.2.2.4 Getaran …………………………………………………………………………………………………K6 - 6 K6.2.3 PERENCANAAN UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN DENGAN PERCOBAAN PEMBEBANAN TERHADAP PROTOTIPE ……………………………………………………………… K6 - 6 K6.2.4 PERENCANAAN UNTUK KETAHANAN ………………………………………………………………… K6 -6 K6.2.5 PERENCANAAN UNTUK GERAKAN GEMPA …………………………………………………………. K6 - 7 K6.2.6 SYARAT-SYARAT PERENCANAAN LAINNYA ………………………………………………………… K6 - 7

K6.3

PERENCANAAN UNTUK KETAHANAN …………………………………………………………………… K6 - 8 K6.3.1 PENGGUNAAN BAGIAN TATA CARA ………………………………………………………………….. K6 -8 K6.3.2 SYARAT-SYARAT PERENCANAAN …………………………………………………..………………… K6 - 9 K6.3.2.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 9 K6.3.2.2 Syarat-syarat Tambahan ……………………………………………………………………………. K6 - 11 K6.3.3 KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG …………………………………………………………………….. K6 - 11 K6.3.3.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 11 K6.3.3.2 Kelonggaran untuk permukaan tunggal dibagian luar ……………………………………….…… K6 - 13 K6.3.4 SYARAT-SYARAT BETON UNTUK KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG A, B, B2 DAN C …….… K6 - 14 K6.3.5 SYARAT-SYARAT BETON UNTUK KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG U ……………………….. K6 - 14 K6.3.6 SYARATSYARAT TAMBAHAN UNTUK KEAUSAN …………………………………………………… K6 - 14 K6.3.7 PEMBATASAN KADAR KIMIA DALAM BETON …………………………………………………………K6 - 15 K6.3.7.1 Pembatasan Kadar Ion-chlor untuk Perlindungan Korosi ……………………………………….. K6 - 16 K6.3.7.2 Pembatasan Kadar Sulfat …………………………………………………………………………… K6 - 16 K6.3.7.3 Pembatasan Garam-garam Lain …………………………………………………………………… K6 - 15 K6.3.8 SYARAT-SYARAT SELIMUT BETON UNTUK BAJA TULANGAN DAN TENDON ...……………… K 6- 16 K6.3.8.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 16 K6.3.8.2 Selimut beton untuk keperluan pengecoran beton ………………………………….…….……… K6 - 16 K6.3.8.3 Selimut untuk perlindungan terhadap karat …………………………………………….…………. K6 - 16 K6.3.8.3.1 Umum ……………………………………………………………………………….………. K6 - 16 K6.3.8.3.2 Standard Acuan dan Pemadatan …………………………………………….………….. K6 - 17 K6.3.8.3.3 Dicor dalam tanah …………………………………………………………………………. K6 - 17 K6.3.8.3.4 Acuan Kaku dan Pemadatan Intensif …………………………………………………... K6 - 17 K6.3.8.3.5 Bagian Komponen Struktural yang Dihasilkan dengan Cara Digiling dan Diputar …. K6 - 18

K6.4

SIFAT SIFAT BAHAN UNTUK PERENCANAAN ………………………………………………………….. K6 - 19 K6.4.1 SIFAT-SIFAT BETON ……………………………………………………………………………………… K6 - 19 K6.4.1.1 Kekuatan ……………………………………………………………………………………………… K6 - 19 K6.4.1.1.1 Kuat Tekan Karakteristik …………………………………………………………………. K6 - 19 K6.4.1.2 Modulus Elastisitas ………………………………………………………………………………….. K6 - 20 K6.4.1.3 Kepadatan ……………………………………………………………………………………………. K6 - 21 K6.4.1.4 Lengkungan Antara Regangan-tegangan ………………………………………………………… K6 - 21

K6 - vii

K6.4.1.5 Poisson Rasio ………………………………………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.6 Koefisien Perpanjangan Akibat Suhu ……………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.7 Penyusutan …………………………………………………………………………………………… K6 - 21 K6.4.1.8 Rangkak ……………………………………………………….……………………………………… K6 - 22 K6.4.2 SIFAT-SIFAT TULANGAN ………………………………………………………………………………… K6 - 24 K6.4.2.1 Kekuatan ……………………………………………………………………………………………… K6 - 24 K6.4.2.2 Modulus Elastisitas …………………………………………………………………………………… K6 - 24 K6.4.2.3 Lengkung Regangan Tegangan ……………………………………………………………………. K6 - 24 K6.4.2.4 Koefisien Perpanjangan Akibat Suhu ……………………………………………………………… K6 - 24 K6.4.3 SIFAT-SIFAT TENDON ……………………………………………………………………………….…… K6 - 24 K6.4.3.1 Kekuatan …………………………………………………………………………………….………… K6 - 24 K6.4.3.2 Modulus Elastisitas …………………………………………………………………………………… K6 - 25 K6.4.3.3 Lengkung Regangan Tegangan ……………………………………………………………………. K6 - 25 K6.4.3.4 Relaksasi Tendon ……………………………………………………………………………….…… K6 - 25 K6.4.4 KEHILANGAN TEGANGAN DALAM TENDON …………………………………………………….…… K6 - 25 K6.4.4.1 Umum …………………………………………………………………………………………….…… K6 - 25 K6.4.4.2 Kehilangan Tegangan Seketika …………………………………………………………….…….… K6 - 25 K6.4.4.2.1 Umum ………………………………………………………………………………..……… K6 - 25 K6.4.4.2.2 Kehilangan Tegangan Akibat Deformasi Elastis ………………………………..……… K6 - 26 K6.4.4.2.3 Kehilangan Tegangan Akibat Gesekan ………………………………………….……… K6 - 26 K6.4.4.2.4 Kehilangan Tegangan Pada Waktu Pengangkeran …………………………………… K6 - 27 K6.4.4.2.5 Kehilangan Gaya Prategang Akibat Pengaruh Lainnya …………………….………… K6 - 28 K6.4.4.3 Kehilangan Gaya Prategang Yang Tergantung Pada Waktu …………………………………….. K6 - 28 K6.4.4.3.1 Umum ……………………………………………………………………………………….. K6 - 28 K6.4.4.3.2 Kehilangan Gaya Prategang Akibat Penyusutan Beton ………………………………. K6 - 28 K6.4.4.3.3 Kehilangan Gaya Prategang akibat Rangkak Pada Beton ……………………………. K6 - 28 K6.4.4.3.4 Kehilangan Gaya Prategang Akibat Relaksasi Tendon ……………………………….. K6 - 28 K6.4.4.3.5 Kehilangan Gaya Prategang Akibat Pengaruh Lainnya ………………………………. K6 - 28 K6.5

ANGGAPAN-ANGGAPAN YANG DIBUAT UNTUK ANALISA STRUKTURAL ……………………….. K6 - 29 UMUM ……………………………………………………………………………………………………….. K6 - 29 MOMEN LENTUR SEKUNDER DAN GESER AKIBAT PRATEGANGAN …………………………… K6 - 29 PENYEBARAN KEMBALI MOMEN DALAM BETON STRUKTURALUNTUK PERENCANAAN PADA KEADAAN BATAS ULTIMATE ……………………………………………………………………. K6 - 30 K6.5.4 ANGGAPAN-ANGGAPAN UNTUK PERENCANAAN BERDASARKAN TEGANGAN KERJA …… K6 - 32 K6.5.5 PENAMPANG KRITIS UNTUK MOMEN NEGATIF ……………………………………………………. K6 - 32 K6.5.6 ANALISA ELASTIS PORTAL UNTUK MENGHITUNG MOMEN LENTUR SEKUNDER ………….. K6 - 32 K6.5.7 SIFAT-SIFAT BALOK ……………………………………………………………………………………… K6 - 32 K6.5.7.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 32 K6.5.7.2 Lebar Flens Efektip …………………………………………………………………………………… K6 - 32 K6.5.8 BATAS KELANGSINGAN BALOK ……………………………………………………………………….. K6 - 32 K6.5.9 LEBAR PERLAWANAN MOMEN UNTUK PELAT SATU ARAH YANG MEMIKUL BEBAN TERPUSAT ………………………………………………………………………………………………….. K6 - 33 K6.5.1 K6.5.2 K6.5.3

K6.6

PERENCANAAN BALOK UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN ……………………………………K6 - 34 K6.6.1 KEKUATAN BALOK TERHADAP LENTUR ……………………………………………………………… K6 - 34 K6.6.1.1 Umum ………………………………………………………………………………………………….. K6 - 34 K6.6.1.2 Prinsip-prinsip Dasar ………………………………………………………………………………… K6 - 34 K6.6.1.3 Perencanaan berdasarkan Keadaan Batas Ultimate …………………………………………….. K6 - 34 K6.6.1.3.1 Balok tegangan Segi Empat ……………………………………………………………… K6 - 35 K6.6.1.3.2 Kekuatan rencana dalam lentur ……………………………………………………….… K6 - 36 K6.6.1.3.3 Syarat-syarat kekuatan minimum ……………………………………………………….. K6 - 36 K6.6.1.3.4 Tegangan dalam Tulangan dan Tendon Terlekat pada Keadaan Batas Ultimate …. K6 - 36 K6.6.1.3.5 Tegangan dalam tendon yang belum terlekat ………………………………………….. K6 - 37 K6.6.1.4 Perencanaan Berdasarkan Tegangan Kerja ……………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.1 Hubungan Regangan-tegangan …………………………………………………………. K6 - 37 K6.6.1.4.2 Kekuatan Rencana dalam Lentur ………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.4.3 Tegangan Ijin Dasar dalam Lentur ………………………………………………………. K6 - 37 K6.6.1.5 Sudut Penyebaran Prategang ……………………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.6 Jarak Tulangan, Tendon dan Kelongsong ………………………………………………………… K6 - 37 K6.6.1.6.1 Umum ……………………………………………………………………………………….. K6 - 37 K6.6.1.6.2 Jarak Penulangan …………………………………………………………………………. K6 - 38

K6 - viii

K6.6.1.6.3 Pengelompokkan tendon dan kelongsong ……………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.7 Detail Tulangan Lentur ……………………………………………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.7.1 Penyebaran ………………………………………………………………………………… K6 - 38 K6.6.1.7.2 Bentuk Susunan dari Bagian Ujung dan Pengangkeran ……………………………… K6 - 39 K6.6.1.7.3 Pengangkeran tulangan momen positif …………………………………………………. K6 - 39 K6.6.1.7.4 Persyaratan Kekuatan Geser dekat Ujung Tulangan Lentur …………………………. K6 - 39 K6.6.1.7.5 Anggapan Memenuhi Persyaratan ……………………………………………….……… K6 - 39 K6.6.1.7.6 Pengekangan Tulangan Tekan ………………………………………………………….. K6 - 39 K6.6.1.7.7 Tulangan yang Disatukan ………………………………………………………………… K6 - 40 K6.6.1.7.8 Perpindahan Tendon dalam Kelongsong ……………………………………………….. K6 - 40 K6.6.2 KEKUATAN BALOK TERHADAP GESER ………………………………………………….…………… K6 - 40 K6.6.2.1 Penggunaan …………………………………………………………………..…………….………… K6 - 40 K6.6.2.2 Metoda Perencanaan ………………………………………………………………………………… K6 - 40 K6.6.2.3 Kekuatan Geser Ultimate Rencana dari Balok …………………………………………………… K6 - 40 K6.6.2.4 Bagian komponen yang meruncing ………………………………………………………………… K6 - 41 K6.6.2.6 Syarat-syarat untuk Tulangan Geser ……………………………………………………….……… K6 - 41 K6.6.2.7 Kekuatan Geser yang Dibatasi oleh Pecahnya Bagian Badan …………………………….…… K6 - 42 K6.6.2.8 Kekuatan Geser Balok dengan Meniadakan Tulangan Geser ………………………………….. K6 - 42 K6.6.2.8.1 Balok bertulang ……………………………………………………………………………. K6 - 42 K6.6.2.8.2 Balok prategang ……………………………………………………………………….…… K6 - 43 K6.6.2.8.3 Pengaruh sekunder pada Vuc …………………………………………………………….. K6 - 44 K6.6.2.9 Kontribusi Tulangan Geser Terhadap Kekuatan Geser …………………………………………. K6 - 44 K6.6.2.10 Tulangan geser minimum …………………………………………………………………………… K6 - 44 K6.6.2.11 Tulangan Gantung …………………………………………………………………………………… K6 - 44 K6.6.2.12 Pendetailan Tulangan Geser ……………………………………………………………………….. K6 - 45 K6.6.2.12.1 Tipe …………………………………………………………………………………………. K6 - 45 K6.6.2.12.2 Jarak Antara ……………………………………………………………………………….. K6 - 45 K6.6.2.12.3 Perpanjangan ……………………………………………………………………………… K6 - 45 K6.6.2.12.4 Pengangkeran ujung dari tulangan ……………………………………………………… K6 - 45 K6.6.2.12.5 Pengangkeran Ujung dari Tulangan Tersusun ………………………………………… K6 - 45 K6.6.3 KEKUATAN BALOK TERHADAP PUNTIR ……………………………………………………………… K6 - 46 K6.6.3.1 Penggunaan ………………………………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.2 Metoda Perencanaan ……………………………………………………………………………….. K6 - 46 K6.6.3.3 Redistribusi Puntir …………………………………………………………………………………… K6 - 46 K6.6.3.4 Kekuatan Terhadap Torsi yang Dibatasi oleh Hancurnya Bagian Badan ……………………… K6 - 46 K6.6.3.5 Persyaratan untuk Tulangan Puntir ………………………………………………………………… K6 - 46 K6.6.3.6 Kekuatan Puntir Balok ………………………………………………………………………………. K6 - 47 K6.6.3.7 Tulangan Puntir Memanjang ……………………………………………………………………….. K6 - 47 K6.6.3.8 Tulangan Puntir Minimum …………………………………………………………………………… K6 - 48 K6.6.3.9 Pendetailan Tulangan Puntir …………………………………………………………………………K6 - 48 K6.6.3.10 Pendetailan Beton …………………………………………………………………………………… K6 - 48 K6.6.4 GESER MEMANJANG PADA BALOK …………………………………………………………………… K6 - 48 K6.6.4.1 Penggunaan ………………………………………………………………………………………….. K6 - 48 K6.6.4.2 Metoda Perencanaan ………………………………………………………………………………… K6 - 48 K6.6.4.3 Gaya Geser Rencana …………………………………………………………………………………K6 - 48 K6.6.4.4 Kekuatan Geser Rencana …………………………………………………………………………… K6 - 49 K6.6.4.5 Koefisien Permukaan Bidang Geser ……………………………………………………………….. K6 - 49 K6.6.4.6 Penulangan Bidang Geser ………………………………………………………………………….. K6 - 50 K6.6.4.7 Ketebalan Minimum dari Komponen Struktural …………………………………………………… K6 - 50 K6.6.5 LENDUTAN DARI BALOK ………………………………………………………………………………… K6 - 50 K6.6.5.1 Umum …………………………………………………………………………………….…………… K6 - 50 K6.6.5.2 Lendutan Balok dengan Perhitungan yang Lebih Teliti …………………………….……………. K6 - 51 K6.6.5.3 Lendutan Balok dengan Cara Perhitungan yang Disederhanakan …………………………….. K6 - 52 K6.6.5.3.1 Lendutan Seketika ………………………………………………………………………… K6 - 52 K6.6.5.3.2 Lendutan Jangka Panjang untuk Balok Tidak Retak pada Beban Tetap …………… K6 - 53 K6.6.5.3.3 Metoda Pengali untuk Lendutan Jangka Panjang dari Balok Retak pada Beban Tetap ………………………………………………………………………………………… K6 - 53 K6.6.5.4 Anggapan untuk memenuhi perbandingan antara bentang dengan tinggi untuk balok beton bertulang ……………………………………………………………………………………….……… K6 - 54 K6.6.6 PENGENDALIAN RETAK PADA BALOK ………………………………………………………….………… K6 - 55 K6.6.6.1 Pengendalian Retak pada Balok Beton Bertulang yang Terlentur ……………………………….. K6 - 55 K6.6.6.2 Pengendalian Retak untuk Balok Prategang yang Terlentur ……………………………………… K6 - 55 K6.6.6.2.1 Balok Monolitik ………………………………………………………………………………K6 - 55

K6 - ix

K6.6.6.2.2 Unsur Segmental pada Hubungan Tidak Tertahan ……………………………………. K6 - 56 K6.6.6.3 Pengendalian Retak pada Muka Sisi dari Balok …………………………………………………… K6 - 56 K6.6.6.4 Pengendalian Retak pada Bukaan dan Diskontinuitas ……………………………………………. K6 - 56 K6.7

PERENCANAAN PELAT LANTAI UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN ………………………… K6 - 57 K6.7.1 KEKUATAN PELAT LANTAI TERLENTUR ……………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.1 Umum …………………………………………………………………………………….…………… K6 - 57 K6.7.1.2 Tebal Minimum Pelat Lantai ………………………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.3 Tulangan Minimum …………………………………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.4 Penyebaran Tulangan untuk Pelat Lantai ………………………………………………………… K6 - 57 K6.7.1.5 Pengaku Bagian Tepi ………………………………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2 KEKUATAN PELAT LANTAI TERHADAP GESER …………………………………………………….. K6 - 58 K6.7.2.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.2 Penerapan …………………………………………………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.3 Kekuatan Geser Ultimate Dimana M, adalah Nol ………………………………………………… K6 - 58 K6.7.2.4 Kekuatan Geser Ultimate Dimana M, Tidak Sama Dengan Nol ………………………………… K6 - 59 K6.7.2.5 Was Minimum dari Sengkang Tertutup ……………………………………………………………. K6 - 60 K6.7.2.6 Detail Tulangan Geser ………………………………………………………………………………. K6 - 60 K6.7.3 LENDUTAN PELAT LANTAI ……………………………………………………………………………… K6 - 60 K6.7.3.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 60 K6.7.3.2 Lendutan Pelat Lantai dengan Perhitungan Lebih Teliti ………………………………………… K6 - 60 K6.7.3.3 Lendutan Pelat Lantai dengan Cara Perhitungan yang Disederhanakan ……………………… K6 - 61 K6.7.4 PENGENDALIAN RETAK PADA PELAT LANTAI ……………………………………………………… K6 - 61 K6.7.4.1 Pengendalian Retakan Pelat Bertulang yang Terlentur …………………………………………. K6 - 61 K6.7.4.2 Pengendalian Retakan Pelat Beton Prategang yang Terlentur ………………………………… K6 - 61 K6.7.4.3 Pengendalian Retakan Akibat Pengaruh Susut dan Suhu ……………………………………… K6 - 61 K6.7.4.4 Penulangan untuk Pelat Lantai yang Terkekang ………………………………………………… K6 - 61 K6.7.4.5 Pengendalian Retakan Disekitar yang Terkekang ……………………………………………… K6 - 62 K6.7.4.6 Pengendalian Retakan pada Bukaan dan Pelat Tidak Menerus ………….…………………… K6 - 62 K6.7.5 GESER MEMANJANG PADA PELAT …………………………………………………………………… K6 - 62

K6.8

PERENCANAAN KOLOM DAN BAGIAN KOMPONEN TERTARIK UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN ……………………………………………………………………………………………………K6 - 63 K6.8.1 UMUM ……………………………………………………………………………………………………….. K6 - 63 K6.8.1.1 Metoda Perencanaan ………………………………………………………………………………… K6 - 63 K6.8.1.2 Momen Lentur Minimum …………………………………………………………………………….. K6 - 63 K6.8.1.3 Definisi-definisi ………………………………………………………………………………….……. K6 - 63 K6.8.2 PROSEDUR PERENCANAAN …………………………………………………………………………… K6 - 64 K6.8.2.1 Prosedur Perencanaan dengan Menggunakan Analisa Elastis Linier ……………………..…… K6 - 64 K6.8.2.2 Prosedur Perencanaan, Momen Lentur Sekunder Tergabung …………………………….…… K6 - 64 K6.8.2.3 Prosedur Perencanaan dengan Menggunakan Analisa yang Teliti ……………………….……. K6 - 64 K6.8.3 PERENCANAAN KOLOM PENDEK …………………………………………………………………….. K6 - 64 K6.8.3.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 64 K6.8.3.2 Kolom Pendek Dengan Gaya Aksial Kecil ………………………………………………….…….. K6 - 65 K6.8.4 PERENCANAAN KOLOM RAMPING …………………………………………………………….……… K6 - 65 K6.8.5 KELANGSINGAN …………………………………………………………………………………………… K6 - 65 K6.8.5.1 Umum …………………………………………………………………………………………….…… K6 - 65 K6.8.5.2 Radius Girasi …………………………………………………………………………………….…… K6 - 65 K6.8.6 KEKUATAN KOLOM DALAM KOMBINASI LENTUR DAN TEKAN ………………..………………… K6 - 66 K6.8.6.1 Dasar Perhitungan Kekuatan ……………………………………………………………………..… K6 - 66 K6.8.6.2 Balok Tegangan Segi Empat …………………………………………………………………..…… K6 - 67 K6.8.6.3 Perhitungan N…………………………………………………………………………………………. K6 - 67 K6.8.6.4 Perencanaan Berdasarkan Pada Masing-masing Momen Lentur Yang Bekerja Secara Terpisah ……………………………………………………………………………………………… K6 - 67 K6.8.6.5 Perencanaan Untuk Lentur Biaksial Dan Tekan ………………………………………………… K6 - 68 K6.8.7 PERSYARATAN TULANGAN UNTUK KOLOM ……………………………………………………… K6 - 68 K6.8.7.1 Pembatasan Pada Baja Tulangan Memanjang …………………………………………………… K6 - 68 K6.8.7.2 Tulangan Terkelompok ……………………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.7.3 Pengekangan Tulangan Memanjang ……………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.7.4 Penyambungan Tulangan Memanjang …………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8 PERENCANAAN BATANG TARIK ……………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8.1 Umum ………………………………………………………………………………………………… K6 - 69 K6.8.8.2 Prinsip-prinsip Dasar ………………………………………………………………………………… K6 - 69

K6 - x

K6.9

PERENCANAAN DINDING …………………………………………………………………………………… K6 - 70 PENGGUNAAN ……………………………………………………………………………………………. K6 - 70 PROSEDUR PERENCANAAN …………………………………………………………………………… K6 - 70 PENGIKAT DINDING ……………………………………………………………………………………… K6 - 70 METODA PERENCANAAN DISEDERHANAKAN UNTUK DINDING TERIKAT YANG MENERIMA HANYA GAYA VERTIKAL ………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.1 Eksentrisitas Beban Vertikal ………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.2 Perbandingan Tinggi Efektip Maksimum Dengan Ketebalan …………………………………… K6 - 70 K6.9.4.3 Tinggi Efektip ………………………………………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.4.4 Kekuatan Aksial Rencana dari Dinding …………………………………………………………… K6 - 70 K6.9.5 PERENCANAAN DINDING UNTUK GAYA HORISONTAL BIDANG ………………………………… K6 - 71 K6.9.5.1 Lentur Bidang ………………………………………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.2 Penampang Kritis untuk Geser ……………………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.3 Kekuatan dalam Geser ……………………………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.4 Kekuatan Geser tanpa Tulangan Geser …………………………………………………………… K6 - 71 K6.9.5.5 Kontribusi Tegangan Geser oleh Tulangan Geser ………………………………………………. K6 - 71 K6.9.6 PERSYARATAN TULANGAN UNTUK DINDING ……………………………………………………… K6.- 72 K6.9.1 K6.9.2 K6.9.3 K6.9.4

K6.10

PERENCANAAN BAGIAN YANG TIDAK TERLENTUR, ZONA UJUNG, DAN PERMUKAAN PERLETAKAN …………………………………………………………………………………………..……… K6 - 73 K6.10.1 PERENCANAAN BAGIAN YANG TIDAK TERLENTUR ……………………………………..………… K6 - 73 K6.10.1.1 Umum ………………………………………………………………………………………..………… K6 - 73 K6.10.1.1.1 Penerapan ……………………………………………………………………….…………. K6 - 73 K6.10.1.1.2 Dasar Perencanaan ……………………………………………………………..………… K6 - 73 K6.10.1.1.3 Jarak Penulangan ………………………………………………………………..………… K6 - 73 K6.10.1.2 Perencanaan Berdasarkan Aksi Tarik dan Tekan ………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.1 Idealisasi Struktural …………………………………………………………………………K6 - 74 K6.10.1.2.2 Batang Tekan Beton ……………………………………………………………..…………K6 - 74 K6.10.1.2.3 Bagian Simpul ……………………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.4 Batang Tarik ………………………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.5 Tulangan Tambahan ……………………………………………………………………… K6 - 74 K6.10.1.2.6 Syarat-syarat Tambahan untuk Korbel …………………………………………….…… K6 - 75 K6.10.1.2.7 Syarat-syarat Tambahan untuk Rib Beton Menerus …………………………………… K6 - 75 K6.10.1.2.8 Syarat-syarat Tambahan untuk Hubungan Bertangga ………………………………… K6 - 75 K6.10.1.3 Perencanaan Berdasarkan Analisa Tegangan …………………………………………………… K6 - 75 K6.10.1.4 Cara Perencanaan Empiris …………………………………………………………………….…… K6 - 75 K6.10.2 DAERAH PENGAngkerAN UNTUK Angker PRATEGANG …………………………………….……… K6 - 76 K6.10.2.1 Penerapan ……………………………………………………………………………………..……… K6 - 76 K6.10.2.2 Umum ……………………………………………………………………………………….….……… K6 - 76 K6.10.2.3 Pembebanan Yang Harus Diperhitungkan ………………………………………………………… K6 - 77 K6.10.2.4 Perhitungkan Gaya Tarik Sepanjang Garis Kerja Gaya Angker ………………………………… K6 - 77 K6.10.2.5 Perhitungan Gaya Tarik Yang Tumbul Dekat Muka Yang Dibebani …………………….……… K6 - 78 K6.10.2.6 Jumlah dan Distribusi Tulangan ……………………………………………………………….…… K6 - 78 K6.10.2.7 Daerah Pengangkeran Pada Komponen Pra-penegangan ……………………………………… K6 - 78 K6.10.2.8 Detail Penulangan Khusus Pada Daerah Pengangkeran ………………………………….……. K6 - 78 K6.10.3 PERMUKAAN PERLETAKAN ………………………………………………………………………..…… K6 - 78

K6.11 PENYALURAN TEGANGAN DAN PENYAMBUNGAN TULANGAN DAN TENDON …………….…… K6 - 79 K6.1 1.1 PENYALURAN TEGANGAN DALAM TULANGAN ………………………………………………..…… K6 - 79 K6.11.1.1 Umum …………………………………………………………………………………………..……… K6 - 79 K6.11.1.2 Panjang Penyaluran untuk Tulangan Tarik ………………………………………………..……… K6 - 79 K6.11.1.2.1 Panjang Penyaluran untuk Menyalurkan Kuat Leleh …………………………...……… K6 - 79 K6.11.1.2.2 Anggapan yang Memenuhi Panjang Penyaluran ……………………………….……… K6 - 81 K6.11.1.2.3 Panjang Penyaluran untuk Menyalurkan Kurang dari Kuat Leleh ………..……...…… K6 - 82 K6.11.1.2.4 Panjang Penyaluran Disekitar Dengkokan ………………………………..………..…… K6 - 82 K6.11.1.2.5 Panjang Penyaluran Tulangan dengan Kaitan Standar …………………………..…… K6 - 82 K6.11.1.2.6 Kaitan Standar ……………………………………………………………………………… K6 - 82 K6.11.1.2.7 Diameter Dalam dari Bengkokan atau Kaitan …………………………………..……… K6 - 82 K6.11.1.3 Panjang Penyaluran untuk Tulangan yang Tertekan ……………………………………..……… K6 - 83 K6.11.1.4 Panjang Penyaluran untuk Tulangan Terkelompok ……………………………………………… K6 - 83 K6.11.1.5 Panjang Penyaluran dari Tulangan yang Dianyam Akibat Tarik ………………………………… K6 - 84 K6.11.1.6 Penyaluran Kekuatan pada Tulangan Akibat Pengangkeran …………………………………… K6 - 84 K6.11.2 PENYAMBUNGAN TULANGAN ………………………………………………..………………………… K6 - 84 K6.11.2.1 Umum ………………………………………………………………………………………..………… K6 - 84

K6 - xi

K6.11.2.2 Sambungan Mekanis atau Las ……………………………………………………………………… K6 - 85 K6.11.2.2.1 Umum …………………………………………………………………………………….…. K6 - 85 K6.11.2.2.2 Tegangan-tegangan Ijin dalam Las ……………………………………………………… K6 - 85 K6.11.2.3 Sambungan Tumpang untuk Tulangan Tarik …………………………………………………….. K6 - 85 K6.11.2.4 Sambungan Tumpang untuk Anyaman Tulangan yang Tertarik …………………………….…. K6 - 85 K6.11.2.5 Sambungan Tumpang untuk Tulangan yang Tertekan ……………………………………….…. K6 - 86 K6.11.2.6 Sambungan Tumpang untuk Tulangan Terkelompok ……………………………………….…… K6 - 86 K6.11.3 PENYALURAN TEGANGAN DALAM TENDON …………………………………………………….….. K6 - 86 K6.11.3.1 Umum ……………………………………………………………………………………………….… K6 - 86 K6.11.3.2 Panjang Penyaluran untuk Tendon Pra-penegangan ………………………………………….… K6 - 86 K6.11.3.3 Penyaluran Tegangan pada Tendon Pasca-penegangan dengan Pengangkeran ………….…K6 - 86 K6.11.4 PENGKOPELAN TENDON ……………………………………………………………………………….. K6 - 86 K6.12 SAMBUNGAN, BENDA YANG TERTANAM, PERLENGKAPAN DAN PENYAMBUNG ……………. K6 - 87 K6.12.1 PERENCANAAN SAMBUNGAN ……………………………………………………………………..…… K6 - 87 K6.12.1.1 Sambungan Konstruksi ……………………………………………………………………….…….. K6 - 87 K6.12.1.2 Sambungan Gerakan ………………………………………………………………………...……… K6 - 87 K6.12.2 BENDA YANG TERTANAM DAN LOBANG DALAM BETON ……………………………..………….. K6 - 87 K6.12.2.1 Umum …………………………………………………………………………………………………. K6 - 87 K6.12.2.2 Syarat-syarat Bahan …………………………………………………………………………….…… K6 - 87 K6.12.2.3 Pipa yang Mengalirkan Cairan, Gas atau Asap …………………………………………………… K6 - 87 K6.12.2.4 Jarak dan Selimut Seton ………………………………………………………………………..…… K6 - 87 K6.12.3 PERSYARATAN UNTUK PERLENGKAPAN …………………………………………………………… K6 - 88 K6.12.4 SAMBUNGAN …………………………………………………………………………………………….… K6 - 88 K6.13 BAGIAN KOMPONEN BETON TIDAK BERTULANG …………………………………………………..… K6 - 89 K6.13.1 PENGGUNAAN ………………………………………………………………………………………….…. K6 - 89 K6.13.2 PERENCANAAN …………………………………………………………………………………………… K6 - 89 K6.13.2.1 Prinsip-prinsip Dasar dari Perencanaan Kekuatan …………………………………………..…… K6 - 89 K6.13.2.2 Sifat-sifat Penampang ………………………………………………………………………………. K6 - 89 K6.13.3 KEKUATAN DALAM LENTUR ……………………………………………………………………..………K6 - 89 K6.13.4 KEKUATAN DALAM GESER ……………………………………………………………………………… K6 - 89 K6.13.5 KEKUATAN TERHADAP TEKAN AKSIAL …………………………………………………………………. K6 - 89 K6.13.6 KEKUATAN DALAM KOMBINASI LENTUR DENGAN TEKAN ……………………………………..……K6 - 89 REFERENCES ………………………………………………………………………………………………………………… K6 – 90

K6 - xii

LIST OF TABLES DAFTAR TABEL Table K6.1 Minimum Bar Lengths for Standard Hooks ………………………………………………………………….. K6 - 83

K6 - xiii

SECTION K6 STRUCTURAL CONCRETE DESIGN

BAGIAN 6 PERENCANAAN BETON STRUKTURAL

K6.1

INTRODUCTION

K6.1

PENDAHULUAN

K6.1.1

SCOPE

K6.1.1

RUANG LINGKUP

This Section sets out the minimum requirements for the design of safe, serviceable and durable concrete bridges and associated structures. There may be other requirements, not covered by this Section, which also have to be considered.

Bagian ini mencakup syarat-syarat minimum untuk perencanaan jembatan beton dan struktur yang berhubungan dengan jembatan beton yang aman, mampu berfungsi dan awet. Syarat-syarat lain yang juga harus dipertimbangkan mungkin tidak tercakup dalam bagian ini.

K6.1.2

K6.1.2

APPLICATION

PENGGUNAAN

A lower concrete strength limit of 20 MPa has been imposed because strength grades less than this are not considered suitable for concrete bridges.

Batas kekuatan beton yang lebih rendah dari 20 MPa sudah dikesampingkan karena dipertimbangkan tidak cocok untuk jembatan beton.

An upper concrete strength limit of 50 Mpa has been adopted because much of the research on which this Section is based involved concrete strengths at or below this value. This Section may be applied to higher strength concretes provided that the appropriates physical properties are used in design.

Batas kekuatan beton sampai 50 MPa diambil karena sebagian besar penelitian yang mendasari bagian ini melibatkan beton dengan kekuatan 50 MPa atau lebih kecil. Bagian ini dapat digunakan untuk beton yang berkekuatan Iebih tinggi selama sifat-sifat fisik beton yang digunakan untuk perencanaan memenuhi syarat.

Concrete with a saturated surface-dry density less than 2,100 kg/ma is considered to be lightweight concrete. The provisions of this Section do not fully cover the requirements for the use of this material in concrete bridges.

Beton dengan berat isi jenuh kering permukaan yang kurang dari 2100 kg/cm3 dikategorikan sebagai beton ringan. Kelengkapan dari bagian ini tidak mencakup secara lengkap syarat-syarat untuk penggunaan material in pada jembatan beton.

The provisions of this Section may be used for the design of structures with unbonded tendons provided the designer recognises the inherent differences between the behaviour of these structures and those with bonded tendons under both serviceability and ultimate limit states.

Kelengkapan dari bagian in dapat digunakan untuk perencanaan struktur dengan kabel yang tidak terikat, selama perencana mengerti perbedaan yang nyata antara sifat struktur in dan struktur dengan kabel yang terikat pada keadaan tingkat kelayanan dan batas ultimate.

In the preparation of this Section a certain level of knowledge and competence of the users has to be assumed. As specified in Section 1, the Design Engineer should be a professionally qualified civil or structural engineer experienced in the design of concrete bridges, or equally qualified but less experienced persons working under their guidance. It is therefore intended that the Section be applied and interpreted by such persons.

Dalam persiapan bagian ini, tingkat tertentu dari pengetahuan dan kemampuan pemakai harus dianggap. Seperti yang dispesifikasikan pada Bagian 1, Perencana harus seorang Ahli Teknik Sipil atau Struktur yang memenuhi syarat secara profesional dan berpengalaman atau Ahli Teknik dengan persyaratan yang sama tapi kurang pengalaman yang bekeria dibawah arahan Ahli yang berpengalaman. Karena itu dimaksudkan bahwa bagian ini digunakan dan diinterpretasikan oleh tenaga-tenaga seperti diatas.

K6.1.3

K6.1.3

ORGANISATION OF SECTION

No commentary.

PENGATURAN BAGIAN

Tidak perlu penielasan.

K6 - 1

K6.1.4

CONCRETE COMPRESSIVE STRENGTH

K6.1.4

KUAT TEKAN BETON

Although job-control of concrete strength in Indonesia is usually carried out using concrete cubes, most of the specifications used refer to cylinder strength.

Meskipun pengawasan pekerjaan dari kekuatan beton di Indonesia umumnya dilakukan dengan memakai benda uji kubus, sebagian besar spesifikasi yang digunakan berdasarkan kekuatan beton dengan benda uji silinder.

Characteristic concrete strength specified in the Code are based on cylinder strength in order to maintain a correspondence to results of research carried out in Indonesia and other countries.

Kekuatan beton karakteristik yang dispesifikasikan dalam peraturan didasarkan pada kekuatan beton dengan benda uji silinder dalam usaha untuk mempertahankan keselarasan terhadap hasil-hasil penelitian yang dilakukan di Indonesia dan negara lainnya.

K6.1.5

K6.1.5

K6.1.5.1

INFORMATION TO BE SHOWN ON DRAWINGS Design Data

K6.1.5.1

KETERANGAN YANG HARUS DICANTUMKAN DALAM GAMBAR Data Perencanaan

The information listed in this clause is required to comply with the quality assurance provisions of Section 1 of the Code.

Informasi yang termasuk kedalam sub-bagian ini dibutuhkan untuk kelengkapan jaminan mutu dari Bagian 1 Peraturan ini.

K6.1.5.2

K6.1.5.2

Design Details

Detail Perencanaan

No commentary.


K6.1.6

K6.1.6

K6.1.6.1

GLOSSARY General

K6.1.6.1

ISTILAH Umum

No commentary.


K6.1.6.2

K6.1.6.2

Definitions

Definisi-definisi

Characteristic strength: The concept o f characteristic strength removes some of the confusion regarding terms such as "minimum" strength, design strength, and target strength. The characteristic strength, as defined, is consistent with the "5 percent defective" probability.

Kekuatan karakteristik : Konsep kekuatan karakteristik menghilangkan beberapa keraguan yang berhubungan dengan istilah-istilah seperti kekuatan minimum, kekuatan rencana, dan kekuatan yang hendak dicapai. Seperti yang dibatasi, kekuatan karakteristik konsisten dengan kemungkinan 5% kegagalan.

Effective depth: For a cross-section with multiple layers of reinforcement, or a mixture of reinforcement and tendons, all the steel may not be at yield at the ultimate strength conditions. In such cases the resultant tensile force will not be at the centroid of the tensile steel area.

Tinggi efektif: Untuk penampang melintang dengan tulangan berlapis ganda, atau gabungan tulang dan kabel, tidak semua baja dapat mencapai leleh pada kondisi kekuatan ultimate. Untuk kondisi ini gaya tarik resultan tidak akan berada pada pusat bidang bagian tarik.

Where all the tensile reinforcements is effectively at its yield stress under ultimate strength conditions, the usual case for normal reinforced concrete beams, the resultant tensile force acts at the centroid of the tensile steel area.

Bila mana semua tulangan tarik secara efektif berada dalam keadaan Ieleh saat kondisi kekuatan ultimate, kejadian yang umum pada balok bertulang, gaya tarik resultan bekerja pada pusat bidang baja tarik.

K6 - 2

Lightweight concrete: For the purpose of this subsection, the term "lightweight concrete" applies only to structural concrete made with lightweight coarse aggregate and normal-weight fine aggregate. Cellular concrete, no-fines concrete and concrete in which the aggregates are entirely lightweight are excluded from this definition.

Beton ringan : Untuk sub-bagian ini, istilah beton ringan hanya berlaku untuk beton struktur yang dibuat dengan agregat kasar ringan dan agregat halus normal. Beton berongga, beton tanpa agregat halus dan beton dimana semua agregat ringan digunakan tidak termasuk kedalam definisi ini.

K6.1.7

K6.1.7

SYMBOLS

SYMBOL

The notation adopted in this Section follows "whenever and as far as practicable" recommendations of the International Organisation for Standardisation (ISO).

Bilamana dan selama memungkinkan, notasi yang digunakan mengikuti rekomendasi dari International Organisation Standardisation (ISO).

The notation is based on ISO Standard 3898 (1987), which sets out rules for constructing a coherent and consistent set of symbols applicable to the design of structures. That Standard specifies only the general terms, so the particular terms relevant to concrete structures have been derived and included in this Section.

Notasi didasarkan pada ISO standard 3898 (1987) dimana mencakup aturan-aturan untuk membangun suatu kumpulan yang konsisten dan baku dari simbolsimbol yang digunakan untuk perencanaan struktur. Standar itu hanya mengspesifikasikan istilah umum, karena itu istilah khusus yang berhubungan dengan struktur beton sudah diciptakan dan dimasukkan kedalam bagian ini.

K6 - 3

K6.2

DESIGN REQUIREMENTS

K6.2

SYARAT-SYARAT PERENCANAAN

The design requirements apply to the complete structure and its component members. During construction there may be critical periods for the partially built structure when unusual load paths are called into play. The Design Engineer should consider such conditions.

Syarat-syarat perencanaan ini berlaku untuk struktur yang lengkap dan elemen-elemen komponennya. Selarna pelaksanaan mungkin ada saat kritis pada stn*tur yang dibangun secara terpisah dimana I*w beban yang tidak normal terjadi. Perencana seharusnya mempertimbangkan kondisi yang demiian.

K6.2.1

K6.2.1

DESIGN FOR STRENGTH

PERENCANAAN UNTUK KEKUATAN

The design strength of a member may be computed using either traditional Working Stress Design methods or Limit State Design Methods.

Kekuatan rencana dari suatu elemen dapat dihitung dengan menggtmakan metode rencana tegangan kerja yang traditionl atau metode rencana keadaan batas.

This section strongly favours the use of the Limit State Design methods, as explained in Article 6.1.3. In this method the design ultimate strength is the strength calculated in accordance with the relevant clauses,

Bagian ini secara tegas memilih penggunaan metode rencana keadaan batas seperti yang diterangkan pada artikel 6.1.3. Pada metode ini kekuatan ultimate rencana adalah kekuatan yang dihitung sesuai dengan sub-sub bagian yang tersangkut dikalikan dengan faktor

R

multiplied by the Strength Reduction Factor, K c , which is always less than one.

R

pengurang kekuatan, K c , yang mana selalu kecil dari satu.

The rules for calculating the ultimate strength of a member are based on predetermined limiting states of stress, strain, cracking or crushing, as appropriate, and conform to research data for each type of structural action. R

Aturan untuk menghitung kekuatan ultimate dari suatu elemen didasarkan pada keadaan batas tegangan, regangan. retak atau hancur yang ditetapkan terlebih dahulu, sebagai dapat diterima, dan sesuai dengan data penelitian untuk masingmasing tipe dari aksi struktur. R

The strength reduction factor K c takes the following

Faktor pengurangan kekuatan K c mempertimbangkan

into account:

hal-hal berikut

i.

variation in material strength, material properties, position of reinforcing or prestressing steel, size of members and homogeneity.

i.

variasi pada kekuatan material, sifat-sifat material, posisi tulangan atau kabel prategang, ukuran elemen struktur dan keseragaman.

ii.

differences between the ultimate strength obtained from tests and the ultimate strength of the member in the structure.

ii.

perbedaan-perbedaan antara kekuatan ultimate yang diperoleh dari pengujian dan kekuatan ultimate dari elemen pada struktur.

iii.

inaccuracies in the design equations related to member design and an incomplete understanding of internal actions;

iii.

ketidak tepatan pada rumus perencanaan yang berhubungan dengan perencanaan elemen dan pengertian yang tidak mendalam tentang aksiaksi internal.

iv.

degree of ductility and required reliability of the member under the action effects being considered; and

iv.

tingkat kelenturan dan keandalan yang dibutuhkan dari elemen terhadap pengaruh aksi yang dipertimbangkan.

v.

importance of the member in the structure.

v.

tingkat kepentingan elemen dalam struktur.

R

R

For example, the K c factor used for columns is lower

Sebagai contoh, faktor K c yang digunakan pada kolom

than that for beams because a column has less ductility, is more sensitive to variations in concrete strength, and the consequences of failure are likely to be more serious.

lebih rendah dari yang digunakan untuk balok karena kolom kurang lentur, lebih peka terhadap variasi kekuatan beton, dan konsekuensi kegagalan cenderung lebih serius.

K6 - 4

The overall factor of safety is dependent on the Strength Reduction Factor and the Load Factor given in Section 2, and represents the source and magnitude of variability in the processes of design and construction.

R

In most instances K c

is assigned a single value

between and including 0.75 and 0.6. For certain cases of bending without axial forces and for all cases of R

bending combined with axial forces, the value of K c

Faktor keamanan secara keseluruhan tergantung pada faktor pengurangan kekuatan dan faktor beban yang diberikan pada Bagian 2, dan mewakili sumber dan jumlah dari tingkat variasi dalam proses perencanaan dan pelaksanaan. R

Dalam banyak hal K c

varies with the ductility of the section under consideration, fully ductile behaviour being assigned a value of 0.75 and non-ductile behaviour, a value of 0.6.

gaya

K6.2.2

K6.2.2

K6.2.2.1

DESIGN FOR SERVICEABILITY

normal,

besaran

R

Kc

bervariasi

terhadap

kelenturan elemen yang dipertimbangkan untuk sifat lentur yang sempurna ditetapkan nilai 0.75 dan tidak lentur nilai 0.6.

PERENCANAAN UNTUK DAYA LAYAN

General K6.2.2.1

The important serviceability criteria are usually excessive deflection and cracking. Other criteria should be examined where required.

K6.2.2.2

ditetapkan sebagai besaran

tunggal dan berkisar antara 0.75 dan 0.6. Untuk hal khusus pada momen lentur tanpa gaya normal dan untuk semua hal pada kombinasi momen lentur dan

Cracking

The control of cracking under service conditions is required for durability and long term performance. The detailed design requirements are set out in Article 6.6.6 for beams, and Article 6.7.4 for slabs.

To control cracking due to shrinkage and temperature effects, a minimum area of reinforcement in both directions on all faces of concrete members has been specified.

Umum

Kriteria daya layan yang penting biasanya adalah lendutan yang berlebihan dan retakan. Kriteria lainnya bila mana diperlukan seharusnya dipertimbangkan. K6.2.2.2

Retakan

Pengendalian retakan kondisi layan diperlukan untuk keawetan dan keadaan jangka panjang. Perencanaan secara seksama untuk balok diberikan pada Artikel 6.6.6 dan untuk pelat pada Artikel 6.7.4. Untuk pengendalian retakan karena susut dan pengaruh temperatur, luas minimum tulangan untuk kedua arah pada semua tampak dari elemen beton sudah ditetapkan.

Reinforcement placed near the surface of a member to carry other loads may be considered as fully effective in providing reinforcement for shrinkage and temperature.

Tulangan yang diletakan dekat kepermukaan dari sebuah elemen untuk memikul beban lainnya dapat dipertimbangkan efektif sempurna dalam memenuhi tulangan untuk susut dan temperatur.

K6.2.2.3

K6.2.2.3

Deflection Limits for Beams and Slabs

Pembatasan Lendutan untuk Balok dan Pelat

The total deflection is measured from the as-cast position but does not provide specific guidance on the treatment of camber which could be used to eliminate the effect of part or all of the total deflection, and possibly permit slender members, for longer spans. If camber is used to significantly reduce the stiffness of the member then care should be taken to check the incremental deflection, support rotations and the possibility of excessive vibration under transient loads.

Lendutan total diukur dari posisi saat dicetak tapi tidak memberi arahan khusus untuk memperlakukan antilendutan yang dapat digunakan untuk menghilangkan pengaruh sebagian atau keseluruhan dari lendutan, dan memungkinkan dapat mengizinkan elemen yang ramping, untuk bentang yang lebih panjang. Jika antilendutan digunakan untuk mengurangi secara berarti kekakuan elemen perhatian harus diambil untuk mengecek lendutan tambahan, rotasi perletakan dan kemungkinan getaran yang berlebihan pada beban sesaat.

Details of the methods of calculating deflections are set out in Article 6.6.5, for of Beams, and Article

Detail metode perhitungan lendutan untuk balok diberikan pada Artikel 6.6.5 dan untuk pelat pada 6.7.3. for Slabs.

K6 - 5

Artikel 6.7.3.

K6.2.2.4

Vibration

K6.2.2.4

Getaran

The design of structures subject to dynamic loads, so that the vibrations generated do not exceed acceptable levels, is a complex subject.

Perencanaan struktur yang ditujukan untuk beban dinamik, sehingga getaran yang ditimbulkan tidak melebihi tingkat yang diizinkan, adalah masalah yang rumit.

A detailed understanding of the magnitude and nature of the dynamic loads applied (harmonic, transient or random force), the acceptability criteria relevant to the type of structure under consideration and the nature of the loads are essential for obtaining a satisfactory solution.

Pengertian secara seksama dari besaran dan asal dari beban dinamik yang dipakai (harmonis, tiba-tiba atau gaya acak), kriteria tingkat penerimaan yang sesuai dengan tipe struktur yang dipertimbangkan dan asal beban sangat penting untuk mendapatkan penyelesaian yang memuaskan.

Some Serviceability Limit States are:

Beberapa keadaan batas tingkat layan adalah

i.

pedestrian traffic on road bridges and footbridges (Wheeler 1982);

i.

lalu lintas pejalan kaki pada jembatan jalan raya dan jembatan pejalan kaki (Wheeler 1982);

ii.

wind loads on structure (Irwin 1978); and

ii.

beban angin pada struktur (Irwin 1978); and

iii.

blasting (assuming a nearby quarry) (ACI 21574).

iii.

ledakan (anggapan dekat quarry) (ACI 215-74).

The Designer Engineer should be careful to use appropriate acceptability criteria in judging the adequacy of the design.

Perencana seharusnya hati-hati dalam menggunakan kriteria tingkat layan yang sesuai dalam memutuskan tingkat memadai dari perencanaan.

The Designer Engineer is unlikely to obtain solutions with similar confidence levels to static problems because of the difficulties of obtaining precise information on the dynamic loads and determining acceptability criteria.

Perencana mungkin menemui perbedaan dalam mendapatkan penyelesaian dengan derajat kepercayaan yang sama dengan masalah-masalah statis karena tingkat kesulitan dalam memperoleh informasi yang teliti pada beban dinamik dan menetapkan kriterie tingkat penerimaan.

K6.2.3

K6.2.3

DESIGN FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY BY LOAD TESTING OF A PROTOTYPE

PERENCANAAN UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN DENGAN PERCOBAAN PEMBEBANAN TERHADAP PROTOTIPE

The detailed requirements for load testing shall be determined for each particular case. Some guidance may be found in Section 9.

Syarat-syarat secara seksama untuk pengujian beban seharusnya ditetapkan untuk masing-masing keadaan yang ditinjau. Beberapa arahan dapat ditemukan pada Bagian 9.

K6.2.4

K6.2.4 PERENCANAAN UNTUK KETAHANAN

DESIGN FOR DURABILITY

Durability is an explicit design requirement as set out in Sub-section 6.3.

Tingkat keawetan adalah syarat-syarat perencanaan yang secara jelas dan lengkap diberikan pada Subbagian 6.3.

K6 - 6

K6.2.5

DESIGN MOTIONS

FOR

EARTHQUAKE

K6.2.5

PERENCANAAN UNTUI GERAKAN GEMPA

The earthquake forces on a structural are calculated in accordance with Section 2.

Gaya-gaya gempa pada suatu struktur dihitunf sesuai dengan Bagian 2.

K6.2.6

K6.2.6

OTHER DESIGN REQUIREMENTS

SYARAT-SYARAT LAINNYA

PERENCANAAN

The ultimate strength of a member or structure subject to repetitive loading may be less than that when subject to static loading because of the phenomenon of fatigue failure (ACI 215-74 and ACI SP-75).

Kekuatan ultimate dari suatu elemen atau struktui yang ditujukan untuk beban berulang dapat lebit kecil dari elemen atau struktur yang ditujukan untuk beban statis karena penomena kegagalan kelelahar (ACI 215-74 and Cl SP-75).

Fatigue is important only when a member or structure is subject to a large number of repetitive load cycles and/or is subject to extreme stress variations.

Kelelahan hanya penting bila suatu elemen atal struktur ditujukan untuk suatu jumlah yang besai dari perputaran beban berulang dan/atau untuk variasi tegangan yang menyolok.

Fatigue should be considered where structures are subject to repeated application of heavy loads.

Kelelahan seharusnya dipertimbangkan bila struktur ditujukan untuk penggunaan berulang beban berat.

Generally fatigue will not be a problem provided the provisions of this Code are satisfied.

Secara umum kelelahan tidak akan menjadi masalah selama kelengkapan dari aturan ini dipenuhi.

Progressive collapse means a continuous sequence of failures initiated by the local failure of one part of the structure.

Keruntuhan bertahap berarti kegagalan bertahap yang berlanjut dimulai dari kegagalan lokal suatu bagian struktur.

Progressive collapse may be prevented by providing either:

Keruntuhan melengkapi

i.

adequate structural strength and continuity of the structure and its parts; or

i.

kekuatan struktur dan kontinuitas struktur dan bagiannya yang cukup; atau

ii.

alternative load paths, whereby applied forces can be transmitted safely through the structure.

ii.

lajur beban alternatif, dimana beban yang diberikan dapat disalurkan secara aman keseluruh struktur.

bertahap

dapat

dihindari

dengan

Structural continuity may rely upon, among other things, moment, shear, or tensile connections, depending on the kind of structural system used . The Design Engineer should note the importance of this consideration in precast or combinations of precast and in-situ construction.

Kontinuitas struktur dapat menghandalkan antara lain hubungan momen, geser, atau tarik tergantung pada jenis sistem struktur yang digunakan. Perencana seharusnya memperhatikan kepentingan pertimbangan ini dalam pelaksanaan pracetak atau gabungan pracetak dan in-situ.

During lifting of a beam, collapse or damage may occur due to rotation of the beam about a longitudinal axis through the lifting points. The rotation may be caused by bowing of the beam, inaccuracies in construction of the beam and/or placement of lifting points.

Selama pengangkatan sebuah balok, runtuh atau rusak dapat terjadi karena rotasi balok pada sumbu memanjang melalui titik-titik angkat. Rotasi dapat disebabkan oleh gerakan turun naik dari balok, ketidaktepatan dalam pelaksanaan balok dan/atau penempatan titik-titik angkat.

K6 - 7

K6.3

DESIGN FOR DURABILITY

K6.3

PERENCANAAN UNTUK KETAHANAN

In this Sub-section the requirements for durability design have been collected together, instead of being scattered as detailing requirement throughout the"Code.

Pada sub-bagian ini syarat-syarat untuk perencanaan keawetan sudah dikumpulkan, daripada tersebat sebagai syarat yang mendetail pada setiap artikel Peraturan ini.

The importance of designing for durability is highlighted in Beresford et al (1979).

Pentingnya perencanaan untuk keawetan ditekankan dalam Beresford et al (1979).

In Article 6.1.1. durability of a structure is indirectly defined as the ability to withstand the expected wear and deterioration throughout its intended life without the need for undue maintenance. The expected wear and deterioration may include the influences of weathering, chemical attack and abrasion. It is a complex matter large number of interrelated factors (Potter et al 1981), such as:

Dalam Artikel 6.1.1 keawetan dari suatu struktur secara tak langsung dibatasi sebagai kemampuan untuk menahan keausan dan kerusakan yang dapat terjadi selama umur yang diinginkan tanpa membutuhkan pemeliharaan yang tak perlu. Keausan dan kerusakan yang diharapkan dapat meliputi pengaruh dari cuaca, serangan kimia dan pengerusan. Ini merupakan kumpulan masalah yang rumit dari faktor yang saling berkaitan, seperti

i.

attention to design details, including reinforcement layout, appropriate cover and provision for shedding of water from exposed surfaces;

i.

perhatian terhadap detail perencanaan, meliputi penempatan penulangan, selimut beton yang cukup dan kelengkapan untuk mengalirkan air dari permukaan yang ditampakkan;

ii.

good mix design; and

ii.

perencanaan campuran beton yang balk; dan

iii.

correct construction practices, including adequate fixing of reinforcement and the placing, compacting and curing of the concrete.

iii.

mempraktekkan pelaksanaan yang tepat meliputi pemasangan tulangan dan penempatan, pemadatan dan perawatan beton.

all of which are important.

semua faktor diatas adalah penting.

This Code specifies requirements for only some of these areas.

Peraturan ini mengspesifikasikan syarat-syarat hanya untuk beberapa bidang diatas.

K6.3.1

K6.3.1

APPLICATION

PENGGUNAAN BAGIAN TATA CARA

The fact that these requirements are minimum requirements is emphasised in the concluding note. Provisions are formulated for only a limited range of environments, considering a limited number of types of attack, eg corrosion of reinforcement and abrasion.

Kenyataan bahwa syarat-syarat ini adalah syaratsyarat minimum ditekankan dalam catatan kesimpulan ini. Kelengkapan dirumuskan hanya untuk suatu ruang yang terbatas dari lingkungan, mempertimbangkan suatu jumlah yang terbatas dari tipe serangan, seperti korosi dari tulangan dan pengikisan.

Reactions between the alkalis in cement and reactive silica or other alkali-reactive constituents in aggregates are also possible causes of deterioration. They are collectively known as alkali aggregate reaction (ARR). In the presence of moisture the reaction products swell and occupy a greater volume than the initial constituents. This leads to cracking and deterioration of the concrete. Usually the reaction is slow, but the consequences may involve the demolition of the structure. Three conditions must be fulfilled for AAR to occur, the presence of reactive aggregates; a sufficient supply of alkalies;

Reaksi antara alkali dalam semen dan silika yang reaktif atau pembentuk agregat Iainnya yang reaktif terhadap alkali juga sebab-sebab yang memungkinkan terjadi kerusakan. Secara umum dikenal sebagai reaksi agregat-alkali. Dengan adanya cairan reaksi menghasilkan pengembangan dan menempati volume yang lebih besar dari pembentuk awal. Ini menuntun kepada keretakan dan kerusakan beton. Umumnya reaksi ini berlangsung lama, tetapi resikonya dapat melibatkan keruntuhan struktur. Tiga syarat harus dipenuhi untuk terjadinya reaksi agregat-alkali, tersedianya

K6 - 8

and the presence of adequate moisture.

agregat yang reaktif; penyaluran alkali yang cukup dan tersedianya cairan yang cukup.

The problem can be avoided by not using reactive aggregates, limiting the available alkalies or keeping the member dry. While the occurrence of AAR in Indonesia has not been reported as a problem, the Design Engineer should be aware of the potential consequences. It was, however, believed that nothing particular in this regard need be specified in the Code. For further information see Guirguis (1980).

Masalah ini dapat dihindarkan dengan tidak menggunakan agregat yang reaktif, membatasi alkali yang tersedia, atau mempertahankan elemen tetap kering. Meskipun kejadian reaksi agregat-alkali belum dilaporkan sebagai masalah, perencana seharusnya menyadari akibat yang cenderung terjadi. Akan tetapi diyakini bahwa tidak ada hal khusus mengenai masalah ini yang perlu dispesifikasikan dalam Peraturan ini. Informasi lebih lanjut lihat Guirguis (1980).

The current state of knowledge of durability design is not sufficiently advanced for design life to be used as an input parameter within the code. Therefore, the requirements have been formulated for bridges with a "normal" design life of 50 years in mind. For "temporary" structures less-rigorous requirements may be in order.

Perkembangan terkakhir ilmu pengetahuan tentang perencanaan tingkat keawetan belum cukup maju untuk penggunaan umur rencana sebagai parameter masukan dalam peraturan ini. Karena itu syaratsyarat dirumuskan untuk jembatan dengan suatu umur rencana normal 50 tahun. Untuk struktur sementara syarat-syarat yang lebih longgar dapat digunakan.

K6.3.2

K6.3.2

K6.3.2.1

DESIGN REQUIREMENTS General

K6.3.2.1

SYARAT-SYARAT PERENCANAAN Umum

The Article sets out the procedure for design for durability, ie determination of the exposure classification followed by consideration of concrete quality, chemical content and cover.

Artikel ini mencakup prosedur perencanaan keawetan, seperti penetapan klasifikasi ketampakan diikuti dengan pertimbangan mutu beton, kadar kimia dan selimut.

The Code recognizes corrosion of reinforcement to be the most common and obvious form of durability failure. This can manifest itself as any one, or combination of, surface staining, cracking along reinforcement close to a surface and spalling of a surface.

Peraturan ini mengakui korosi tulangan merupakan bentuk yang umum dan nyata dari kegagalan keawetan. Hal ini dapat terlihat pada salah satu atau gabungan dari pengotoran permukaan, keretakan sepanjang tulangan yang dekat kepermukaan dan kehancuran permukaan.

The following simplified explanation of the corrosion process will assist the Design Engineer in understanding the basis of measures provided in the Code to prevent this type of failure.

Keterangan tentang proses korosi yang disederhanakan sebagai berikut akan membantu perencana memahami dasar pengukuran yang dimuat dalam Peraturan untuk menghindari kegagalan tipe ini.

For simplicity, the process of corrosion can be divided into two phases; initiation and propagation. Generally the reinforcement is protected against corrosion by the alkalinity of the concrete surrounding it. The initiation phase is considered to be the period over which this alkalinity is reduced to the level where active corrosion can commence. The propagation phase is considered to be the period from commencement of corrosion to the stage where corrosion products cause a failure in the surrounding concrete.

Untuk penyederhanaan, proses korosi dapat dibagi dalam dua tahap; tahap awal dan tahap lanjut. Umumnya tulangan dilindungi terhadap korosi oleh alkaliniti beton yang menyelimutinya. Tahap awal dipertimbangkan sebagai masa dimana tingkat alkaliniti ini berkurang sampai tingkat dimana korosi aktif dapat mulai terjadi. Tahap lanjut dipertimbangkan sebagai masa dari awal korosi hingga keadaan dimana hasilhasil korosi menyebabkan suatu kegagalan pada beton sekelilingnya.

In the initiation phase, the protection afforded by the alkalinity of the concrete can be reduced by two processes-carbonation (neutralization of the high Ph by infiltration of atmospheric carbon-dioxide: a slow, continuous process) and ionization (an increase in the concentration of reactive ions such as chlorides:

Pada tahap awal, perlindungan yang diberikan oleh alkaliniti beton dapat berkurang oleh dua proses; karbonasi (penetralan pH yang tinggi oleh masuknya karbon dioksida dari atmosfir; suatu proses yang lambat dan berlanjut) dan peng-ionan (peningkatan

K6 - 9

a relatively rapid, random process).

konsentrasi ion yang reaktif seperti klorid; suatu proses yang relatif cepat dan acak).

In the propagation stage, the reinforcement will corrode at a rate which depends on the availability of oxygen and moisture, the temperature of the concrete, the presence of reactive ions and residual alkalinity.

Pada tahap lanjutan, tulangan akan berkarat pada laju yang tergantung pada tersedianya oksigen dan cairan, temperatur beton, adanya ion yang reaktif dan alkaliniti residu.

It follows from the above that the time to initiation and the subsequent rate of corrosion will depend to a large extent on the environment to which a concrete surface is exposed. For a given quality and thickness of cover, hot humid seaside environments lead to more rapid corrosion rates than cooler, dry inland environments. Thus for a given durability level, exposure to the former environment will require thicker covers and better quality concrete than exposure to the latter environment.

Berdasarkan keterangan diatas, waktu awal dan laju korosi yang mengikutinya akan sangat bergantung pada Iingkungan dimana permukaan beton ditampakkan. Untuk suatu mutu dan ketebalan selimut, lingkungan pantai yang lembab dan panas menimbulkan laju korosi Iebih cepat dari lingkungan daratan yang kering dan lebih dingin. Dengan demikian untuk suatu tingkat keawetan, lingkungan yang terdahulu akan membutuhkan selimut beton yang Iebih tebal dan mutu beton yang lebih baik dari lingkungan yang terakhir.

Chloride ions can be introduced into the concrete by way of admixtures, contaminated aggregates, salt depositions on reinforcement and formwork, or they can permeate into the hardened concrete during acid etching or from salt spray deposited on the member surface. Limitations therefore, are placed on the quantity of chlorides which can be introduced into the fresh concrete from any source (Article 6.3.7).

Ion klorid dapat masuk kedalam beton melalui bahan tambahan, agregat yang terkontaminasi, penumpukan garam pada tulangan dan acuan, atau merembes kedalam beton keras ketika pengaliran asam atau dari uap garam yang tertumpuk pada permukaan elemen. Karena itu pembatasan ditujukan pada jumlah klorid yang dapat masuk kedalam beton muda dari sumber apapun (Artikel 6.3.7).

The procedure given in the Code for durability design is, firstly, to classify the severity of the environment to which the concrete surfaces are exposed. For that exposure classification, a minimum concrete quality is specified by strength and where reinforcement is to be protected, a minimum cover is then required. Where corrosion of the reinforcement, once initiated, is likely to be fast, then higher levels of protection are required. More severe environments require increasingly better protection and this is reflected by the requirement for better quality concrete and larger covers.

Prosedur yang diberikan dalam Peraturan untuk perencanaan keawetan adalah pertama, mengklasif ikasikan tingkat korotif fingkungan dimana beton ditampakkan. Untuk klasifikasi tampak ini, mutu beton minimum dispesifikasikan oleh kekuatan dan bila tulangan harus dilindungi, selimut beton minimum diperlukan. Bilaman sekali korosi tulangan terjadi dan diperkirakan akan berlangsung cepat, perlindungan dengan tingkat yang lebih tinggi diperlukan. Lingkungan yang Iebih korosif memerlukan tambahan proteksi yang lebih baik dan ini dituniukkan dengan syarat mutu beton yang Iebih tinggi dan selimut beton yang lebih tebal.

Because strength can be easily specified and measured, f’c has been adopted as the principal quality, criterion. However it should be remembered that f’c is at best only an indirect measure of concrete quality from a durability viewpoint, (HO et al 1988), in reality reflecting the quality of concrete after 28-days curing in a fog room. This amount of curing is seldom achieved on the site. Research (HO et al, 1987) has shown the importance of early, continuous curing and this is the basis for the curing requirements for concrete in the various exposure classifications (Articles 6.3.4. and 6.3.5). The findings also stressed that, after initial curing, further improvement in concrete properties due to exposure to the weather is doubtful, being highly dependant on the orientation of the member and local climatic conditions.

Karena kekuatan dapat dengan mudah dispesifikasikan dan diukur, f’c diambil sebagai kriteria dasar dari mutu. Akan tetapi harus diingat bahwa f’c. hanya sebagai ukuran tak langsung mutu beton dari sudut keawetan, (HO et al 1988), pada kenyataannya menggambarkan mutu beton 28 hari yang dirawat dalam ruangan asap. Lama perawatan ini jarang dicapai dilapangan. Penelitian (HO et al 1987) sudah menunjukkan pentingnya perawatan yang dimulai lebih awal dan berkelanjutan dan ini menjadi dasar dari syarat perawatan beton dalam klasifikasi berbagai penampakkan (Artikel 6.3.4 dan 6.3.5). Penemuan juga menekankan bahwa setelah perawatan awal, peningkatan lebih lanjut pada sifat beton untuk ditampakkan pada cuaca meragukan, sangat tergantung dari orientasi elemen dan kondisi iklim setempat.

K6 - 10

For more severe classifications, minimum cement content is also to be specified.

Untuk klasifikasi yang lebih jelek, kadar semen minimum juga dispesifikasikan.

Appropriate covers for the given exposure classification, depending on the chosen concrete quality, are specified in Article 6.3.8.

Selimut beton yang sesuai untuk suatu klasifikasi penampakkan yang tergantung pada mutu beton yang ditentukan, dispesifikasikan pada Artikel 6.3.8.

K6.3.2.2

K6.3.2.2

Additional Requirements

Syarat-syarat Tambahan

Requirements for abrasion resistance are additional to the general requirements of Article 6.3.2.1. For example, a bridge deck would have to satisfy the requirements for abrasion resistance in addition to the requirements given in Articles 6.3.3 to 6.3.5.

Syarat-syarat untuk ketahanan terhadap kikisan merupakan tambahan untuk syarat-syarat umum pada Artikel 6.3.2.1. Sebagai contoh, lantai jembatan akan memenuhi syarat-syarat tahan kikisan bila dipenuhi syarat-syarat yang diberikan pada Artikel 6.3.3 sampai 6.3.5.

K6.3.3

K6.3.3

K6.3.3.1

EXPOSURE CLASSIFICATION General

K6.3.3.1

KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG Umum

An important part of these provisions is the system of exposure classification. This classification focuses on conditions leading to corrosion of reinforcement. However, guidance is also given regarding the severity of attack on the concrete itself.

Suatu bagian yang penting dari kelengkapan ini adalah sistem klasifikasi tak terlindung. Klasifikasi ini menitikberatkan pada kondisi yang mengarah pada korosi tulangan. Akan tetapi, arahan juga diberikan pada yang berhubungan dengan tingkat pengaruh serangan pada beton itu sendiri.

The classification of environmental conditions may be summarized as follows:

Klasifikasi kondisi lingkungan dasar disimpulkan sebagai berikut

i.

Exposure Classification A - relatively benign environments, such as in the interior of most structures, or in inland country locations, remote from the coast, where the provisions of adequate cover will give satisfactory performance.

i.

Klasifikasi Tak Terlindung A - lingkungan yang relatif bersih, seperti pada bagian dalam struktur umumnya, atau pada daerah pegunungan, jauh dari pantai, dimana pemberian selimut beton yang cukup akan memberikan kondisi yang memuaskan.

ii.

Exposure Classification B 1 and B2 -moderately aggressive environments, such as locations close to the coast, for which protection can be satisfactorily provided by a combination of appropriate concrete quality and associated cover.

ii.

Klasifikasi Tak Terlindung 131 dan B2 lingkungan yang cukup agresif, seperti tempattempat yang dekat pantai, untuk yang mana perlindungan dapat diberikan dengan suatu kombinasi mutu beton dan tebal selimut beton yang memadai.

iii.

Exposure Classification C - the most aggressive environments for which guidance is given on concrete quality and cover.

iii.

Klasifikasi Tak Terlindung C - lingkungan yang sangat agresif dimana arahan diberikan untuk mutu beton dan selimut beton.

iv.

Exposure Classification U - these are environments for which the Code gives no guidance. They may be more or less severe than exposure classification C. In this case Design Engineer has to quantify the severity of the exposure and choose methods of protection relevant to that exposure.

iv.

Klasifikasi Tak Terlindung U - lingkungan dimana Peraturan ini tidak memberikan arahan. Lingkungan ini dapat lebih atau kurang berbahaya dari klasifikasi C. Dalam hal ini perencana harus mengukur tingkat ancaman dari penampakkan dan memilih metode perlindungan yang sesuai.

A conflict exists between the effect of climate on the rate of carbonation (and therefore, the time to initiation of corrosion) and its effect on the rate of corrosion once initiated. For the purpose of the code the rate of corrosion of the steel (ie the propagation phase) has been taken as the dominant

Pertentangan terjadi antara pengaruh iklim pada laju karbonasi (karena itu, waktu dari awal korosi) dan pengaruhnya pada laju korosi sekali terjadi. Untuk tujuan peraturan in laju korosi baja (tahap lanjut) diambil sebagai faktor yang dominan dengan alasan sebagai berikut :

K6 - 11

factor, for the following reasons: a.

In severe climates of high humidity or tropical conditions, although subsequent curing by weather may be better and carbonation might be slower, the presence of moisture and probable chlorides means that corrosion, once initiated, could proceed at a rapid rate.

a.

Pada iklim yang berbahaya dari kondisi kelembaban tinggi atau tropis, meskipun perawatan yang berlanjut oleh cuaca dapat lebih baik dan karbonasi dapat lebih lambat, hadirnya cairan dan kemungkinan klorid berarti bahwa sekali korosi terjadi dapat berkembang pada laju yang cepat.

b.

For a dry climate, although the rate of carbonation might be high, the propagation of the corrosion, once initiated, proceeds at a negligible rate.

b.

Pada iklim kering, meskipun laju karbonasi mungkin tinggi, pembentukan korosi, sekali terjadi, berkembang pada laju yang dapat diabaikan.

In practical terms, the climatic conditions are less significant than proximity to the coast. The closer to the sea, the more severe the exposure tends to be, with wind-driven spray imposing a heavy load of chlorides on exposed concrete. In some circumstances the limit of one kilometre for B2 exposure classification should be increased and this is discussed in Note 5 to Table 6.2. The protected conditions inside a reef do not seem to lead to as severe conditions as experienced in areas adjacent to exposed seas, but the one kilometre limit still would be prudent in such cases.

Pada kenyataan, kondisi iklim kurang berarti dibanding dengan jarak ke pantai. Lebih dekat ke pantai, penampakkan cenderung Iebih berbahaya, karena uap yang dibawa angin menumpukkan klorid dengan kadar yang tinggi pada beton yang ditampakkan. Dalam beberapa hal batasan satu kilometer klasifikasi tak terlindung B seharusnya ditambah dan ini dibahas dalam Catatan 5 Tabel 6.2. Kondisi yang terlindung dari suatu penangkis gelombang kelihatannya tidak menimbulkan kondisi yang berbahaya seperti yang dialami pada daerah yang berdekatan dengan laut terbuka. Tapi batasan satu kilometer tetap perlu dipertimbangkan pada hal seperti ini.

Exposure classification B2 should also apply to low bridges over small tidal estuaries where the reach is sufficient under the effect of prevailing winds to give rise to "white caps", however small, and hence to local wind driven salt spray.

Klasifikasi tak terlindung B2 seharusnya juga berlaku pada jembatan rendah yang melintas daerah muara dengan pasang yang kecil, dimana area terusan mencukupi terhadap pengaruh angin yang paling sering terjadi untuk menaikan gelombang, akan tetapi kecil, sehingga menumpukkan uap garam yang ditiupkan angin.

Structures actually built in the water are covered in Table 6.2. Structures occasionally subject to direct contact by the sea should be assessed by the Design Engineer as to the appropriate classification of B2 or C.

Struktur yang dibangun untuk selalu didalam air dicakup pada Tabel 6.2. Struktur yang ditujukan secara berkala kontak Iangsung dengan laut seharusnya dipertimbangkan oleh perencana sebagai klasifikasi yang sesuai antara B2 dan C.

The emission of certain pollutants by industry is known to increase the risk of degradation of the concrete or corrosion of reinforcement. Industrial plants burning fuel containing sulphide, or emitting acidic gases, may be considered as severe risks and subject to the "industrial" classification. The limit of 3 km given in the Code represents a reasonable estimate, but engineering judgement should be used, depending on the scale of the industrial pollutants and the prevailing wind directions.

Pelepasan bahan polosi tertentu oleh pabrik diketahui menambah resiko penurunan mutu beton atau korosi tulangan. Pabrik yang menggunakan bahan bakar yang mengandung sulfid, atau melepaskan gas asam, dapat dipertimbangkan sebagai resiko yang berbahaya dan dimasukkan kedalam klasifikasi industri. Batasan 3 kilometer yang diberikan oleh peraturan mewakili perkiraan yang beralasan, tapi penilaian secara teknik seharusnya digunakan, tergantung pada skala polusi industri dan arah angin yang dominan.

Contact with liquids is a difficult area in which to provide firm classifications. Fresh water can cause significant leaching of the partly-soluble concrete components as can repeated exposure to condensation. Running water and frequent wet-anddry cycles in water-retaining structures can also cause physical and chemical degradation. These problems become additive to those associated with

Kontak dengan cairan adalah suatu bidang yang sulit dalam menetapkan klasifikasi yang tegas. Air tawar secara berarti dapat menyebabkan pencucian komponen beton yang sebagian dapat mencair seperti juga dapat menimbulkan kondensasi pada bahagian tampakan berulang. Air mengalir dan pergantian kering dan basah yang berulang pada struktur penahan air dapat juga menimbulkan

K6 - 12

reinforcement corrosion. The Code proposes a range of classifications, based primarily on experience, which depend on the type of structure.

penurunan secara fisik dan kimia. Masalah ini menjadi tambahan terhadap masalah yang berhubungan dengan korosi tulangan. Peraturan ini mengusulkan suatu tingkatan dari klasifikasi, didasarkan terutama pada pengalaman, yang tergantung dari tipe dari struktur.

Exposure to tidal and splashing salt water is classified as C. The more moderate exposure of being permanently submerged in seawater is classified as B2. Despite the high content of sulphates and chlorides in seawater, an extra level of protection is provided by the formation of an impermeable surface layer of carbonates, and the lack of dissolved oxygen, particularly at depth.

Penampakkan terhadap pasang dan semburan air garam diklasifikasikan sebagai C. Penampakkan yang lebih lunak dimana cara tetap terendam dalam air laut, diklasifikasikan B2. Dikarenakan kadar yang tinggi dari sulfat dan khlorid dalam air laut, suatu tingkat perlindungan ekstra diberikan dengan pembentukan suatu lapisan permukaan karbonat yang kedap, dan kurangnya oksigen terlarut, terutama dibagian yang dalam.

The Code focuses on groundwater containing sulphates, or sulphides that may oxidize to sulphate, which can attack concrete in a rapid and destructive manner. Groundwater containing high levels of chlorides or organic matter can also be destructive. Higher quality concrete can provide some protection, but for groundwater containing more than one gram per litre of sulphates, special cements and other protective methods are needed. Sulphate attack is unlikely to be a problem in clay soils because of their low permeability.

Peraturan ini menitik-beratkan pada air tanah yang mengandung sulfat, atau sulfid yang dapat beroksidasi ke sulfat, dimana dapat menyerang beton dalam bentuk yang cepat dan merusak. Air tanah mengandung bahan khlorid dan organik berkadar tinggi dapat juga merusak. Beton bermutu tinggi dapat memberikan beberapa perlindungan, tapi untuk air tanah yang mengandung sulfat lebih dari satu gram per liter, semen khusus dan metode perlindungan lainnya diperlukan. Serangan sulfat kelihatannya bukan suatu masalah pada tanah liat karena peresapannya yang rendah.

The protection offered by an impermeable membrane under a slab on the surface of the ground should provide an environment equivalent in classification A.

Perlindungan yang ditawarkan suatu selaput yang kedap dibawah pelat pada permukaan tanah seharusnya memberikan kesetaraan lingkungan dengan klasifikasi A.

For practical reasons only one grade of concrete will be used in any member, therefore the quality is determined by the most severe exposure classification for any of the surfaces.

Untuk alasan praktis hanya satu mutu beton yang akan digunakan pada setiap elemen, karena itu mutu ditetapkan oleh klasifikasi tak terlindung yang paling berbahaya untuk setiap permukaan.

Care should be exercised when assessing the ability of a surface coating to protect the surface and to continue to do so during the life of the structure. Originally, it was hoped that a definition of impermeability could be produced to aid in this. However, it proved too difficult to firstly define an appropriate test method, and secondly to determine suitable limiting values.

Perhatian harus diberikan ketika menetapkan kemampuan penutup permukaan untuk melindungi permukaan dan hal ini harus dilanjutkan selama umur struktur. Pada dasarnya diharapkan bahwa suatu batasan kekedapan dapat dihasilkan untuk membantu hal ini. Akan tetapi, terbukti sulit, pertama, dalam membatasi metode pengujian yang sesuai dan, kedua, dalam menetapkan nilai batas yang sesuai.

The choice of a suitable coating is outside the scope of the Code, but the Design Engineer should be warned that an inadequate, poorly maintained coating may lead to more rapid degradation than no coating. Refer to HO et al (1982).

Pemilihan penutup yang tepat tidak termasuk dalam peraturan ini, tapai perencana seharusnya diingatkan bahwa penutup yang tak terpelihara dengan baik dapat menimbulkan penurunan yang lebih cepat dari tanpa penutup (HO et al 1982).

K6.3.3.2

K6.3.3.2

Concession for Exterior of a Single Surface

This clause prevents the uneconomic use of a higher grade of concrete in large members when the durability risk is restricted to one surface.

Kelonggaran untuk tunggal dibagian luar

permukaan

Sub-bagian ini menghindari penggunaan yang tak ekonomis dari mutu beton yang lebih tinggi bila resiko keawetan terbatas pada satu sisi.

K6 - 13

K6.3.4

REQUIREMENTS FOR CONCRETE FOR EXPOSURE CLASSIFICATIONS A, 81, B2 AND C

K6.3.4

SYARAT-SYARAT BETON UNTUK KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG A, B1, 82 DAN C

Durability can be significantly affected by selection of cement type and curing, refer to Guirguis (1989). For the most severe exposure conditions consideration should be given to the use of cements containing slag and silica fume.

Keawetan secara berarti dapat dipengaruhi oleh pemilihan tipe semen dan perawatan (Guirguis 1988). Untuk kondisi tak terlindung sangat berat pertimbangan seharusnya diberikan terhadap penggunaan semen mengandung slag dan silica fume.

Concrete containing slag, silica fume or fly ash may require longer curing periods than the minimum specified period of 7 days.

Beton yang mengandung slag, silica fume atau abu terbang dapat memerlukan perawatan yang lebih lama dari waktu 7 hari yang dispesifikasikan.

K6.3.5

K6.3.5

REQUIREMENTS FOR CONCRETE FOR EXPOSURE CLASSIFICATION U

SYARAT-SYARAT BETON UNTUK KLASIFIKASI TIDAK TERLINDUNG U

Exposure classification U will include a range of exposures from more severe than C, down to those as benign as A. In many cases classifications ranging from A to C may be selected, based on the principles of Article 6.3.3. Guidance on appropriate measures from some severe exposures is given in the following references. HO (1987) should also be consulted for further information.

Klasifikasi tak terlindung U meliputi tingkatan tak terlindung dari yang lebih berbahaya dari C sampai klasifikasi sebersih A. Dalam banyak hal klasifikasi yang berkisar dari A ke C dapat dipilih didasarkan pada prinsip artikel 6.3.3. Penuntun untuk ukuran yang sesuai dari beberapa penampakkan yang berbahaya diberikan dalam rujukan berikut. HO (1987) seharusnya digunakan untuk informasi lebih lanjut.

Durability in General: ACI 201, 2R-77 (1985)

Durability in General : ACI 201, 2R-77 (1985)

Liquid-retaining Structures: BS 8007 (1987)

Liquid-Retaining Structure : BS 8007 (1987)

Salt Water (Marine Exposure): FIP (1985)

Salt Water (Marine Exposure) : FIP (1985)

Sulphates: BS 8110, (1985)

Sulphates: BS 8110, (1985)

Acids, Sulphuric Acid, Carbonic Acid and Soft Water: Guirguis (1980)

Acids, Sulphuric Acid, Carbonic acid and Soft Water : Guirguis (1980)

For Guidance on Coatings: ACI515R-66 (1985)

For Guidance on Coatings : ACI, 515R-66 (1985)

K6.3.6

K6.3.6

ADDITIONAL REQUIREMENTS FOR ABRASION

The abrasion of industrial floors and bridge decks is a common cause of serviceability failure. This Article sets out minimum requirements for the concrete in similar situations. Compressive strength was selected as the most important, readilyspecified parameter but consideration should also be given to methods of construction and type of curing (Kettle et al 1987), since abrasion resistance is strongly influenced by curing and surface finish.

The Article specifies additional requirements for abrasion exposure, ie the concrete must also satisfy the requirements for other exposure criteria.

SYARAT SYARAT UNTUK KEAUSAN

TAMBAHAN

Keausan lantai pabrik dan lantai jembatan merupakan sebab yang umum pada kegagalan tingkat layanan. Artikel ini meliputi kebutuhan minimum beton untuk situasi yang serupa. Kekuatan tekan dipilih sebagai parameter yang paling penting dan dispesifikasikan secara langsung tapi pertimbangan juga harus diberikan pada metode pelaksanaan dan tipe perawatan (Kettle et al 1987), karena ketahanan keausan sangat dipengaruhi oleh perawatan dan pekerjaan akhir permukaan. Artikel ini mengspefisikasikan syarat tambahan untuk permukaan aus, selain beton juga harus memenuhi syarat-syarat untuk kriteria tak terlindung lainnya.

K6 - 14

K6.3.7

K6.3.7.1

RESTRICTIONS ON CHEMICAL CONTENT IN CONCRETE Restriction on Chloride-ion Content for Corrosion Protection

K6.3.7

K6.3.7.1

PEMBATASAN DALAM BETON

KADAR

KIMIA

Pembatasan Kadar Ion-chlor untuk Perlindungan Korosi

The protection of reinforcement by the provision of an adequate cover of dense concrete relies primarily on the protection afforded by the alkalinity of the concrete. This protection will prevent the initiation of corrosion until carbonation has advanced close to the steel surface, which usually takes decades. However, if chloride-ions are present, corrosion can be initiated even in an alkaline environment. Moreover, chloride-ions accelerate the corrosion process so their presence should be minimized.

Perlindungan tulangan dengan penutup beton padat yang cukup terutama mengandalkan pada perlindungan yang ditawarkan oleh alkaliniti beton. Perlindungan ini akan menghalangi korosi awal hingga karbonasi mencapai permukaan baja, dimana biasanya memerlukan waktu yang lama. Akan tetapi adanya ion khlor, korosi dapat diawali meskipun pada lingkungan ber-alkali. Apalagi ion khlor mempercepat proses korosi sehingga keberadaannya harus dibatasi.

When considering the effect of chlorides on corrosion it is necessary to distinguish between free chloride present in the pore water and chloride bound by the cement in the matrix. The bound chlorides do not take part directly in corrosion, whereas the free chlorides may rupture the passive protective film on the surface of the bars. Free chloride-ions increase the electrical conductivity of the pore water and the rate of dissolution of metallic-ions. Nevertheless, as the proportion of free to bound chlorides is subject to change, and bound chlorides may go into solution, it is considered desirable to place limits on the total chloride content rather than just the free chloride content. For this reason limits were placed on the acid soluble chlorides, as determined by the standard test, which are closely related to total chlorides.

Dalam mempertimbangkan pengaruh khlorid pada korosi perlu dibedakan antara khlorid bebas yang ada di air dan khlorid yang terikat oleh semen dalam matrik. Khlorid terikat tidak mengambil bagian secara langsung dalam korosi, sedangkan khlorid bebas dapat menghancurkan lapisan pelindung pasif pada permukaan tulangan. Ion khlorid bebas menambah konduksi listrik air pori dan laju penglarutan ion metal. Bagaimanapun, karena perbandingan khlorid bebas dan terikat dapat berubah dan khlorid terikat daripada hanya khlorid bebas. Dengan alasan ini batasan diberikan pada asam khlorid yang dapat terlarut, seperti yang ditetapkan oleh pengujian standar, dimana sangat berhubungan dengan khlorid keseluruhan.

Limits on chloride-ion content are quoted as mass per cubic metre of concrete which is consistent with the test method. To simplify the application of concrete containing material requiring protection, the one level of 0.8 kg/m3 is given for reinforced and prestressed concrete. This is greater than the value that and Ip (1987) have suggested is the chloridethreshold in concrete. However, a lower value in the Code would prevent the use of some materials which have been shown in practice to give rise to durability problems.

Batasan pada kadar ion khlorid ditulis sebagai masa per meter kubik beton dimana konsisten dengan metode pengujian. Untuk memudahkan pemakaian beton yang mengandung material yang memerlukan perlindungan, satu tingkat 0.8 kg/m3 diberikan untuk beton pratekan dan beton bertulang. Ini lebih besar dari nilai batas khlorid yang diusulkan lp (1987). Akan tetapi, suatu nilai yang lebih rendah pada peraturan ini akan menghalangi penggunaan beberapa material yang sudah terbukti dalam praktek menambah problem keawetan.

Attention is drawn to the fact that values are specified in terms of acid-soluble chloride content whereas ACI 318 specifies water-soluble chlorideion contents.

Perhatian diberikan pada kenyataan bahwa nilai diatas dispesifikasikan dalam kadar asam khlorid yang dapat larut sedangkan ACI 318 mengspesifikasikan kadar ion khlorid yang dapat larut dalam air.

Admixtures used in normal-class concrete for exposure classifications B1, B2 and C will generally ensure that special class concrete required for these exposures will not need to further limit chloride-ion content.

Bahan tambahan yang digunakan dalam beton normal untuk klasifikasi tak terlindung B1, B2, dan C secara umum akan menjamin bahwa beton dengan klas khusus yang diperlukan untuk spesifikasi tak terlindung diatas tak akan memerlukan batasan ion khlorid lebih lanjut.

K6 - 15

K6.3.7.2

Restriction on Sulphate Content

K6.3.7.2

Pembatasan Kadar Sulfat

An upper limit of 5% of sulphur trioxide (S03) by mass of cement has been set to minimize the expansive influence of sulphate on the concrete. This includes the sulphate in the cement as well as aggregates and water. Great care should be taken when rock waste from mining is used as an aggregate. Many mineral ores include sulphides that oxidize to sulphates.

Suatu batas atas 5% dari sulfur trioksida (SO3) terhadap masa semen ditetapkan untuk meminumkan pengaruh pengembangan dari sulfat pada beton. Ini meliputi sulfat dalam semen maupun agregat dan air. Perhatian yang besar seharusnya diambil bila sisa batu dari tambang digunakan sebagai agregat. Banyak inti mineral termasuk sulfid yang beroksidasi menjadi sulfat.

K6.3.7.3

K6.3.7.3

Restriction on Other Salts

Pembatasan Garam-garam Lain

The Design Engineer should note that some admixtures used in place of chloride accelerators may also cause problems. For example, concern has been expressed about the possible deleterious effects of nitrates used for this purpose.

Perencana seharusnya memperhatikan bahwa beberapa bahan tambahan yang digunakan sebagai pengganti akselerator yang mengandung khlorid dapat juga menimbulkan masalah. Sebagai contoh, kekhawatiran sudah diungkapkan tentang pengaruh kemungkinan perusakan oleh nitrat yang digunakan untuk maksud ini.

K6.3.8

K6.3.8

K6.3.8.1

REQUIREMENTS FOR COVER TO REINFORCING STEEL AND TENDONS General

K6.3.8.1

SYARAT-SYARAT SELIMUT BETON UNTUK BAJA TULANGAN DAN TENDON Umum

The provision of an adequate cover to steel embedded in concrete fulfils various functions and this is reflected in this Article. The exposed ends may be sealed against corrosion by application of epoxy resin.

Pemberian selimut yang cukup untuk baja dalam beton memenuhi ftmgsi yang bervariasi dan ini digambarkan dalam artikel ini. Ujung yang ditampakkan dapat ditutup terhadap korosi dengan penggunaan epoxy resin.

K6.3.8.2

K6.3.8.2

Concrete Placement

Cover

for

Concrete

Selimut beton untuk pengecoran beton

keperluan

The cover specified in accordance with the provision of this Sub-section should be such that it is possible to place and adequately compact the concrete. Attention is drawn to the fact that larger covers than those given in the Code may need to be specified for other reasons, eg achievement of required surface finish, the use of bundled bars, the congestion due to a number of reinforcement layers, or the configuration of narrow webs and large prestressing ducts.

Selimut yang dispesifikasikan sesuai dengan kelengkapan sub-bagian ini seharusnya sedemikian sehingga memungkinkan untuk meletakkan dan cukup untuk memadatkan beton. Perhatian diberikan pada kenyataan bahwa selimut yang lebih tebal dari yang diberikan oleh peraturan ini perlu dispesifikasikan untuk alasan lain, seperti pencapaian pekerjaan akhir permukaan yang diperlukan, penggunaan tulangan yang diikat, terlalu rapat karena lapisan tulangan, atau pembentukan jaringan yang sempit dan selubunga prategangan yang besar.

K6.3.8.3

Cover for Corrosion Protection

K6.3.8.3

Selimut untuk perlindungan terhadap karat

K6.3.8.3.1

General

K6.3.8.3.1

Umum

The protection of the reinforcement is provided by a combination of concrete quality and thickness of

Perlindungan tulangan terhadap karat diberikan dengan gabungan mutu beton dan ketebalan selimut

K6 - 16

cover. The Article provides nominal values of cover for four situations:

beton. Artikel ini memberikan nilai nominal untuk empat situasi

i.

Members constructed in standard formwork and subject to standard compaction techniques, eg internal vibrators sub-clause 6.3.8.3.2).

i.

Elemen yang dibuat dengan acuan standar dan ditujukan untuk teknik pemadatan standar, seperti penggetar internal (sub-bagian 6.3.8.3.2).

ii.

Members cast against the ground and subject to standard compaction techniques (sub-clause 6.3.8.3.3).

ii.

Elemen yang dicetak oleh tanah dan ditujukan untuk pemadatan standar (sub-bagian 6.3.8.3.3).

iii.

Members cast in rigid formwork and subject to intense compaction, eg bridge beams, some precast elements (sub-clause 6.3.8.3.4).

iii.

Elemen yang dicetak dengan acuan yang kaku ditujukan untuk pemadatan intensif, seperti balok jembatan, beberapa elemen pracetak (subbagian 6.3.8.3.4).

iv.

Structural members manufactured by spinning and rolling (sub-clause 6.3.8.3.5).

iv.

Elemen struktur yang dibuat dengan pemutaran dan penggilingan (Sub-bagian 6.3.8.3.5).

In the first three cases the covers quoted assume the placing tolerances specified in sub-clause 6.3.8.3.1. If it is doubted that these can be complied with on the project, then larger covers should be specified to account for the increased tolerance. In the fourth case no negative tolerance is specified and if this cannot be complied with, increased covers should again be invoked.

Dalam tiga hal pertama selimut yang ditulis menganggap toleransi penempatan yang dispesifikasikan dalam sub-bagian 6.3.8.3.1. Bila diragukan dapat dipenuhi dalam pelaksanaan, selimut yang lebih tebal seharusnya dispesifikasikan untuk memperhitungkan toleransi tambahan. Dalam hal keempat tidak ada toleransi negatif dispesifikasikan dan jika tidak dapat dipenuhi, selimut tambahan seharusnya juga dipertimbangkan.

K6.3.8.3.2

K6.3.8.3.2

Standard Formwork and Compaction

Standard Acuan dan Pemadatan

In general, covers increase as the severity of the exposure increases. Provision has been made to permit reduced covers in situations where concrete grades higher than the minimum specified for the exposure classifications are used. The table uses the approach developed by Giurguis (1980).

Secara umum. selimut bertambah bila tingkat bahaya dari penampakkan bertambah. Kelengkapan sudah dibuat untuk mengizinkan selimut dikurangi dalam situasi dimana mutu beton Iebih tinggi dari spesifikasi minimum untuk klasifikasi tak terlindung yang digunakan. Tabel menggunakan pendekatan yang dikembangkan oleh Giurguis (1980).

K6.3.8.3.3

K6.3.8.3.3

Cast Against Ground

Dicor dalam tanah

The increase in cover caters for the irregularity of such surfaces. A lower value is used where a damp-proof membrane is provided because of the protection provided by this to the concrete.

Ketidak-rataan permukaan harus dikoreksi dengan penambahan selimut. Suatu nilai yang lebih rendah digunakan bilamana selaput tahan basah diberikan karena perlindungan terhadap beton yang diberikan material ini.

K6.3.8.3.4

K6.3.8.3.4

Rigid Formwork Compaction

and

Intense

The reduced cover permitted applies to members such as precast bridge beams and to some precast construction. The format follows the same approach as given in sub-clause 6.3.8.3.2. Lower values reflect the better concrete quality (better compaction) and better construction tolerances on member dimensions and reinforcement positioning usually achieved in these circumstances. For some concretes, it is possible to achieve intense

Acuan Kaku dan Pemadatan Intensif

Selimut yang dikurangi diizinkan berlaku untuk elemen seperti balok jembatan pra-cetak dan beberapa pelaksanaan pra-cetak. Formasinya mengikuti pendekatan yang sama seperti yang diberikan dalam sub-bagian 6.3.8.3.2. Nilai yang lebih kecil menggambarkan mutu beton yang lebih baik (pemadatan lebih baik), dan toleransi pelaksanaan yang lebih baik pada dimensi elemen dan penempatan tulangan biasanya dicapai dalam

K6 - 17

compaction by means other than intense vibration.

hal ini. Untuk beberapa beton, memungkinkan untuk mencapai pemadatan intensif dengan cara sela in pengetaran intensif.

K6.3.8.3.5

K6.3.8.3.5

Structural Members Manufactured by Spinning and Rolling

Cover requirements are given for structural applications of spun or rolled concrete members. This sub-clause would apply to pipes used as permanent formwork or piles made by spinning process. A significant reduction is given to take into account the low water cement ratios and uniformly high densities. Table 6.8 contains the minimum required (not nominal) values of cover, on account of small tolerances applicable in manufacture of such products.

Bagian Komponen Struktural yang Dihasilkan dengan Cara Digiling dan Diputar

Syarat-syarat selimut diberikan untuk pemakaian secara struktur dari elemen yang diputar dan digiling. Subbagian ini berlaku untuk pipa yang digunakan untuk acuan permanen atau tiang yang dibuat dengan proses putaran. Pengurangan yang berarti diberikan untuk pengurangan faktor air semen dan berat isi yang tinggi dan seragam. Tabel 6.8 mengandung nilai selimut minimum yang dibutuhkan dalam mempertimbangkan toleransi kecil yang dapat digunakan dalam memproduksi.

K6 - 18

K6.4

DESIGN PROPERTIES MATERIALS

OF

K6.4

SIFAT SIFAT BAHAN UNTUK PERENCANAAN

Throughout Sub-section 6.4 provision is made for the particular design property to be either taken as the prescribed value, or be determined by testing the material. For bridge work test results are always preferable and should be obtained for similar local materials or, where it is considered particularly important for the design, tested specially for that project.

Pada seluruh sub-bagian 6.4 kelengkapan dibuat untuk sifat perencanaan khusus untuk diambil sebagai nilai yang disarankan atau diperoleh melalui pengujian material. Untuk pekerjaan jembatan hasil pengujian selalu dapat dipilih, dan seharusnya diperoleh untuk material lokal yang bersamaan atau bilamana dipertimbangkan penting untuk perencanaan suatu proyek tertentu, diuji secara khusus untuk proyek itu.

Prescribed values may be considered as average values (or median values if these are higher) taken over the whole of Indonesia. It should be recognised that there can be a wide variation from place to place and over time for many of these properties. For example, for concrete this can be caused by the cement because of variations in properties and changes in technology, variations in properties of different aggregates, and changes in the technology of manufacturing concrete. Current data should therefore always be sought for all material properties.

Nilai yang disarankan dapat dipertimbangkan sebagai harga rata-rata (atau harga median bila nilainya lebih tinggi) yang diambil dari seluruh Indonesia. Harus diakui bahwa sifat ini dapat mempunyai variasi yang luas dari tempat ketempat dan terhadap waktu. Sebagai contoh, untuk beton variasi ini bisa disebabkan oleh semen karena sifatnya yang beragam dan perubahan teknologi, variasi sifat berbagai agregat, dan perubahan teknologi pada produksi beton. Karena itu data terakhir dari sifat seluruh material seharusnya selalu dicari.

K6.4.1

K6.4.1

PROPERTIES OF CONCRETE

SIFAT SIFAT BETON

K6.4.1.1

Strength

K6.4.1.1

Kekuatan

K6.4.1.1.1

Characteristic Compressive Strength

K6.4.1.1.1

Kuat Tekan Karakteristik

The design value of compressive strength may frequently be controlled by considerations of serviceability and durability rather than by the strength required for the design.

Nilai perencanaan kuat tekan dapat diawai secara berkala dengan pertimbangan tingkat layanan dan keawetan daripada kekuatan yang diperlukan untuk perencanaan.

The characteristic compressive strength must be indicated on the drawings.

Kuat tekan karakteristik harus ditunjukkan pada gambar.

Lower bound values for the two tensile strengths of concrete, ie flexural and indirect, are the specified two relationships. These should not be used to derive a relationship between the two tensile strengths.

Nilai batas bawah untuk kekuatan tarik lentur atau tak langsung adalah dua nilai yang dispesifikasikan. Nilai ini seharusnya tidak digunakan untuk menurunkan suatu hubungan antara kedua kekuatan tarik.

Deformation under Sustained Load - For sustained load situations the "effective modulus" method is given. Calculation of long term effects by this method should not be confused with the 'aging' effect on the modulus described above. Situations of permanently sustained levels of stress eg dead load deflections for a monolithically cast un cracked beam, are "pure creep" where the "effective modulus" method is mathematically correct ie the extra deflection which gradually occurs over time is correctly calculated by the 'effective modulus'

Deformasi oleh Beban yang Dipertahankan - Untuk situasi beban yang dipertahankan metode modulus efektif diberikan. Perhitungan pengaruh jangka panjang seharusnya tidak dicampur adukan dengan pengaruh penuaan modulus yang diterangkan diatas. Situasi tingkat tegangan yang dipertahankan secara permanen seperti lendutan pada balok tak retak yang dicor secara monolit adalah rangkak murni dimana metode modulus efektif tepat secara matematik, lendutan ekstra yang terjadi secara perlahan terhadap waktu dihtiung secara tepat dengan modulus efektif.

K6 - 19

Change in Stress under Sustained Deformation Situations where a permanently imposed constant deformation produces an initial level of stress which reduces over time are "pure relaxation", eg a one off immediate support settlement. Relaxation reduces stress at a much faster rate than creep strains occur. Relaxation is the inverse of creep being change in stress under an imposed deformation, as opposed to change in deformation under an imposed stress. A good approximation of the final value of stress after a reduction due to relaxation is the initial stress divided by (1 +Icc ) where Icc is the final creep factor (really the "effective modulus" method again), though this assumes the concrete is mature by the time the stress is imposed.

Perubahan Tegangan oleh Deformasi yang Dipertahankan - Situasi dimana suatu deformasi konstan yang diberikan secara permanen menghasilkan tingkat tegangan awal yang berkurang terhadap waktu adalah rileksasi murni, seperti penuruhan perletakan secara cepat dan sekaligus. Rileksasi mengurangi tegangan pada laju yang jauh lebih cepat dari regangan rangkak yang terjadi. Rlleksasi adalah kebalikan dari rangkak dimanan perubahan tegangan oleh deformasi yang diberikan, sebagai lawan dari perubahan deformasi oleh tegangan yang diberikan. Pendekatan yang bagus untuk nilai tegangan akhir setelah pengurangan akibat rileksasi adalah tegangan awal dibagi dengan (1 + Icc ) dimana Icc adalah faktor rangkak akhir (lagi sesungguhnya metode modulus), meskipun dengan anggapan bahwa beton matang saat tegangan diberikan.

Other situations are either a series of superimposed relaxations or creeps occurring at different times, or even a mixture of creep and relaxation effects at different times, eg interaction of composite concrete beams and slabs. For further reference consult Trost (1967), Wyche (1984), and Wyche (1982). See also Article K6.4.1.2 following.

Situasi lainnya adalah suatu seri dari rileksasi yang diberikan secara gabungan atau rangkak yang terjadi pada waktu yang berbeda, atau bahkan pengaruh gabungan rangkak dan rileksasi pada waktu yang berbeda, seperti interaksi plat dan balok komposit. Untuk rujukan lebih lanjut baca Trost (1967), Wyche (1982, 1984). Lihat juga Artikel K6.4.1.2 berikut.

A significant source of error in predicting strains or stresses using the "effective modulus" is that the creep factor must be used in conjunction with realistic E values. When the "effective modulus" is used, any error here will be magnified by the creep factor. Particularly when an aggregate which may have inconsistent physical properties (see Article K6.4.1.8), care must be taken.

Sumber kesalahan yang berarti dalam meramal regangan atau tegangan dengan menggunakan modulus efektif adalah bahwa faktor rangkak harus digunakan dalam hubungan dengan harga E yang realistis. Bilamana modulus efektif digunakan, suatu kesalahan disini akan diperbesar oleh faktor rangkak. Perhatian harus diberikan terutama bila suatu agregat yang dapat mempunyai sifat-sifat fisik yang tak tetap (lihat Artikel K6.4.1.8).

K6.4.1.2

K6.4.1.2

Modulus of Elasticity

Modulus Elastisitas

The empirical formula given was proposed by Pauw (1960), and is said to apply to concrete with densities 3 3 ranging from 1700 kg/m to 2600 kg/m .

Rumpus empiris yang diberikan diusulkan oleh Pouw (1960), dan dikatakan berlaku untuk beton dengan densiti antara 1700 kg/cm3 dan 2600 kg/cm3.

Note that the formula uses fcm, not fcm, which is a common error in its application.

Perhatikan bahwa rumus menggunakan fcm cm, tidak fcm, yang merupakan kesalahan umum dalam pemakaiannya.

Modulus of Rigidity - The modulus of rigidity may be taken as 0.4 Ec.

Modulus Kekakuan - Modulus kekakuan dapat diambil 0.4 Ec.

"Aging" Effect on Modulus of Elasticity - This is recognized in the Pauw formula by use of the term fcm, which is the mean strength at the age in question which therefore gives an instantaneous modulus for a load applied at that age of the concrete. In general with most modern concrete, Ec which is the 28 day modulus, is a good approximation of the modulus for any age after about 14 to 28 days. This is because modern concrete matures fairly quickly.

Faktor Penuaan pada Modulus Elastis - Ini diakui dalam rumus Pouw dengan penggunaan fcm, yang mana adalah tegangan rata-rata pada umur bersangkutan karena itu memberikan modulus sesaat untuk beban yang diberikan pada umur beton saat itu. Umumnya pada kebanyakan beton mutakhir, Ec pada umur 28 hari adalah pendekatan yang baik untuk modulus elastis pada umur antara 14 hari dan 28 hari. Ini karena beton mutakhir matang relatif lebih cepat.

K6 - 20

K6.4.1.3

Density

K6.4.1.3

Kepadatan

The density given refers to concrete alone. For the calculation of loads, the mass of concrete should include an allowance of 150 to 250 kg/m3 for reinforcing and prestressing steel.

Kepadatan yang diberikan merujuk hanya pada beton. Untuk perhitungan beban massa beton seharusnya memasukkan suatu nilai tambah antara 150 dan 250 kg/m3 untuk baja tulangan dan pratekan.

K6.4.1.4

K6.4.1.4

Stress-strain Curves

Equations describing the curvilinear stress-strain curve for concrete are given in CEB (1973), Wang et al (1978), and Warner and Brettle (1967). If ultimate design is carried out to clauses 6.6.1.3. and 6.8.6.2., it is effectively assumed that the rectangular stress block represents the stress field at all levels of strain to an upper limit of 0.003 in the extreme compression fibre (see also clauses K6.6.1.3 and K6.8.6.2.). For all serviceability levels of analysis, one may assume a linear relationship between compressive stress and strain, and that tensile stresses may range from zero to full tensile strength at all levels of strain, depending on the purpose of the calculation (see Wyche 1984).

K6.4.1.5

Poisson's Ratio

Lengkungan tegangan

Antara

Regangan-

Persamaan yang menerangkan lengkungan teganganregangan untuk beton diberikan dalam CEB (1973), Wang Et, al (1978) and Warner & Brettle (1967). Jika perencanaan ultimate dilakukan untuk sub-bagian 6.6.1.3 dan 6.8.6.2, secara efektif dianggap bahwa blok tegangan empat persegi panjang mewakili bidang tegangan pada segala tingkat regangan sampai pada suatu batas ata 0,003 pada serat tekan paling jauh (lihat juga sub-bagian K6.6.1.3 dan K6.8.6.2). Untuk analisa pada semua tingkat layanan, hubungan antara tegangan tekan dan regangan dapat dianggap garis lurus dan tegangan tarik dapat berkisar antara nol dan kekuatan tarik penuh pada semua tingkat regangan, tergantung pada tujuan dari perhitungan (lihat Wyche 1984).

K6.4.1.5

Poisson Rasio

The value 0.2 is widely accepted (CEB-FIP 1978). Also based on this value a modulus of rigidity for shear deformation of 0.4 Ec may be used (see NAASRA 1976).

Nilai 0,2 diterima secara luas (CEB-FIP 1978). Juga didasarkan pada nilai ini modulus kekakuan untuk lendutan geser 0.4 Ec dapat digunakan (see NAASRA 1976).

K6.4.1.6

K6.4.1.6

Coefficient of Thermal Expansion

Koefisien Perpanjangan Akibat Suhu

For bridge works, the value given in the Code is on the -6 conservative side of the general value 10 x 10 per deg C given in CEB-FIP (1978). However the coefficient varies over a wide range depending on the aggregate type, the volume of the cement paste, and the degree of saturation of the concrete.

Untuk pekerjaan jembatan, nilai rata 10 x 10-6 per 11 °C yang diberikan dalam Peraturan ini berada pada sisi yang aman. Nilai ini diambil dari CEB-FIP (1978). Akan tetapi koefisien ini sangat bervariasi tergantung pada tipe agregat, volume pasta semen, dan derajat kejenuhan beton.

The coefficient of thermal expansion for saturated concrete will be about 2 x 10-6 per deg C lower than for partially dry concrete.

-6 Koefisien muai untuk beton jenuh kira-kira 2 x 10 per 1 °C lebih rendah dari beton kering sebagian.

K6.4.1.7

K6.4.1.7

Shrinkage

Basic shrinkage strain cs.b is material property which is highly dependent on constituents, as will be discussed later in the Commentary. Eight weeks is the test period chosen, as it is most commonly used, and it is the period which relates to the curves in the Code. From this parameter there is a number of methods or mathematical models in the literature which can be used to extrapolate cs.b to the

Penyusutan

cs.b adalah sifat material yang Regangan susut dasar sangat tergantung pada bahan pembentuknya, seperti yang akan dibahas pada bagian komentar. Delapan minggu adalah waktu pengujian yang dipilih, karena paling umum digunakan, dan merupakan waktu yang berhubungan dengan lengkungan pada peraturan ini. Dari parameter ini banyak metode atau model matematik dalam literatur yang dapat

K6 - 21

shrinkage of the particular concrete member in the particular environment being considered. A default value for cs.b, of 700 x 10-6 is given, and a default mathematical model (CEB-FIP 1970) is built into the curves given. Other 'acceptable' models will also discussed.

digunakan untuk meng-ekstrapolasi cs.b untuk susut susut dari elemen beton tertentu pada lingkungan tertentu yang dipertimbangkan. Suatu nilai cs.b dari 700 -6 x 10 diberikan, dan model matematik (CEB-FIB 1970) dibangun dalam bentuk lengkungan yang diberikan. Model yang dapat diterima lainnya juga akan dibahas.

Effect of Aggregate and Other Material Factors on Shrinkage - It has been shown by Neville (1970) and others that shrinkage is highly dependent on the materials and their proportions in the concrete mix. In particular, a higher water content results in higher shrinkage.

Pengaruh Faktor Agregat dan Material Lainnya pada Susut - Sudah ditunjukkan oleh Neville (1970) dan yang lainnya bahwa susut sangat tergantung pada material dan proporsinya dalam campuran beton. Khususnya kadar air lebih tinggi menghasilkan susut yang lebih tinggi.

Non Material Factors: acceptable Mathematical Models for Extrapolation - The three non-material factors which are generally agreed to influence shrinkage are time, member thickness, and general diurnal ambient humidity. (Temperature may well also influence shrinkage and creep but within the range normally expected for bridges, this should not be a major factor). There are various models which have been proposed to take these into account most of which confuse the issue by taking into account the aggregate type. Before using one of these models, one should try to make some assessment of what improvement in accuracy might be gained over the Code. Note that a very complex looking model will not necessarily be as accurate as much simpler one.

Faktor Bukan Material : Model Matematik yang Dapat Diterima untuk Ekstrapolasi - Tiga faktor bukan material yang secara umum disetujui dalam mempengaruhi susut adalah waktu, ketebalan elemen, kelembaban lingkungan secara umum. (Temperatur dapat juga mempengaruhi susut dan rangkak tapi dalam batasan yang umumnya diharapkan pada jembatan, hal ini seharusnya bukanlah faktor yang penting). Banyak model yang sudah diusulkan untuk memperhitungkan hal ini, sebagain besar mencampur adukan masalah ini dengan memasukkan pertimbangan tipe agregat. Sebelum menggunakan suatu model, perencana harus menguji perbaikan apa terhadap ketepatan yang dapat diperoleh dibanding dengan peraturan ini. Perlu diperhatikan bahwa model yang kelihatannya sangat rumit belum tentu lebih tepat dari model yang lebih sederhana.

Three mathematical models widely quoted in the literature area the CEB-FIP (1970) model, on which the curves in the Code are based, the Rush model, which is included in an appendix to CEB-FIP (1978), and the BP model (Bazant and Panula 1980). One specific criticism which has been made of the CEBFIP (1970) models. If shrinkage is important in very large members, reference should be made to the most recent specialist literature before extrapolating from test results. Some long running relevant experimental data is available from L'Hermite (1973).

Tiga model matematik yang paling umum ditemui diliteratur adalah model CEB-FIP (1970) yang lengkungannya dipakai sebagai dasar dari peraturan ini, model Rush yang dimasukkan kedalam appendix CEBFIP (1978), model BP (Bazant dan Panula 1980). Satu kritik spesifik yang sudah dibuat pada model CEB-FIP (1970). Jika susut penting pada elemen yang sangat besar, acuan harus dibuat pada literatur khusus yang paling terakhir sebelum mengekstrapolasi dari hasil pengujian. Beberapa data percobaan yang berhubungan dan sudah berlangsung lama terdapat pada L'Hermite (1973).

K6.4.1.8

K6.4.1.8

Creep

This Article should be read in conjunction with clause K6.4.1.7 on shrinkage, and K6.4.1.2. on modulus of elasticity. As with shrinkage, the basic creep factor øcc.b is a material property highly dependent on constitutions. For creep, Table 6.9 in the Code gives a range of default øcc.b values related to strength, as this is thought to have an even stronger influence than for shrinkage. Again the default predictive model built into the curves given is the CEB-FIP (1970) model.

Rangkak

Artikel ini seharusnya dibaca dalam hubungan dengan sub-bagian K6.4.1.7 tentang susut dan K6.4.1.2 tentang modulus elastis. Seperti pada susut, faktor rangkak dasar øcc.b adalah suatu sifat material yang sangat tergantung pada pembentuknya. Untuk rangkak, Tabel 6.9 pada Peraturan ini memberikan batas nilai øcc.b yang dihubungkan terhadap kekuatan, karena hal ini dianggap mempunyai pengaruh yang lebih besar dibanding untuk susut. Lagi model perkiraan yang dibangun dalam bentuk lengkungan yang diberikan adalah model CEB-FIP (1970).

K6 - 22

The difference between pure creep and pure relaxation and their use with the 'effective modulus" is explained in clause K6.4.1.2. on modulus of elasticity. Note that creep can be reasonably assumed proportional to stress for levels up to 40% of compressive stress. Beyond that level or for tensile stress microcracking may cause an increase in creep.

Perbedaan antara rangkak murni dan rileksasi murni dan penggunaannya dengan modulus efektif diterangkan dalam sub-bagian K6.4.1.2 tentang modulus elastis. Perhatikan bahwa rangkak secara beralasan dapat dianggap proporsional terhadap tegangan untuk tingkatan sampai 40% tegangan tekan. Diluar tingkat itu atau untuk tegangan tarik retak rambut dapat menyebabkan tambahan pada rangkak.

As with shrinkage, real data greatly improves results and for some data and further references see Wyche (1983).

Seperti pada susut, data nyata sangat memperbaiki hasil dan untuk beberapa data dan acuan lebih lanjut lihat Wyche (1983).

Effect of Aggregate and Other Material Factors on Creep - See commentary on shrinkage, which is similar to creep in this regard.

Pengaruh Agregat dan Faktor Material Lainnya pada Rangkak - Lihat komentar tentang susut, yang mana dalam hal ini sama dengan rangkak.

Non Material Factors: Acceptable Mathematical Models for Extrapolation - Creep is strongly influenced by maturity of the concrete at the time of loading as well as the factors which influence shrinkage i.e. time, member thickness, and diurnal average humidity. The CEB-FIP (1970), Rusch and BP model are used for predicting creep as well as shrinkage, and similar criticisms can be made of them as were made for shrinkage in clause K6.4.1.7. A measure of the scatter of predictability against a real data set can be obtained from Muller and Hilsdorf (1982), which shows virtually all models show standard deviations of 20 to 30%.

Pengaruh Faktor Bukan Material : Model Matematik yang Dapat Diterima untuk Ekstrapolosi - Rangkak sangat dipengaruhi oleh kematangan beton pada saat dibebani maupun faktor yang mempengaruhi susut seperti waktu, ketebalan elemen, kelembaban rata-rata. CEB-FIP (1970), Model Rusch and BP digunakan untuk memperkirakan susut maupun retak, dan kritik yang sama dapat dibuat terhadap mereka sebagai yang dibuat untuk susut pada subbagian K6.4.1.7. Ukuran penyebaran perkiraan terhadap kumpulan data nyata dapat diperoleh dari Muller dan Hilsdorf 91982), yang menunjukkan standar deviasi 20% - 30% untuk semua model.

There is very limited creep data world wide, especially in Indonesia, for thicker members and for lower strength concretes. This becomes even more of a problem when one realises that the properties of concretes are probably changing as technology changes. From the very limited amount of data available, mainly Wyche (1983), it appears that thickness has much less influence on creep than any of the models would predict (remembering that they were based on concrete made pre-1960) and that lower strength concretes may creep much more than predicted. Also the more rapidly maturing modern concrete is much less affected by earlier loading, unless it is very early. This Code makes some allowance for lower strength concrete in Table 6.2a, and the maturity coefficient in figure 6.2b has been modified to take into account the more rapidly maturing modern concrete. However it may underestimate creep for larger members, and the design should allow for this contingency.

Untuk elemen yang lebih tebal dan untuk mutu beton yang lebih rendah, data rangkak yang tersedia sangat terbatas terutama di Indonesia. Permasalahan makin bertambah, bila disadari bahwa sifat beton mungkin berubah dengan perubahan teknologi. Dan jumlah data yang sangat terbatas, terutama Wyche (1983), kelihatan bahwa ketebalan mempunyai pengaruh yang jauh Iebih sedikit pada rangkak dari model apapun yang dapat memperkirakan (ingat bahwa ini didasarkan pada beton yang dibuat sebelum 1980) dan bahwa beton kekuatan lebih rendah dapat mengalami rangkak jauh lebih besar dari yang diperkirakan. Juga beton mutakhir yang matang lebih cepat sangat sedikit dipengaruhi oleh beban yang lebih awal, kecuali sangat awal. Peraturan ini memberikan beberapa batasan untuk beton kekuatan lebih rendah pada Tabel 6.2a, dan koefisien kematangan pada Gambar 6.2b sudah disesuaikan dengan mempertimbangkan beton mutakhir yang matang lebih cepat. Akan tetapi itu dapat memberikan perkiraan yang lebih kecil untuk elemen yang lebih besar, dan perencanaan seharusnya mengizinkan untuk ketidakpastian ini.

The limitations on SO3 content come from work carried out by Alexander et al (1979).

Pembatasan kadar SO3 berdasarkan hasil pekerjaan Alexander (1979).

K6 - 23

K6.4.2 K6.4.2.1

PROPERTIES OF REINFORCEMENT Strength

K6.4.2 K6.4.2.1

SIFAT SIFAT TULANGAN Kekuatan

The strength of reinforcement, to be used in design equations, is the minimum yield strength, Fsy.

Kekuatan tulangan yang akan digunakan persamaan perencanaan, adalah tegangan minimum, Fsy.

A strength lower than Fsy may be used for strength design purpose, for instance in water-retaining structures. The applicable detailing may require special attention. Note that for lap-splices, Article 6.11.2. still requires a full yield-strength lap.

Suatu kekuatan yang lebih rendah dari Fsy dapat digunakan untuk tujuan perencanaan kekuatan, sebagai contoh pada strukur penahan air. Detail yang dapat digunakan mungkin memerlukan perhatian khusus. Perhatikan bahwa untuk sambungan tulangan, Artikel 6.11.2 tetap mensyaratkan suatu lap dengan kekuatan leleh penuh.

K6.4.2.2

K6.4.2.2


Modulus Elastisitas

No commentary.


K6.4.2.3

K6.4.2.3


pada leleh

Lengkung ReganganTegangan

It is generally accepted that the stress-strain slope for steel is a straight line from zero-strain to the yield-strain at a slope defined by the modulus of elasticity. For design purposes other than earthquake, the strain is assumed to increase thereafter at constant stress (the yield-stress). The yield-stress and yield-strain are assumed to be identical for both the tensile and compressive cases.

Sudah diterima secara umum bahwa kemiringan tegangan-regangan untuk baja adalah garis lurus dari regangan 0 sampai regangan leleh pada suatu kemiringan yang dibatasi oleh modulus elastis. Untuk tujuan perencanaan selain gempa, setelah itu regangan dianggap bertambah pada tegangan tetap (tegangan leleh). Tegangan dan regangan leleh dianggap sama untuk kejadian tekan dan tarik.

K6.4.2.4

K6.4.2.4

Coefficient of Thermal Expansion

Koefisien Perpanjangan Akibat Suhu

No commentary.


K6.4.3

K6.4.3

K6.4.3.1

PROPERTIES OF TENDONS Strength

K6.4.3.1

SIFAT SIFAT TENDON Kekuatan

For wire, fp is the minimum of a range, for strand, fp is calculated from the minimum breaking force. For bar, fp is the specified minimum tensile strength.

Untuk kawat, fp adalah nilai minimum dari suatu interval untuk tendon fp dihitung dari gaya putus minimum. Untuk baja, fp adalah kekuatan baja yang dispesifikasikan.

K6.4.3.2

K6.4.3.2


No commentary.

Modulus Elastisitas


K6 - 24

K6.4.3.3


K6.4.3.3

Lengkung ReganganTegangan

For design purposes, the jacking and other forces are generally obtained from manufacturer's literature. For construction, the actual stress-strain curve of the material supplied will form the basis of the calculations for the elongations during jacking.

Untuk maksud perencanaan, gaya tarik dan gaya lainnya umumnya diperoleh dari literatur pabrik. Untuk pelaksanaan, lengkungan tegangan-regangan nyata dari material yang diberikan menjadi dasar perhitungan untuk perpanjangan selama penarikan.

K6.4.3.4

K6.4.3.4

Relaxation of Tendons

Relaksasi Tendon

A 'best estimate' of the prestressing force in a tendon is required for design. If the force is different from that calculated, deflections may be quite different from those calculated Relaxation values given are maximum permissible values for materials supply. Actual values are normally less than these maximum values.

Perkiraan terbaik dari gaya pra-tegangan dalam tendon dibutuhkan dalam perencanaan. Bila gaya ini berbeda dari perhitungan, penurunan dapat berbeda dari perhitungan itu. Nilai rileksasi yang diberikan adalah nilai maksimum yang diijinkan untuk suplai material. Nilai yang sebenarnya biasanya lebih kecil dari nilai maksimum itu.

Values used for relaxation are derived from unpublished test results supplied by Australian Wire Industries and from recommendations of Pritchard and Koretsky (19).

Nilai yang digunakan untuk rileksasi diturunkan dari hasil pengujian yang tidak dipublikasikan yang diberikan oleh Australian Wire Indusries dan dari rekomendasi Pritchard dan Koretsky (19).

Pritchard and Koretsky have two results which show that the relaxation at 0.5 fp is not zero. The value of zero at 0.40 fp is assumed to reflect this experimental result.

Pritchard dan Koretsky memiliki dua hasil yang menunjukkan bahwa rileksasi pada 0.5 fp adalah tidak nol. Nilai 0 pada 0.40 fp dianggap menggambarkan hasil percobaan ini.

Data for the effect of temperature is adapted from Reference (20).

Data untuk pengaruh temperatur disesuaikan dari acuan (20).

K6.4.4

K6.4.4

K6.4.4.1

LOSS OF PRESTRESS IN TENDONS General

K6.4.4.1

KEHILANGAN TEGANGAN DALAM TENDON Umum

It is important that all losses be thoroughly investigated, and that such factors as the effect of one loss on others and the stage at which each loss occurs be considered.

Penyelidikan secara seksama semua kehilangan tegangan sangat penting, dan faktor seperti pengaruh dari satu kehilangan dan lainnya, dan kondisi dimana masing-masing kehilangan terjadi harus dipertimbangkan.

K6.4.4.2

Immediate Loss of Prestress

K6.4.4.2

Kehilangan Tegangan Seketika

K6.4.4.2.1

General

K6.4.4.2.1

Umum

No commentary.


K6 - 25

K6.4.4.2.2

Loss of Prestress Deformation

due

to

Elastic

K6.4.4.2.2

Kehilangan Tegangan Akibat Deformasi Elastis

In the estimation of the loss due to elastic deformation of the concrete, it will usually be sufficient to assume that a group of tendons is located at its centroid. In cases where tendons are widely divergent, calculations for individual tendons, or small groups of tendons, may be necessary.

Dalam memperkirakan kehilangan karena deformasi elastis beton, biasanya cukup dengan menganggap bahwa satu grup tendon diletakan pada pusatnya. Dalam kejadian dimana tendon terlalu menyebar, perhitungan pra-tendon, atau grup kecil dari tendon mungkin diperlukan.

For pretensioned members, the loss of stress in the tendons at transfer may be taken as the product of the modular ration (Es /Ec) and the stress in the adjacent concrete.

Untuk elemen yang dipra-tegang dahulu, kehilangan tegangan pada tendon pada saatpemindahan dapat diambil sebagai hasil ratio modulus (Es /Ec) dan tegangan pada beton yang berdekatan.

For post-tensioned members, stressing of a tendon causes loss in all previously stressed tendons. For most cases, the loss of stress in the tendons at transfer may be taken as half the product of the modular ratio and the resulting stress in the adjacent concrete. More accurately, the average loss of stress may be taken as (N-1)/2N times the product of the modular ratio (Es /Ec) times the average concrete compressive stress, N being the number of tendons. The loss in individual tendons may be calculated by considering the sequence of stressing.

Untuk elemen yang dipra-tegang kemudian, penegangan satu tendon menyebabkan kehilangan pada semua tendon yang ditarik lebih awal. Pada umumnya, kehilangan tegangan pada tendon pada pemindahan dapat diambil setengah dari hasil ratio modulus dan tegangan yang dihasilkan pada beton yang berdekatan. Lebih tepatnya, kehilangan modulus (Es /Ec) kali tegangan tekan beton rata-rata, N adalah jumlah tendon. Kehilangan pra-tendon dapat dihitung dengan mempertimbangkan urutan penegangan.

K6.4.4.2.3

K6.4.4.2.3

Loss of Prestress due to Friction

Kehilangan Tegangan Akibat Gesekan

i.

Friction in the jack and anchorage. This loss is directly proportional to jack pressure but varies considerably between various system.

i.

Gesekan pada alat tarik dan anker. Kehilangan ini berbanding langsung dengan tekanan alat tarik tapi sangat bervariasi terhadap sisetm yang berbeda.

ii.

Friction along the tendon. It is required that the magnitude of the friction due to duct curvature and wobble in the actual duct profile be assessed at the design stage and verified during the stressing operation. The values to be used for the coefficient of friction depend basically on the condition of the surfaces in contact, their structure and their preparation. Frictional forces do not depend on the anchorage, but only on the way in which the prestressing tendon is formed and accommodated.

ii.

Gesekan sepanjang tendon. Diperlukan untuk mengetahui besar gesekan karena kelengkungan selongsongan dan ketidakpastian pada propil selongsongan pada tahap perencanaan dan harus dibuktikan selam pelaksanaan penegangan. Nilai yang digunakan untuk koefisien tegangan pada dasarnya tergantung dari keadaan permukaan kontak, struktur, dan persiapannya. Gaya gesek tidak tergantung pada anker, tapi pada cara tendon prategang dibentuk dan diperlengkapi.

The value of the friction curvature coefficient, P, may vary appreciably with the amount of rust and the method of construction. With tendons showing a high but still acceptable amount of rusting, the value may increase by 20 percent for bright and zinc-coated metal sheathing and 10 percent for leadcoated metal sheeting.

Nilai koefisien lengkungan gesek, P, dapat bervariasi terhadap tingkat korosi dan metode pelaksanaan. Karena tendon menunjukkan korosi yang tinggi tapi tetap dalam jumlah yang dapat diterima, nilai dapat ditambah 20% untuk penutup metal yang terang dan dilapisi dengan seng dan 10% untuk penutup yang dilapisi metal berat.

If the wires or strand in contact in the one duct are stressed separately, the values of P may be greater than given above and should therefore be checked by tests.

Bilamana kawat atau kabel kontak dalam satu selongsongan ditegangkan secara terpisah, nilai P, dapat lebih besar dari yang diberikan diatas dan karena itu seharusnya dicek dengan pengujian.

K6 - 26

The value of P for external tendons over machined caststeel saddles may increase markedly for large movements of tendons across saddles.

Nilai P untuk eksternal tendon diatas dudukan baja cetak mekanik dapat bertambah karena gerakan tendon yang besar sepanjang dudukan.

The wobble effects in the straight or curved parts depend on the rigidity of the sheaths, on the spacing and fixing of their supports, on the care taken in placing the prestressing tendons, on the clearance of tendons in the duct, on the stiffness of the tendons, and on the precautions taken during concreting. The most important parameter affecting the rigidity of the sheaths is their diameter.

Pengaruh posisi yang tidak pasti pada bagian lurus atau Iengkung tergantung pada kekakuan penutup, jarak dan kekakuan perletakan, kehati-hatian pada penempatan tendon pra-tegang, kebebasan tendon dalam selongsongan, dan ketidak-hatian selama pembetonan. Parameter yang sangat penting dalam mempengaruhi kekakuan penutup adalah diameternya.

The value of the angular deviation per metre (Ep) may be higher in. the event of mismatching of ducts in segmental construction, and the designer should allow for this possibility.

Nilai penyimpangan sudut per meter (Ep) dapat lebih besar pada kejadian ketidak-tepatan posisi selongsongan, dan kehati-hatian selama pembetonan. Parameter yang sangat penting dalam mempengaruhi kekakuan penutup adalah diameternya.

In the absence of other data, it is suggested that the following values of Ep may be used for unlined ducts formed by:

Kekurangan data lainnya, diusulkan bahwa nilai Ep berikut dapat digunakan untuk selongsongan tidak segaris yang terbuat dari

a.

bars ………………………………..………… 0.008

a.

tulangan …………………………………….. 0.008

b.

inflatable tube ………………………………. 0.024

b.

tube yang dapat mengempis ………………0.024

K6.4.4.2.4

Loss of Prestress during Anchoring

For pretensioned members with straight tendons, calculation of this loss is straightforward. For posttensioned members, the following formula may be used to calculated AP, the loss of force due to anchorage slip and draw-in, assuming that the prestress force P varies linearly with length along the tendon and that the friction values are the same for tensioning and detensioning.

K6.4.4.2.4

=

Pada

Waktu

Untuk elemen dipra-tegang dahulu dengan tendon lurus, perhitungan kehilangan tegangan adalah sederhana. Untuk elemen yang dipra-tegang kemudian, rumus berikut ini dapat digunakan untuk menghitung AP, kehilangan gaya karena tertarik dan melesetnya anker, dengan menganggap tegangan pratekan P bervariasi secara linear dengan panjang sepanjang tendon dan bahwa nilai gesekan sama untuk tarik dan tekan. P

P

Kehilangan Tegangan Pengangkeran

=

2 Z tan w

2 Z tan w dengan

where

z

=

z

'LEsAp

=

'LEsAp tan w

tan w tan w

=

friction loss per unit length

tan w

=

kehilangan gesek per unit panjang

Es

=

anchored slip plus draw-in

Es

=

melesat dan tertariknya anker

and Es and Ap are as defined in the Code.

dan Es and Ap seperti yang dibatasi pada Peraturan ini.

The calibration curves for jacks allow direct reading of the jacking force, P,, from jack pressures. If this information is not available P, may be calculated by jack pressure x ram area less the loss due to jack friction.

Lengkung kalibrasi untuk penarik memungkinkan pembacaan langsung gaya tarik, Pi, dari tekanan penarik. Bila informasi ini tidak tersedia Pi dapat dihitung dengan tekanan tarik kali area penekan kurang kehilangan karena gesekan penarik.

K6 - 27

K6.4.4.2.5

Loss of Prestress Considerations

due

to

Other

K6.4.4.2.5

Kehilangan Gaya Pengaruh Lainnya

Prategang

Akibat

No commentary.


K6.4.4.3

Time-dependent Losses of Prestress

K6.4.4.3

Kehilangan Gaya Prategang Yang Tergantung Pada Waktu

K6.4.4.3.1

General

K6.4.4.3.1

Umum

Material properties have been included elsewhere leaving this clause straightforward. It is important to note that these losses are interdependent and interaction may need to be considered when calculating total losses.

Sifat-sifat material sudah dimasukkan pada bagian lain, sehingga sub-bagian ini langsung mengarah ke tujuan. Penting untuk diperhatikan bahwa kehilangan itu sating tergantung dan inter-aksi perlu dipertimbangkan bila menghitung kehilangan total.

K6.4.4.3.2

K6.4.4.3.2

Loss of Prestress due to Shrinkage of the Concrete

Kehilangan Gaya Penyusutan Beton

Prategang

Akibat

Where reinforcement is distributed throughout a member, the loss of tensile stress in the tendon is reduced, but the loss of compressive stress in the concrete is increased.

Dimana tulangan di-distribusikan ke sebuah elemen, kehilangan tegangan tarik pada tendon dikurangi, tapi kehilangan tegangan tekan pada beton bertambah.

K6.4.4.3.3

K6.4.4.3.3

Loss of Prestress due to Creep of the Concrete

Kehilangan Gaya Prategang Rangkak Pada Beton

No commentary.


K6.4.4.3.4

K6.4.4.3.4

Loss of Prestress due to Tendon Relaxation

Loss of Prestress Considerations

No commentary.

Prategang

Akibat

Prategang

Akibat


No commentary.

K6.4.4.3.5

Kehilangan Gaya Relaksasi Tendon

akibat

due

to

Other

K6.4.4.3.5

Kehilangan Gaya Pengaruh Lainnya


K6 - 28

K6.5

ASSUMPTIONS TO BE MADE FOR STRUCTURAL ANALYSIS

K6.5

ANGGAPAN - ANGGAPAN YANG DIBUAT UNTUK ANALISA STRUKTURAL

K6.5.1

GENERAL

K6.5.1

UMUM

This article only contains assumption which are specifically applicable to structural concrete. General assumptions for structural analysis may be found in Section 3.

Artikel ini hanya meliputi anggapan yang dapat digunakan secara khusus untuk beton struktur. Anggapan umum untuk analisa struktur dapat diperoleh pada Bagian 3.

K6.5.2

K6.5.2

SECONDARY BENDING MOMENTS AND SHEARS RESULTING FROM PRESTRESS

MOMEN LENTUR SEKUNDER DAN GESER AKIBAT PRATEGANGAN

When prestress is applied in an indeterminate structure, the resulting deformations are likely to be incompatible with the supports, in which case hyperstatic (parasitic) reactions are produced when compatibility is enforced. These reactions produce secondary moments and shears (or parasitic moments and shears). These secondary moments and shears must be taken into account in both the serviceability and strength ultimate limit states, the latter with a load factor of 1.0 (see also Article K6.5.3).

Bila pra-tegangan diberikan pada struktur tak tentu, deformasi yang diberikan cenderung tidak sesuai dengan perletakan. Dalam kejadian ini reaksi parasit dihasilkan bilamana ketidak-sesuaian diperbesar. Reaksi ini menghasilkan momen sekunder dan geser (atau momen dan geser parasit). Momen sekunder ini harus diperhitungkan pada tingkat layan dan tingkat batas ultimate kekuatan, yang terakhir dengan faktor beban 1.0 (lihat juga Artikel K6.5.3).

One load case which should be checked as strength condition is secondary effects due to prestress plus dead load at transfer, with initial prestress (ie no losses) and in grouted ducts. Checking shear capacity is important.

Satu kasus beban yang seharusnya dicek sebagai kondisi kekuatan adalah efek sekunder karena prategangan tambah beban mati pada pemindahan, dengan pra-tegangan awal (tidak ada kehilangan) dan pada selongsongan yang diisi. Pengecekan kapasitas geser adalah penting.

In analysing for secondary moment due to prestress, often the "equivalent load" method is used, but it can also be calculated by double integrating the local curvatures to obtain ;the unrestrained deformed shape. It is usually sufficiently accurate to assume the eccentricity of the prestressing cable is measured in relation to the neutral axis of the uncracked section in calculating local curvature due to prestress, and that the gross stiffness will determine the magnitude and distribution of the prestress secondary effects. Note that there is no reduction in these effects because of creep or relaxation of concrete stress, as there is for other imposed deformations, such as settlements (see clause K6.4.1.8). This is because the local curvatures which produce the incompatibility are themselves also increased by creep, ie for a final creep factor of øcc the long term incompatibility will be (1 + øc) times the initial in compatibility, but this is offset because the magnitude of the moment will be determined by the long term elastic modulus which will be 1 (1 + øc) times the instantaneous modulus Ec. This means that the initially calculated secondary moment due to prestress always remains the same, except for the effects of creep, shrinkage and steel relaxation on the prestressing steel forces.

Dalam menganalisa momen sekunder karena prategangan, seringkali digunakan metode beban ekuivalen, tapi itu juga bisa dihitung dengan mengintegrasi-gandakan lengkung lokal untuk memperoleh bentuk deformasi yang tak tertahan. Dalam menghitung lengkung lokal karena pra-tegangan, biasanya cukup tepat menganggap eksentrisitas kabel pratekan diukur dalam hubungan dengan sumbu netral dari bagian yang tak retak, dan bahwa kekakuan total akan menetapkan besar dan penyebaran penaruh sekunder pra-tegangan. Perhatikan bahwa tidak ada pengurangan pada pengaruh ini karena rangkak dan rileksasi tegangan beton seperti pada deformasi yang diberikan lainnya, seperti penurunan (lihat sub-bagian K6.4.1.8). Hal ini karena lengkungan lokal yang menghasilkan ketidak-sesuaian juga diperbesar oleh rangkak, sebagai contoh, untuk faktor rangkak akhir øc,, ketidak-sesuaian awal, tapi nilai ini kelebihan karena besaran momen akan ditetapkan oleh modulus elastis jangka panjang yang bernilai (1 + øc) kali modulus elastis jangka panjang yang bernilai 1 (1 + øc) kali modulus sementara Ec. Ini berarti bahwa momen sekunder karena pra-tegangan yang dihitung awal selalu tetap sama, kecuali pengaruh rangkak, susut, rileksasi baja pada gaya baja prategangan.

K6 - 29

When a bridge is curved in plan there will be secondary torques due to prestress induced which must be analysed for, and taken into account in the design. Externally applied equivalent vertical loads will produce extraneous end torques, and it will probably be found simpler to use the double integration of internal curvature method. One must also allow for the radial component of prestress which will tend to twist each section, and the eccentricity for this twisting effect will be the distance from the cable centroid to the shear centre (it is assumed that vertical twist torque effects cancel out due to symmetry in most cases).

Bilamana suatu jembatan dilengkungkan pada bidang datar, puntir sekunder akan terjadi karena pra-tegang yang diberikan. Hal ini harus dianalisa dan dipertimbangkan pada perencanaan. Beban vertikal ekuivalen eksternal akan menghasilkan puntir akhir yang besar, dan akan lebih sederhana bila menggunakan integrasi ganda dari metode lengkung internal. Perencana juga harus mempertimbangkan komponen radial dari pra-tegangan yang cenderung untuk memutar masing-masing potongan, dan eksentrisitas dari pengaruh putaran ini akan merupakan jarak dari pusat kabel ke pusat geser (itu dianggap bahwa pengaruh puntir putar vertikal tak terjadi karena simetri dalam banyak kasus).

K6.5.3

K6.5.3

MOMENT REDISTRIBUTION IN STRUCTURAL CONCRETE MEMBERS AT THE ULTIMATE LIMIT STATE

PENYEBARAN KEMBALI MOMEN DALAM BETON STRUKTURAL UNTUK PERENCANAAN PADA KEADAAN BATAS ULTIMATE

It should be noted that this Article is also to be used for redistribution of bending moment in continuous prestressed concrete structures, and the following remarks also apply to prestressed concrete, except for the qualifications with respect to the effect of secondary moment due to prestress on ductility given below.

Harus diperhatikan bahwa artikel ini juga untuk digunakan pada penyebaran kembali momen lentur dalam struktur beton pratekan menerus, dan catatan berikut juga berlaku untuk beton pra-tegangan, kecuali untuk kualifikasi yang berhubungan dengan pengaruh momen sekunder akibat pra-tegangan pada tingkat kekakuan yang diberikan dibawah.

If the load on an indeterminate structure is progressively increased into the overload, inelastic range, there is a gradual change in the relative magnitude of the moments at critical sections i.e. a redistribution of internal moments occurs. If the structure has good ductility, the moments change from the initial elastic distribution and approach the fully plastic distribution, with plastic hinges forming in the peak moment regions to produce a mechanism.

Bila beban pada suatu struktur tak tentu ditambah secara bertahap sampai kelebihan beban dan mencapai tingkat tak elastis, akan terjadi perubahan berangsurangsur dalam besaran relatif momen pada bagian yang kritis, i.e. suatu penyebaran kembali momen internal terjadi. Bila struktur mempunyai kelenturan yang balk, momen berubah dari penyebaran elastis awal dan mendekati penyebaran platis penuh, dengan terbentuknya simpul plastis pada bagian momen puncak untuk menghasilkan suatu mekanisme.

Design economies can often be achieved if recognition is given to the phenomenon of moment redistribution. However,moment redistribution can only be taken into account is strength design calculations.

Ekonomi perencanaan seringkali dapat dicapai jika penomena penyebaran momen diterima. Akan tetapi, penyebaran momen kembali yang hanya dapat dipertimbangkan adalah perhitungan perencanaan kekuatan.

The extent to which moment redistribution can occur depends on the ductility, or potential for plastic deformation, in the critical peak-moment regions. In Article 6.5.3, the neutral axis parameter, ku, is used as an approximate measure of section ductility. The larger ku is in a section, the less potential there is for the section to deform plastically.

Batasan penyebaran kembali momen yang dapat terjadi tergantung pada kelenturan, atau potensi untuk deforamsi plastis, pada daerah momen puncak kritis. Pada Artikel 6.5.3, parameter sumbu netral, k,,, digunakan sebagai ukuran pendekatan dart kelenturan potongan. Lebih besar ku pada potongan, Iebih kecil potensi potongan untuk berdeformasi secara plastis.

For design purposes, redistribution means a percentage increase or decrease of the elastically determined bending moment in a particular cross section, with an appropriate adjustment of the bending moment in all other sections so that the resulting moment diagram is in equilibrium with the external load system.

Untuk maksud perencanaan, penyebaran kembali berarti suatu persentasi penambahan atau pengurangan dari momen lentur yang ditetapkan secara elastis pada potongan melintang tertentu, dengan penyesuaian yang cukup dari momen lentur pada potongan lainnya sehingga diagram momen yang dihasilkan dalam keadaan seimbang dengan sistem beban luar.

K6 - 30

In design, it is rarely necessary to change the peak bending moment by as much as 30 per cent, although up to 30 per cent redistribution is allowed by Article 6.5.3. The limiting values of ku were obtained from theoretical analyses of the collapse behaviour of continuous reinforced and prestressed concrete members and frames. Methodologies for these studies are contained in Warner (1984), and Wong et al (1987), and the results of case studies which have been used to define the deemed to comply ductility function in the code are contained in Achmad and Warner (1984), Warner and Yeo (1984), and Kgboko et al (1990).

Pada perencana, jarang diperlukan perubahan momen lentur puncak sebanyak 30%, meskipun lebih dari 30% penyebaran kembali diijinkan oleh Artikel 6.5.3. Harga batas k„ diperoleh dari analisa teoritis dari sifat runtuh elemen dan portal beton bertulang dan pra-tegangan menerus. Metode untuk studi ini terdapat dalam Warner (1984), Warner dan Yeo (1984) dan Wong dkk. (1987), dan hasil dari studi kasus yang sudah digunakan untuk membatasi pertimbangan sehingga memenuhi fungsi kelenturan dalam peraturan ini terkandung pada Achmad dan Warner (1984), Warner and Yeo (1984), dan Kgboko dkk (1980).

The Code requirements are in broad agreement with the Canadian and ACI requirements for values of ku between 0.2 and 0.4. For values of ku less than 0.2, the provisions are more liberal than most other codes.

Persyaratan Peraturan ini secara garis besar sesuai dengan persyaratan The Canadian dan ACI untuk harga ku antara 0.2 - 0.4. Untuk harga ku kurang dari 0.2, kelengkapan lebih bebas dari peraturan lainnya.

Before a redistribution is carried out for peak negative moments from a particular load pattern, the associated positive moments must be calculated. The redistribution effects are then added to these positive moments, which may affect the positive moment envelope. Allowance must also be made in this assessment for the influence of trans verse distribution and shear lag. The process is complicated and reference to specialist literature should be made before it is attempted (see Uren 1989).

Sebelum penyebaran kembali diselenggarakan untuk momen negatif puncak dari suatu bentuk beban tertentu, momen positif yang berhubungan harus dihitung. Pengaruh penyebaran kembali kemudian ditambahkan pada momen positif itu, yang mana dapat mempengaruhi daerah momen positif. Batasan untuk pengaruh penyebaran transversal dan daerah momen positif. Batasan untuk pengaruh penyebaran transversal dan daerah geser harus dibuat dalam masalah ini. Prosesnya sangat rumit dan acuan literatur khusus seharusnya dibuat sebelum hal ini dicoba (lihat Uren 1989).

Prestressed Concrete

Baton Pratekan

There often seems to be some confusion about whether secondary effects due to prestress need to be included at the strength ultimate state, so it is stated here specifically that they must not be ignored.

Sering terlihat beberapa keraguan tentang apakah pengaruh sekunder akibat pra-tegangan perlu dimasukkan pada keadaan ultimate kekuatan, sehingga secara khusus disini dijelaskan bahwa mereka tidak dapat diabaikan.

If the "deemed to comply" ductility rules of Article 6.5.3 are used, the secondary moments due to prestress must be included as if they were a load effect at the strength ultimate limit state. That inclusion is an essential part of the certainty that there is adequate ductility, and failure to include them will result in unconservative design, even failure to include them will result in unconservative design, even where ku is less than 0.2. Note also that they are included where ku is greater than 0.4, although no redistribution of moment is then allowed. For a full explanation of the logic of these rules see Uren et al (1990). The only alternative to these Code rules is to carry out a rigorous structural analysis in accordance with Section 3.

Jika pertimbangan untuk memenuhi aturan kelenturan pada peraturan ini digunakan, momen sekunder akibat pra-tegangan harus dimasukkan seakan-akan mereka adalah pengaruh beban pada keadaan batas ultimate kekuatan. Pemasukkan ini adalah suatu bagian panting dari kepastian bahwa kelenturan cukup terpenuhi, dan kegagalan untuk memasukkan mereka akan menghasilkan perencanaan yang tidak konservatif, meskipun pada ku lebih kecil dari 0.2. Perhatikan juga bahwa mereka dimasukkan bilamana ku lebih besar dari 0.4, meskipun tidak ada penyebaran momen kembali yang diijinkan. Untuk keterangan lebih lengakp dari logika aturan ini lihat Uren dkk (1980). Pilihan lain terhadap aturan peraturan in adalah melakukan analisa sturktur yang seksama sesuai dengan Bagian 3.

K6 - 31

K6.5.4

ASSUMPTIONS FOR STRESS DESIGN

WORKING

K6.5.4

ANGGAPAN ANGGAPAN UNTUK PERENCANAAN BERDASARKAN TEGANGAN KERJA

These are the normal assumption for a linear elastic analysis. To he consistent with these assumptions, no moment redistribution or other non-linear effects are permitted in Working Stress Design, except for secondary bending moments as detailed in article 6.5.6.

Ini adalah anggapan normal untuk analisa elastis linear. Untuk sesuai dengan anggapan ini, tidak ada penyebaran momen atau pengaruh non linear lainnya dalam perencanaan tegangan kerja, kecuali untuk momen lentur sekunder seperti yang diterangkan pada Artikel 6.5.6.

K6.5.5

K6.5.5

CRITICAL SECTION FOR NEGATIVE MOMENTS

PENAMPANG KRITIS MOMEN NEGATIF

This Article takes account of the finite size of supports.

Artikel ini mempertimbangkan perletakan.

K6.5.6

K6.5.6

ELASTIC ANALYSIS OF FRAMES INCORPORATING SECONDARY BENDING MOMENTS

ukuran

UNTUK batas

dari

ANALISA ELASTIS PORTAL UNTUK MENGHITUNG MOMEN LENTUR SEKUNDER

This article applies to unbraced (sway) frames where the change in geometry of the frame under loading cannot be ignored as secondary load moments occur. It would be an unusual situation for most bridge designs, but has been included so that consideration will be given to any situations which may be approaching this condition.

Artikel ini berlaku untuk portal yang tidak kaku (bergoyang) dimana perubahan pada geometri portal akibat beban tidak dapat diabaikan saat momen beban sekunder terjadi. Ini adalah situasi yang tidak umum untuk kebanyakan perencanaan jembatan, tapi dimasukkan sehingga pertimbangan diberikan untuk berbagai situasi yang mungkin mendekati kondisi ini.

K6.5.7

K6.5.7

K6.5.7.1

PROPERTIES OF BEAMS General

K6.5.7.1

SIFAT SIFAT BALOK Umum

No commentary.


K6.5.7.2

K6.5.7.2

Effective Flange Width

Lebar Flens Efektip

The formulas for the calculation of effective width of flange for strength and serviceability have been adopted from the CEB FIP (1978).

Rumus untuk perhitungan lebar efektif dari sayap untuk kekuatan dan tingkat layan diambil dari CEB FIP (1978).

K6.5.8

K6.5.8

SLENDERNESS LIMITS FOR BEAMS

The limits on the distance between points lateral restrain are provided to guard against Lateral buckling and consequent premature failure. Lateral eccentricity of loading causing torsion in slender laterally unbraced beams may be a problem. However, tests (Hansell and Winter, 1959, Sant and Bletzacker, 1961) indicate that lateral buckling is unlikely to be a problem in beams loaded with no lateral eccentricity.

BATAS KELANGSINGAN BALOK

Batasan jarak antara penahan lateral titik dilengkapi untuk menuntun terhadap tekuk lateral dan kemungkinan kegagalan lebih cepat. Eksentrisitas lateral beban yang menyebabkan puntir pada balok tak kaku yang ramping pada arah lateral dapat menimbulkan masalah. Akan tetapi, pengujian (Hansell dan Winter, 1959, Sant and Bletzaker, 1961) menunjukkan bahwa tekuk lateral kelihatannya bukan masalah pada balok yang dibebani tanpa eksentrisitas lateral.

K6 - 32

K6.5.9

MOMENT RESISTING WIDTH FOR ONE-WAY SLABS SUPPORTING CONCENTRATED LOADS

This article contains simplifying assumptions that may be used instead of a more detailed analysis.

K6.5.9

LEBAR PERLAWANAN MOMEN UNTUK PELAT SATU ARAH YANG MEMIKUL BEBAN TERPUSAT

Artikel ini mengandung anggapan yang disederhanakn yang dapat digunakan daripada analisa lebih detail.

K6 - 33

K6.6

DESIGN OF BEAMS STRENGTH SERVICEABILITY

K6.6.1

STRENGTH OF BEAMS IN BENDING

K6.6.1.1

FOR AND

General

K6.6

PERENCANAAN BALOK UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN

K6.6.1

KEKUATAN LENTUR

K6.6.1.1

Umum

BALOK

TERHADAP

Use of the Working Stress Design method with prestressed beams is not permitted because it can lead to overestimation of the design strength in some circumstances. If it is necessary to determine the "working" strength of a prestressed beam for use with working (unfactored) loads, the strength to be used shall be 0.4 times the computed nominal Ultimate Limit State strength.

Penggunaan metode perencanaan tegangan kerja dengan balok pra-tegangan tidak diijinkan karena dapat menyebabkan over-estimate kekuatan perencanaan pada beberapa kasus. Jika diperlukan untuk menetapkan kekuatan kerja balok pratekan untuk penggunaan beban kerja (tidak difaktorkan), kekuatan yang harus digunakan seharusnya 0.4 dari kekuataan keadaan batas ultimate yang dihitung.

K6.6.1.2

K6.6.1.2

Basic Principles

Prinsip-prinsip Dasar

The two basic conditions of static equilibrium and strain compatibility must be satisfied.

Dua kondisi dasar dari kesesuaian keseimbangan dan regangan statis harus dipenuhi.

Tests have confirmed that the strain distribution, on average is essentially linear over the cross-section. The strain in both the reinforcement and the concrete are assumed to be directly proportional to the distance from the neutral axis. This assumption enables the strain distribution to be defined. The stress distribution (and hence actions) for the crosssection can be determined from the strain distribution by using appropriate stressstrain relationships for the steel and concrete.

Pengujian telah mengukuhkan bahwa distribusi regangan, secara rata-rata linerar untuk seluruh potongan melintang. Regangan pada tulangan dan ebton dianggap secara langsung sebanding terhadap jarak dari sumbu netral. Anggapan ini memungkinkan untuk membatasi distribusi regangan. Distribusi tegangan (dan tentunya gaya) untuk potongan melintang dapat ditetapkan dari distribusi regangan dengan menggunakan hubungan regangan-tegangan yang sesuai untuk baja dan beton.

The concrete tensile strength has little influence on the ultimate capacity in bending and in combined bending and axial compression.

Kekuatan tarik beton memiliki pengaruh yang kecil pada kemampuan ultimate pada lentur dan gabungan lentur dan tekan normal.

K6.6.1.3

Ultimate Limit State Design

K6.6.1.3

Perencanaan berdasarkan Keadaan Batas Ultimate

K6.6.1.3.1

Rectangular Stress Block

K6.6.1.3.1

Balok tegangan Segi Empat

While it is theoretically possible to develop concrete strains greater than 0.003, particularly for the lower concrete grades, it is prudent to limit the maximum compressive concrete and steel strain to this value.

Sementara secara teori memungkinkan untuk mengembangkan regangan beton lebih besar dari 0.003, terutama pada mutu beton lebih rendah, pembatasan regangan tekan beton dan baja sampai nilai ini adalah penting.

The equivalent rectangular stress block has been shown to produce predictions of ultimate strength in agreement with test results. For the compression zone of nonrectangular cross sections, the resultant compression force and its location are determined by integrating the rectangular stress block over the compressed area of the cross -section.

Blok tegangan segi-empat ekuivalen sudah ditunjukkan menghasilkan perkiraan kekuatan ultimate yang sesuai dengan hasil pengujian. Untuk daerah tekan penampang melintang yang tidak segiempat, gaya tekan resultan dan lokasinya ditetapkan dengan mengintegralkan blok tegangan segi empat keseluruh daerah tekan dari penampang melintang.

K6 - 34

Further comments are given in Articles K6.4.1.4. and K6.4.1.5.

Penjelasan lebih lanjut diberikan pada Artikel K6.4.1.4 dan K6.4.1.5.

Effective depth: For cross-sections with multiple layers of reinforcement, or mixtures of reinforcement and tendons, all the steel may not be at yield at the ultimate moment in pure bending and the resultant tensile force will not be at the centroid of the tensile steel area. Hence the effective depth is taken to the resultant of the tensile forces in all the reinforcement and tendons in tension.

Tinggi Efetkif: Untuk penampang melintang dengan tulangan berlapis atau gabungan tulangan dan kabel, mungkin seluruh baja tidak leleh pada momen ultimate akibat momen lentur dan gaya tarik resultan tidak akan berada pada pusat daerah baja tarik. Karena itu tinggi efektif diambil terhadap resultan gaya tarik seluruh tulangan dan kabel yang tertarik.

K6.6.1.3.2

K6.6.1.3.2

Design Strength in Bending

Kekuatan rencana dalam lentur

There is general agreement that a structure should be as ductile as possible so that adequate warning of incipient collapse is given by large deflections and crack widths. Furthermore, ductility also enables a redundant structure to redistribute the bending moments under external actions to the best advantage, as well as providing a safer structure under blast or earthquake loading. Ductility in a beam can be directly related to the quantity of tensile reinforcement in the cross-section and hence the neutral axis depth (ku d). The concept of a "ductile" (under-reinforced) beam where the steel is at yield and an "over-reinforced" beam where the steel is below yield under ultimate strength conditions is familiar. It can be shown that the curvature capability reduces as the amount of tensile steel, and hence ku increases (Smith and Bridge 1984).

Secara umum disetujui bahwa suatu struktur seharusnya selentur mungkin sehingga peringatan yang cukup pada keruntuhan awal diberikan dengan lendutan dan lebar retak yang besar. Lebih lanjut, kelenturan juga memungkinkan suatu struktur yang tak berguna untuk men-distribusikan kembali momen lentur akibat aksi eksternal untuk keuntungan terbaik, maupun memberikan struktur yang lebih aman akibat beban letusan dan gempa. Kelenturan dalam suatu balok dapat secara langsung dihubungkan dengan jumlah tulangan tarik pada penampang melintang dan karena itu tinggi sumbu netral (k. d). Konsep dari balok lentur (tulanganlemah) dimana baja leleh dan balok tulangan kuat dimana baja dibawah leleh saat kondisi beban ultimate sudah cukup dikenal. Itu dapat ditunjukkan bahwa kemampuan lengkung berkurang sebanding dengan jumlah baja tarik dan karena itu ku bertambah (Smith dan Bridge 1984).

The limit of ku = 0.4 can be considered as the ductility limit. For ku values below this limit, moment redistribution is permitted under the provisions of Article 6.5.3.

Batasan ku = 0.4 dapat dipertimbangkan sebagai batasan daktilitas. Untuk nilai ku dibawah batasan ini pendistribusian momen diijinkan dibawah kelengkapan Artikle 6.5.3.

Cross-sections with ku > 0.4 may be designed for certain types of structural elements, such as columns and arches in reinforced concrete and some fully prestressed concrete beams (where the prevention of cracking under serviceability conditions, or under construction conditions, requires amounts of prestressing reinforcement that lead to over-reinforced sections under ultimate strength conditions). If such members are to be used, the following points should be borne in mind:

Penampang melintang k„ = 0.4 dapat direncanakan untuk tipe elemen struktur tertentu, seperti kolom, pelengkung beton bertulang dan beberapa beton prategang penuh (dimana penghindaran retak akibat kondisi layan, atau kondisi pelaksanaan, membutuhkan sejumlah tulangan pra-tegang yang menuntun kepada bagian tulangan berlebih pada kondisi kekuatan ultimate). Bila elemen yang demikian digunakan, hal-hal berikut seharusnya dipertimbangkan

i.

Simplified methods of analysis should not be used to determine the actions on the members as designs based on such simple methods may rely on redistribution of moments in the structure.

ii.

The curvature capacity of cross-section is enhanced by the addition of compression reinforcement and it is prudent to provide a minimum amount to reduce the likelihood of the "brittle" mode of failure usually associated

i.

Metode analisa yang disederhanakan seharusnya digunakan untuk menetapkan aksi pada elemen karena perencanaan yang didasarkan pada metode yang sederhana demikian dapat mengandalkan pendistribusian kembali momen distruktur.

ii.

Kapasitas lengkungan penampang melintang diperbesar oleh penambahan tulangan tekan dan ini nyata memberikan jumlah minimum untuk mengurangi kemungkinan kehancuran getas yang biasanya dihubungkan dengan

K6 - 35

with over-reinforced sections.

bagian tulangan lebih.

iii.

For cross-sections containing both tendons and tensile reinforcement, where the depth to the tensile reinforcement is greater than the depth to the tendons, it is found that with large amounts of prestress, the ultimate strength in bending may actually decrease as the area of tendons is increased. This occurs when the reinforcement is below yield. To prevent this reduction in strength, the cross-section should be proportioned so that the strain in the tensile reinforcement is greater than the yield strain.

iii.

Untuk penampang melintang yang mengandung kabel dan tulangan tarik, dimana tinggi ke tulangan tarik lebih besar dari tinggi ke kabel, ditemukan bahwa dengan jumlah yang besar dari pra-tegangan, kekuatan ultimate pada lentur dapat berkurang bila bidang kabel bertambah. Hal ini terjadi bila tulangan belum leleh. Untuk menghindari pengurang kekuatan ini, penampang melintang seharusnya disebandingkan sehingga regangan pada tulangan tarik lebih besar dari regangan leleh.

iv. iv.

Where k„ exceeds 0.4 the Strength Reduction Factor is progressively reduced to account for the decrease in ductility as k. increases.

Bila k. melampaui 0.4 faktor pengurangan kekuatan dikurangi secara bertahap untuk mempertimbangkan pengurangan kelenturan saat k„ bertambah.

K6.6.1.3.3

Minimum Strength Requirements

The ultimate strength in bending, Muo, is calculated assuming a fully cracked section. For small percentages of steel, this moment could be less than the moment Mcr to cause first cracking. Failure of such a member would be quite sudden. To prevent such a failure Mcr, must be greater than Muo and a value of Mcr > 1.2 Mcr, has been adopted. This requirement can be deemed to be satisfied if:

K6.6.1.3.3

Kekuatan ultimate pada lentur Muo, dihitung dengan menganggap potongan retak penuh. Untuk persentasi tulangan yang kecil, momen ini dapat lebih kecil dari momen Mcr untuk menyebabkan retak pertama. Kegagalan elemen yang demikian dapat terjadi cukup tiba-tiba. Untuk menghindari kegagalan yang demikian M,,, harus lebih besar dari Muo dan suatu nilai Mcr, > 1.2 Mcr diambil. Syarat ini dapat dipertimbangkan memenuhi bila :

Ast 1.4 fy bwd K6.6.1.3.4

Stress in Reinforcement and Bonded Tendons at the Ultimate Limit State

Syarat-syarat kekuatan minimum

Ast 1.4 fy bwd K6.6.1.3.4

Tegangan dalam Tulangan dan Tendon Terlekat pada Keadaan Batas Ultimate

The formula for Vpu is taken from the revision made in the ACI Code, and is based on the recommendations made by Mattock (1984). The equation gives an estimate of the maximum stress in the tendons for varying concrete strengths with or without additional non-prestressed tensile and compressive reinforcement.

Rumus untuk Vpu diambil dari perbaikan yang dibuat oleh Peraturan ACI, dan didasarkan pada rekomendasi yang dibuat Mattock (1984). Persamaan memberikan perkiraan tegangan maksimum pada kabel dengan berbagai kekuatan beton dengan atau tanpa tulangan tekan dan tarik tanpa pra-tegangan tambahan.

The formula is an approximation to the more accurate calculation based on strain compatibility and equilibrium. The formula is valid only if the effective prestress after all losses, Vpu.ef, is not less than 0.5 fp.

Rumus ini adalah pendekatan terhadap perhitungan yang lebih akurat yang didasarkan pada keseimbangan dan kompatibilitas regangan. Rumus hanya berlaku jika pra-tegangan efektif setelah semua kehilangan, Vpu.ef, tidak lebih dari 0.5 fp.

K6.6.1.3.5

K6.6.1.3.5

Stress in Tendons not yet Bonded

The two expressions for Vpu have been taken from the ACI 318-83.

Tegangan dalam tendon yang belum terlekat

Dua ekspresi untuk Vpu diambil dari ACI 318-83.

K6 - 36

The formula for Vpu in equation (6.14a) is z conservative estimate based on test results frorr Yamazaki et al (1969) and recommendations made by ACI 423 IR-69. More recent test results from Motahedi and Gamble (1978) indicate that the stress in unbonded tendons at ultimate conditions is overestimated by equation (6.14a) for members with a span-to-depth ratio greater than 35 (one-way slabs and two-way slabs) and equation (6.14b) is a better estimate for Vpu for such members. The value for Vpu should not be taken to be greater that fpy.

Rumus untuk Vpu pada persamaan (6.14a) adalah perkiraan konservatif yang didasarkan pada hasil pengujian Yamasaki dkk. (1969) dan rekomendasi yang dibuat oleh ACI 423 IR-69. Hasil pengujian yang Iebih akhir dari Motahedi dan Gamble (1978) menunjukkan bahwa tegangan pada kabel tak terlekat pada kondisi ultimate adalah over-estimate dengan persamaan (6.14a) untuk elemen dengan ratio bentang terhadap tinggi Iebih besar dari 35 (pelat satu arah atau pelat dua arah) dan untuk elemen yang demikian persamaan (6.14b) memberikan perkiraan yang lebih tinggi untuk aVpu Nilai untuk Vpu seharusnya tidak diambil lebih besar dari fpy.

K6.6.1.4

K6.6.1.4

Perencanaan Berdasarkan Tegangan Kerja

K6.6.1.4.1

Hubungan Regangantegangan


K6.6.1.4.1

Stress-Strain Relationship

A factor of 2.0 in used to account for the increase of stress in the compression reinforcement caused by creep of the concrete . This factor shall be used for stress computation only, not for calculation of section properties, weights, etc.

Hubungan faktor 2.0 digunakan untuk memperhitungkan pertambahan tegangan pada tulangan tarik yang disebabkan oleh-rangkak pada beton. Faktor ini seharusnya dipergunakan hanya untuk perhitungan tegangan, tidak untuk perhitungan sifat-sifat elemen, berat, dll.

K6.6.1.4.2

K6.6.1.4.2

Design Strength in Bending

Kekuatan Rencana dalam Lentur

No commentary.


K6.6.1.4.3

K6.6.1.4.3

Basic Allowable Stresses in Bending

Tegangan ljin Dasar dalam Lentur

No commentary.


K6.6.1.5

K6.6.1.5

Dispersion Angle of Prestress

Sudut Penyebaran Prategang

No commentary.


K6.6.1.6

Spacing of Reinforcement, Tendons, and Ducts

K6.6.1.6

Jarak Tulangan, Selongsongan

K6.6.1.6.1

General

K6.6.1.6.1

Umum

It is very important for strength and durability that concrete be placed and fully compacted around reinforcing elements. The details given in this clause are to ensure account is taken when detailing reinforcing, tendons and duct positions, of the space required for the possible use of internal vibrators and the movement of the concrete.

Kabel

dan

Penempatan dan pemadatan beton secara penuh sekitar elemen tulangan sangat penting untuk kekuatan dan keawetan. Detail yang diberikan dalam bagian ini adalah untuk menjamin bahwa pertimbangan dilakukan bila mendetail posisi tulangan, kabel, dan selongsongan, ruangan yang dibutuhkan untuk penggunaan yang memungkinkan penggetar internal dan pergerakan beton.

K6 - 37

K6.6.1.6.2

Spacing of Reinforcement

K6.6.1.6.2

Jarak Penulangan

This sub-clause gives minimum spacings to ensure the concrete can move between and around the reinforcing bars and tendons without the large aggregate becoming separated from the fines, and to ensure adequate bond between the reinforcement and the concrete.

Sub-bagian ini memberikan jarak minimum untuk menjamin beton dapat bergerak antara dan sekitar tulangan dan kabel tanpa agregat yang besar terpisah dari yang halus, dan untuk menjamin lekatan yang cukup antara tulangan dan beton.

K6.6.1.6.3

K6.6.1.6.3

Grouping of Tendons and Ducts

Pengelompokkan Selongsongan

Kabel

dan

Deflected tendons required to be grouped at certain locations in the member are separated as far apart as practical beyond these locations to achieve better distribution of force in the member and anchorage of each tendon.

Kabel yang dibengkokkan yang perlu untuk dikelompokkan pada lokasi tertentu dalam elemen dipisahkan sejauh masih memungkinkan untuk mendapatkan yang terbaik dari distribusi beban dan peng-angkeran masing-masing kabel.

Stressed tendons in curved ducts develop radial forces based on the degree of curvature of the duct. These forces can cause the tendon to burst through into an adjacent ungrouted duct or adjacent concrete surface. Account should be taken of this when deciding on stressing sequences of tendons, spacing between ducts, and distance to concrete surfaces from ducts. If necessary, reinforcement can be placed between adjacent ducts, or between the ducts and concrete surfaces, to resist these forces.

Kabel yang ditegangkan dalam selongsongan lengkung mengembangkan gaya melingkar yang didasarkan pada tingkat lengkungan selongsongan. Gaya-gaya ini dapat menyebabkan kabel menghancurkan selongsongan tak terlekat atau permukaan beton yang berdekatan. Hal ini harus diperhitungkan saatmemutuskan urutan penegangan kabel, jarak antara selongsongan, dan jarak selongsongan kepermukaan beton. Jika perlu untuk menahan gaya ini tulangan dapat diletakkan antara selongsongan yang berdekatan, atau antara selongsongan dan permukaan beton.

K6.6.1.7

K6.6.1.7

Detailing of Flexural Reinforcement

Detail Tulangan Lentur

As far as possible, each of the member design sections are self-contained. Because stress development is common to most sections, it is located separately in Sub-section 13.

Sejauh mungkin, setiap potongan perencanaan elemen dilakukan secara tersendiri. Karena pengembangan tegangan adalah biasa untuk kebanyakan potongan, hal ini diletakkan secara terpisah pada sub-bagian 13.

K6.6.1.7.1

K6.6.1.7.1

Distribution

The width and distribution of flexural cracks in the top flange of a beam subjected to negative bending moment is greatly influenced by the distribution of the tensile reinforcement. It has been shown to be undesirable to concentrate all of the tensile reinforcement within the web as the cracks in the flanges will be larger, and furthermore, compaction of the concrete within the web may be impeded by lack of clearance for a vibrator. A better arrangement is for a proportion of the flexural reinforcement to be spread into the flange. However, if heavy shear reinforcement is required, it is desirable to place the major part of the flexural reinforcement within the web, in which case additional bars should be placed in the flanges to control the flexural cracking.

Penyebaran

Lebar dan distribusi retak lentur pada sayap atas balok yang ditujukan untuk momen lentur negatif sangat dipengaruhi oleh distribusi tulangan tarik. Sudah ditujukan bahwa tidak diinginkan memusatkan seluruh tulangan tarik dalam badan karena retak pada sayap akan lebih besar, dan apalagi, pemdatan pada badan dapat dihalangi oleh kurangnya tempat untuk pengetar. Pengaturan yang lebih baik adalah proporsi tulangan lentur disebarkan pada sayap. Akan tetapi, jika tulangan geser yang berat dibutuhkan, lebih baik meletakkan bagian utama tulangan lentur pada badan, yang mana pada kasus ini tulangan tambahan seharusnya diletakkan pada sayap untuk mengontrol retak lentur.

K6 - 38

K6.6.1.7.2

General Arrangement of Terminations and Anchorage

K6.6.1.7.2

Bentuk Susunan dari Bagian Ujung dan Pengangkeran

To satisfy equilibrium of forces in the truss analogy for shear strength, an additional horizontal force is required beyond the position required for flexure and is provided by extending the bending moment diagram by a distance D, the depth of the member.

Untuk memenuhi keseimbangan gaya-gaya pada analogi rangka untuk kekuatan geser, suatu gaya horisontal tambahan diperlukan diluar posisi yang diperlukan untuk lentur dan dilengkapi dengan memperluas diagram momen lentur dengan suatu jarak D, tinggi dari elemen.

Anchorage of the reinforcement, calculated for this extended bending moment diagram, is required beyond the end of the diagram and is provided by the reinforcement development length.

Pengangkeran tulangan yang dihitung untuk diagram momen lentur yang diperluas ini, diperlukan pada kahir diagram dan diberikan dengan panjang penyaluran tulangan.

K6.6.1.7.3

K6.6.1.7.3

Anchorage of Reinforcement

Positive

Moment

Pengangkeran tulangan momen positif

Anchored reinforcement or tendons sufficient to develop a tensile force of 1.5 V' at the face of the supports is related to shear failure mechanism. The shear, V', is generally calculated at a distance d from the face of the support, or at the face of the support where diagonal cracking can take place at the support extend into it.

Tulangan atau kabel yang diangkerkan yang cukup untuk mengembangkan suatu gaya tarik 1.5 V' pada permukaan perletakan dihubungkan dengan mekanisme kegagalan geser. Gaya geser, V', umumnya dihitung pada suatu jarak d dari permukaan perletakan dimana retak diagonal yang dapat terjadi pada perletakan meluas kesitu.

K6.6.1.7.4

K6.6.1.7.4

Shear Strength Requirements near Terminated Flexural Reinforcement

Persyaratan Kekuatan Ujung Tulangan Lentur

Geser

dekat

Longitudinal reinforcement is required in the shear zone for balancing forces in the truss analogy. Termination of the longitudinal reinforcement is restricted by the requirements of this Article.

Tulangan memanjang dibutuhkan pada daerah geser untuk mengimbangkan gaya dalam analogi rangka. Akhir tulangan memanjang dibatasi oleh persyaratan dari Artikel ini.

K6.6.1.7.5

K6.6.1.7.5

Deemed to Comply Arrangement

Anggapan Memenuhi Persyaratan

This sub-clause in intended to apply to one-way slabs and secondary members. It is anticipated that the main structural concrete beams in a bridge will be investigated in sufficient detail that the requirements of sub-clauses 6.6.1.7.2. to 6.6.1.7.4 can be explicitly satisfied.

Sub-bagian ini dimaksudkan berlaku untuk pelat satu arah dan elemen sekunder. Sub-bagian ini mengantisipasi bahwa balok beton struktur utama pada suatu jembatan akan diselidiki dalam detail yang cukup sehingga persyaratan dari sub-bagian 6.6.1.7.2 hingga 6.6.1.7.4 dapat secara seksama dipenuhi.

K6.6.1.7.6

K6.6.1.7.6

Restraint Reinforcement

of

Compression

This clause parallels the requirements of clause 6.8.7.3 for columns, to limit the possibility that longitudinal bars in compression will buckle outwards. The restriction of 16 d, on tie spacing will generally be less than the spacing needed for shear reinforcement at midspan. If compression reinforcement is required for strength, then the same restrain requirements as for columns apply.

Pengekangan Tulangan Tekan

Bagian ini mensejajari persyaratan dari bagian 6.8.7.3 untuk kolom untuk membatasi kemungkinan bahwa tulangan memanjang pada daerah tekan akan menekuk keluar. Pembatasan 16 d, pada jarak pengikat secara umum akan lebih kecil dari jarak yang dibutuhkan untuk tulangan geser ditengah bentang. Bila tulangan tekan diperlukan untuk kekuatan, persyaratan pengekangan yang sama seperti kolom berlaku.

K6 - 39

K6.6.1.7.7

Bundled Bars

K6.6.1.7.7

Tulangan yang Disatukan

No commentary.


K6.6.1.7.8

K6.6.1.7.8

Displacement of Tendons in Ducts

Perpindahan Selongsongan

Kabel

dalam

Depending on the size of the duct and the number of stands in the tendon, the centroid of the tendon may be significantly offset from the centroid of a curved duct. This effect can be substantiated in shallow members.

Tergantung pada ukuran selongsongan dan jumlah stand pada kabel, pusat kabel dapat keluar dari selongsongan yang dilengkung. Pengaruh ini dapat menjadi penting pada elemen yang tipis.

K6.6.2

K6.6.2

STRENGTH OF BEAMS IN SHEAR

K6.6.2.1 K6.6.2.1

KEKUATAN BALOK TERHADAP GESER Penggunaan

Application

As shear without torsion is by far the most common design situation, the requirements have been written for that situation. This simplifies the procedure for shear design. Where torsion is present, separate requirements, which interact with the shear requirements, have to be taken into account.

Karena geser tanpa puntir adalah situasi perencanaan yang paling umum, persyaratan ditulis untuk situasi ini. (ni menyederhanakan prosedur untuk perencanaan geser. Bila puntir terdapat. persyaratan terpisah, yang berinteraksi dengan persyaratan geser, harus dipertimbangkan.

These requirements also cover one-way action for shear in slabs.

Persyaratan ini juga meliputi aksi satu arah untuk geser di pelat.

K6.6.2.2

K6.6.2.2

Design Method

Metoda Perencanaan

The Working Stress Design method is unable to provide a consistent margin of safety against shear failure because the classical elastic methods for calculating shear stress are inappropriate for cracked concrete sections. Structural concrete resists shear by a combination of reinforcement dowel action, aggregate interlock and arching. None of these effects can be modelled using simple bending theory.

Metode perencanaan tegangan kerja mampu untuk memberikan kelebihan yang konsisten pada faktor keamanan karena metode elastis klasik untuk menghitung tegangan geser tidak sesuai untuk potongan beton yang retak. Beton struktur menahan geser dengan kombinasi dad aksi tulangan, saling mengunci agregat, dan peeengkung. Tak ada dari pengaruh itu yang dapat dimodel menggunakan teori lentur sederhana.

The factor 0.4 used to convent the nominal ultimate shear strength of a beam to an equivalent working strength has been obtained by dividing the Strength Reduction Factor for shear (0.6) by an average value for the Ultimate Load Factor of 1.5. If the shear force in a beam is caused predominantly by live load effects, for which the ultimate Load Factors are 1.5 or greater, it would be prudent to use a factor less than 0.4 to determine the working shear strength.

Faktor 0.4 yang digunakan untuk merubah kekuatan geser ultimate nominal sebuah balok ke kekuatan kerja ekuivalen diperoleh dengan membagi faktor pengurangan kekuatan untuk geser (0.6) dengan harga rata-rata untuk faktor beban ultimate 1.5. Jika gaya geser pada balok disebabkan secara dominan oleh pengaruh beban hidup, untuk yang mana faktor beban ultimate adalah 1.5 atau lebih, akan lebih baik menggunakan suatu faktor yang kecil dari 0.4 untuk menetapkan kekuatan geser kerja.

K6.6.2.3

K6.6.2.3

Design Ultimate Shear Strength of a Beam

The traditional approach, namely the sum of the "concrete" and "steel" components, deals efficiently with reinforced, partially prestressed and fully prestressed beams. The steel component and detailing requirements are determined from a truss

Kekuatan Geser Ultimate Rencana dari Balok

Pendekatan tradisional, seperti jumlah komponen beton dan baja, secara efisien berlaku pada balok bertulang, balok prategang sebagian atau penuh. Komponen bala dan persyaratan pendetailan ditetapkan dari pendetakan analogi rangka.

K6 - 40

analogy approach. In beams, minimum shear reinforcement must be provided, except in circumstances specified in clause 6.6.2.6. The existence of this minimum reinforcement is utilised to simplify the range over which shear reinforcement needs to be calculated. Although not stated, nominal top longitudinal bars would also be required in the corners of the reinforcement. The strength stated is consistent with clause 6.6.2.9.

Pada balok, tulang geser minimum harus diberikan kecuali pada kondisi yang dispesifikasikan pada subbagian 6.6.2.6. Keberadaan dari tulangan minimum ini dimanfaatkan untuk menyederhanakan batasan dimana tulangan geser perlu dihitung. Meskipun tidak dinyatakan, tulangan memanjang atas nominal juga diperlukan disudut tulangan. Kekuatan yang diberikan konsisten dengan sub-bagian 6.6.2.9.

A more refined method of calculating the shear strength of a section is to use the variable angle, truss-analogy method. (Collins and Mitchell 1980; Nielsen et al 1978).

Metode yang lebih baik untuk perhitungan kekuatan geser pada suatu penampang adalah menggunakan sudut variable, metode analogi rangka (Collins dan Mitchell 1980; Nielsen dkk. 1978).

K6.6.2.4

K6.6.2.4

Tapered Members

Bagian komponen yang meruncing

Where prestressed tendons are inclined, significant increase in the shear resistance can sometimes be achieved. This contribution is added to the shear resistance in accordance with clause 6.6.2.7. and subclause 6.6.2.8.2. Note that it is possible that the inclination could produce a reverse effect.

Bilamana kabel pra-tegangan dimiringkan, penambahan yang berarti pada tahanan geser kadang-kadang dapat dicapai. Kontribusi ini ditambahkan pada tahanan geser yang sesuai dengan sub-bagian 6.6.2.7 dan sub-bagian 6.6.2.8.2. Perhatikan bahwa pemiringan mungkin menghasilkan pengaruh kebalikan.

In hunched beams, where the line of the centroid of the compression force is inclined, the vertical component of the force can also be treated in the same manner.

Pada balok yang dilengkung, dimana garis pusat gaya tekan dibengkokkan, komponen vertikal gaya dapat juga diperlakukan dengan cara yang sama.

K6.6.2.5

K6.6.2.5

Maximum Transverse Shear near a Support

Geser melintang maksimum dekat tumpuan

This Article normally limits the position at which the shear force is determined, to a distance, d, from the support. This, means that any forces closer to the support can normally be disregarded. In some circumstances, where a failure surface can develop within the support area, the critical section must be taken at the face of the support.

Artikel ini umumnya membatasi posisi dimana gaya geser ditetapkan terhadap suatu jarak d dari perletakan. IN berarti bahwa gaya apapun yang lebih dekat ketumpuan umumnya dapat diabaikan. Dalam beberapa hal, dimana permukaan gagal dapat berkembang dalam daerah tumpuan, potongan kritis harus diambil pada muka tumpuan.

K6.6.2.6

K6.6.2.6

Requirements Reinforcement

for

Shear

Syarat-syarat untuk Tulangan Geser

Concrete beams can possess considerable strength without shear reinforcement. However, this strength will be reduced by restrained and shrinkage stresses if they are present. Since shear failure can be quite sudden, the Code adopts a conservative approach with a requirement for most beams to contain at least minimum shear reinforcement calculated in accordance with clause 6.6.2.9.

Balok beton dapat memiliki kekuatan yang besar tanpa tulangan geser. Akan tetapi, kekuatan ini akan dikurangi tegangan susut dan tertahan jika ada. Karena kegagalan geser dapat terjadi cukup tibatiba. Peraturan ini mengambil pendetakan konservatif dengan suatu persyaratan untuk kebanyakan balok untuk mengandung sedikitnya tulangan geser minimum yang dihitung sesuai dengan sub-bagian 6.6.2.9.

The value of Vu.min is simply an assessment of the strength of a beam containing minimum shear reinforcement.

Nilai Vu.min semata-mata untuk mendapatkan kekuatan balok mengandung tulangan geser minimum.

K6 - 41

For cases, especially at transfer, where Pv > V*, Pv becomes the dominant load. The Code treats Pv as part of the shear capacity though there is argument that it would be more logically treated as a load and incorporated as part of V*.

Untuk kasus, terutama pada pemindahan dimana Pv > V*, Pv menjadi beban yang dominan. Peraturan ini memperlakukan Pv sebagai sebagian dari kapasitas geser meskipun ada bantahan bahwa itu lebih masuk akan diperlakukan sebagai suatu beban dan digabungkan sebagai bagian dari V*.

Treating Pv, as adding to the capacity would be very unconservative for cases where V* is small and Pv is large. The Code formulae applied literally would indicate a very safe reserve of strength where there may be a lack of strength. This would be especially true for no prestress losses and ungrouted ducts, where Pv is maximum, bv is minimum, V* is minimum and the concrete strength is minimum.

Memperlakukan Pv, sebagai tambahan kapasitas akan menjadi sangat tidak konservatif untuk hal dimana Pv kecil dan P, besar. Rumus pada Peraturan ini bila digunakan secara langsung akan menunjukan cadangan keamanan kekuatan yang besar. Hal ini terutama benar untuk selongsongan tanpa kehilangan pra-tegangan dan tak terlekat, dimana Pv maksimum, bv minimum, V' minimum dan kekuatan beton minimum.

Hence Pv in theses cases is converted to a load and is deleted as contributing to the capacity.

Karena itu Pv pada kasus ini dirubah menjadi sebuah beban dan dihilangkan sebagai penyumbang kapasitas.

K6.6.2.7

K6.6.2.7

Shear Strength Crushing

Limited

by

Web

Kekuatan Geser yang Dibatasi oleh Pecahnya Bagian Badan

This clause relates to the maximum shear capacity independent of the amount of reinforcement. This limit is needed to avoid the possibility of a web crushing failure prior to yield of the reinforcement.

Sub-bagian maksimum Batasan ini runtuh dari leleh.

ini berhubungan dengan kapasitas geser yang bebas terhadap jumlah tulangan. diperlukan untuk menghindari kemungkinan pecahnya bagian badan sebelum tulangan

A reduction in the width of the stem, to allow for grouted ducts, is included. This was proposed by Leonhardt (1971) and supported by tests by Clark and Taylor (1975). For ducts not yet grouted the reduction should be for the full diameter.

Pengurangan pada lebar blok akhir untuk menempatkan selongsongan yang diisi, dimasukkan, Hal ini diusulkan oleh Leonhardt (1971) dan didukung oleh pengujian Clark dan Taylor (1975). Untuk selongsongan yang belum diisi pengurangan seharusnya untuk diameter penuh.

For transfer the characteristic strength of the concrete is taken as 0.85 fcp.

Untuk merubah kekuatan beton karakteristik diambil 0.85 fcp.

K6.6.2.8

Shear Strength of a Beam Excluding Shear Reinforcement

K6.6.2.8

Kekuatan Geser Balok dengan Meniadakan Tulangan Geser

K6.6.2.8.1

Reinforced Beams

K6.6.2.8.1

alok Bertulang

This empirical formula is similar to that develop by Zsutty (1968) and has been appropriately modified to suit this Code.

Rumus empiris ini mirip dengan yang dikembangkan oleh Zsutty (1968) dan sudah dimodifikasi untuk disesuaikan dengan Peraturan ini.

The formula takes account of the following parameters that influence the strength of a beam without shear reinforcement:

Rumus memperhitungkan parameter berikut yang mempengaruhi kekuatan balok tanpa tulangan geser

i.

Proportion of Tension Steel (Ast /bvd)

This parameter has been shown by many investigations to be of major importance in the shear strength of beams. The Design Engineer should be aware that it is the tension steel provided in the shear zone that is critical

i.

Proporsi Baja Tarik (Ast /bvd)

Parameter ini sudah ditunjukkan oleh banyak penyelidik sebagai sangat penting pada kekuatan geser balok. Perencana seharusnya sadar bahwa tulangan tarik yang diberikan pada daerah gesee yang kritis dan tulangan

K6 - 42

and this steel must be properly anchored to be considered.

yang harus diangkerkan dipertimbangkan.

ii.

ii.

Concrete Strength

secara

baik

harus

Kekuatan Beton

The variation with concrete strength is better represented by a cube root rule rather than the approximation of a square root rule (Zsutty, 1968).

Variasi kekuatan beton diwakili oleh aturan akar pangkat tiga daripada pendetakan dengan aturan akar kuadrat (Zsutty, 1968).

iii.

iii.

Depth Factor

Faktor Tinggi

The influence of the depth of the beam on the strength has been recognised for many years and is even mentioned in the commentary on the ACI 318-71. An example is given by Chana (1981).

Pengaruh tinggi balok pada kekuatan telah dikenal sejak lama dan bahkan disinggung dalam komentar ACI 31871. Sebuah contoh diberikan oleh Chana (1981).

This factor is based on experimental data relating the shear strength to the absolute depth of the member. The format of the factor is related to CEB proposals, although the absolute values of the constants were based on an analysis of test data.

Faktor ini didasarkan pada data percobaan yang menghubungkan kekuatan geser dengan kedalaman absolut dari elemen. Format dari faktor berhubungan dengan proposal CEB, walaupun nilai absolut dari suatu konstan yang didasarkan pada analisa pengujian data.

iv.

iv.

Axial Force

Gaya Aksial

The Factor is normally unity, but for members subject to significant axial tension, it reduces in line with ACI recommendations. Beams restrained by "fixed" connection to supports may need special consideration of the likely restrain forces. If in doubt, Vuc should be taken as zero.

Faktor ini umumnya tergabung, tapi pada elemen yang ditujukan untuk tarik aksial yang berarti, ini berkurang segaris dengan rekomendasi ACI. Balok yang ditahan dengan hubungan kaku ke tumpuan dapat memerlukan pertimbangan khusus terhadap gaya tahan yang mungkin terjadi. Bila diragukan, Vuc seharusnya diambil nol.

v.

v.

Shear-span to Depth Effect

Pengaruh Bentang Geser Terhadap Tinggi

The factor is usually unity but may increase up to a maximum of 2. It is an established parameter for the influence of proximity of the load to the support. This is a conservative factor and can be related to test results. Note that for loads within a distance, d, from the support, the factor becomes large. Alternatively a deep beam situation may be involved.

Faktor ini biasanya tergabung tapi dapat bertambah sampai suatu nilai maksimum 2. Hal ini adalah suatu parameter yang mapan untuk pengaruh kedekatan beban ke tumpuan. Ini adalah faktor yang konservatif dan dapat dihubungkan denga hasil-hasil pengujian. Perhatikan bahwa untuk beban dalam suatu jarak, d, dari tumpuan, faktor ini menjadi Iebih besar. Sebagai alternatif suatu situasi balok tinggi dapat dilibatkan.

K6.6.2.8.2

K6.6.2.8.2

Prestressed Beams

Balok Prategang

The formula for Vuc for flexure-shear cracking in prestressed beams has been kept similar to that for reinforced beams for simplicity. For prestressed beams, the approach of flexure-shear and web-shear is used, except that the flexure-shear strength is derived using the shear strength formula given for reinforced beams, increased by Vo the decompression shear. The formula has been checked against experimental data by Rangan (1979).

Untuk pemudahan, rumus untuk Vuc untuk keretakan geser-lentur pada balok dipertahankan mirip dengan balok bertulang. Untuk balok pra-tegang, pendekatan geser-lentur dan geser-badan digunakan, kecuali bahwa kekuatan geser-lentur diturunkan dengan menggunakan rumus kekuatan geser yang diberikan untuk balok bertulang, ditambah dengan geser penekanan kembali Vo. Rumus sudah dicek terhadap data percobaan oleh Rangan (1979).

In calculating Vo the corresponding values of M' and V* can vary, depending upon the loads and load

Dalam perhitungan Vo nilai yang bersesuaian dari M' dan V* dapat bervariasi, tergantung pada beban dan

K6 - 43

positions. Maximum moment and corresponding shear, and maximum shear and corresponding moment should be calculated and the resulting minimum value of V, used.

posisi beban. Momen maksimum dan geser yang bersesuaian seharusnya dihitung dan nilai minimum V, yang dihasilkan digunakan.

K6.6.2.8.3

K6.6.2.8.3

Secondary Effects on Vuc

Pengaruh sekunder pada Vuc

This is a warning about the possible influence of secondary effects. If the magnitude of the tensile forces can be estimated, the E2 factor may be used. If in doubt, the value of Vuc should be taken as zero.

Ini adalah suatu peringatan tentang akibat yang dimungkinkan oleh pengaruh sekunder. Bila besar gaya tarik dapat diperkirakan, faktor E2 dapat digunakan. Bila meragukan, harga Vuc, seharusnya diambil nol.

K6.6.2.9

K6.6.2.9

Contribution to Shear Strength by the Shear Reinforcement

Kontribusi Tulangan Geser Terhadap Kekuatan Geser

The strength of a beam with shear reinforcement has been the subject of extensive research. (ACIASCE 1973). The main difficulty is that with low amounts of shear reinforcement, the strengths are much greater than a simple 45 degree truss predicts. Partly to compensate for this inadequacy, it is traditional to add a concrete component to the steel component of the resistance.

Kekuatan suatu balok dengan tulangan geser sudah menjadi bahan penelitian yang intensif. (ACI-ASCE 1973). Kesulitan utama adalah bahwa dengan jumlah tulangan geser yang sedikit, kekuatan jauh Iebih besar dari perkiraan rangka sudut 45°. Sebagian untuk mengganti ketidak cukupan ini, adalah tradisional untuk menambahkan tahanan komponen beton ke komponen baja.

From a design convenience point of view, the sum of steel and concrete contribution has practical advantages, particularly in eliminating any discontinuity in the design. In reality, the concrete contribution decreases with higher shear forces and this effect is included in the CEB-FIP Model Code method.

Dari sudut pandangan kemudahan perencanaan, jumlah kontribusi beton dan baja memiliki keuntungan secara praktis, terutama dalam menghilangkan ketidak menerus pada perencanaan. Pada kenyataan, kontribusi beton menurun terhadap gaya geser yang Iebih besar dan pengaruh ini dimasukkan dalam metode CEB-Fip Model Code.

Truss theories usually give a range for the truss angle which becomes more restricted with higher shear forces, and in the more severe cases is limited to about 45° so that the general concept is consistent with truss theory. In the procedure selected, Vuc is taken as constant but the truss angle is explicitly stated and increases with increasing shear.

Teori rangka biasanya memberikan suatu interval untuk sudut rangka yang menjadi lebih terbatas terhadap gaya geser yang Iebih besar, dan dalam kasus yang lebih jelek dibatasi kira-kira 45° sehingga konsep umum konsisten dengan teori rangka. Pada prosedur yang dipilih, Vuc diambil konstan tapi sudut rangka secara jelas diberikan dan bertambah dengan bertambahnya geser.

K6.6.2.10

K6.6.2.10

Minimum Shear Reinforcement

Tulangan geser minimum

The area of minimum shear reinforcement comes from ACI practice.

Was tulangan geser minimum diambil dari ACI practice.

K6.6.2.11

K6.6.2.11

Suspension Reinforcement

The standard theories for shear in beams are derived on the basis of beams loaded on their top surfaces and supported on the bottom. Where the load is introduced by corbels or nibs or other methods into the lower portion of the beam, suitable transverse reinforcement must be provided to transfer the force into the compression zone of the beam; similarly, for supports in the upper portion of a beam. Full depth

Tulangan Gantung

Teori standar untuk geser di balok diturunkan dengan dasar balok yang dibebani pada permukaan atas dan ditumpu pada bagian bawah. Bila beban diberikan melalui korbel atau rib atau metode lainnya ke bagian balok yang Iebih rendah, tulang penyebar yang cukup harus diberikan untuk menyebarkan gaya ke daerah tekan balok; dengan cara yang sama, untuk tumpuan pada bagian atas balok.

K6 - 44

loading and support by intersecting members also requires suspension reinforcement.

Pembebanan dan penumpuan dengan kedalaman penuh dengan menyisipkan elemen juga memerlukan tulangan gantung.

K6.6.2.12

Detailing of Shear Reinforcement

K6.6.2.12

Pendetailan Tulangan Geser

K6.6.2.12.1

Types

K6.6.2.12.1

Tipe

The types of reinforcement that may be used are more restricted in this clause than in some other codes. Bent up bars are not allowed because of difficulties in anchorage and the likelihood of the concrete splitting in the plane of the bends (Leonhardt 1971). Inclined stirrups have not been included as they are not used in practice and some difficulties can be encountered in ensuring they are maintained at the correct angle in construction.

Tipe tulangan yang dapat digunakan dalam subbagian ini lebih dibatasi dibanding beberapa peraturan lainnya. Tulangan bengkok keatas tidak diperbolehkan karena kesulitan dalam peng-angkeran dan kemungkinan kepecahan beton pada bidang yang dibengkokkan (Leonhardt 1971). Sengkang miring belum dimasukkan karena tidak digunakan dan beberapa kesulitan dapat dijumpai dalam menjamin mereka dipelihara pada sudut yang tepat pada pelaksanaan.

Welded wire fabric has been strongly recommended by Leonhardt (1971) as a form of shear reinforcement. Rectangular helices can provide a solution to the problem of anchorage in shallow beams.

Struktur kawat yang dilas sangat direkomendasikan oleh Leonhardt (1971) sebagai suatu bentuk dari tulangan geser. Sengkang segi empat dapat memberikan pemecahan masalah pengangkeran pada balok yang pendek.

K6.6.2.12.2

K6.6.2.12.2

Spacing

Jarak Antara

The requirement for maximum spacing remains 0.5D or 300 mm. This ensures that a potential failure surface intersects one or more stirrups and reduces the concentration of compression forces in the web strut.

Persyaratan jarak maksimum tetap 0.5 D atau 300 mm. Ini menjamin bahwa suatu permukaan yang mungkin runtuh memotong satu atau lebih sengkang dan mengurangi konsentrasi gaya tekan pada penguat badan.

K6.6.2.12.3

K6.6.2.12.3

Extent

Perpanjangan

This provides in part for possible inaccuracies in analysis and non typical failure mechanisms as well as considerations arising from truss-analogy theory.

Ini mengatasi kemungkinan ketidak-tepatan pada analisa dan mekanisme runtuh yang tidak umum maupun pertimbangan yang timbul dari teori analogi rangka.

K6.6.2.12.4

K6.6.2.12.4

End Anchorage of Bars

Pengangkeran ujung dari tulangan

It is essential that shear reinforcement be adequately anchored. This states the minimum requirements for this purpose.

Adalah penting bahwa tulangan geser harus diangkerkan dengn cukup. Bagian ini memberikan syarat minimum untuk tujuan ini.

K6.6.2.12.5

K6.6.2.12.5

End Anchorage of Fabric

See Sub-clause K6.6.2.12.4.

Pengangkeran Tersusun

Ujung

dari

Tulangan

Lihat Sub-bagian K6.6.12.4.

K6 - 45

K6.6.3 K6.6.3.1

STRENGTH OF BEAMS IN TORSION Application

K6.6.3 K6.6.3.1

KEKUATAN BALOK TERHADAP PUNTIR Penggunaan

This Article has been written to include the combination of shear and torsion where the appropriate shear strengths without torsion are calculated by Article 6.6.2.

Artikel ini ditulis untuk memasukkan kombinasi geser dan puntir dimana kekuatan geser yang cukup tanpa puntir dihitung dengan Artikel 6.6.2.

K6.6.3.2

K6.6.3.2

Design Method

Metoda Perencanaan

See clause K6.6.2.2.

Lihat sub-bagian K6.6.2.2.

K6.6.3.3

K6.6.3.3

Torsion Redistribution

Redistribusi Puntir

The concept behind this clause has been derived from compatibility torsion proposed by Collins and Mitchell (1980) and incorporated in AC1318-83.

Konsep yang mendasari sub-bagian ini diturunkan dari puntir yang bersesuaian yang diusulkan oleh Collins dan Mitchel 91980) dan digabung dengan ACI 318-83.

In a statically indeterminate structure, where alternative load paths exist and the torsional strength of a member is not required for equilibrium (ie compatibility torsion), the torsion stiffness of the members may be disregarded in analysis and torsion may be ignored in design.

Dalam struktur statis tak tentu, dimana garis beban alternatif berada dan kekuatan puntir elemen tak diperlukan untuk keseimbangan (puntir yang bersesuaian), kekakuan puntir elemen dapat diabaikan dalam analisa dan puntir dapat diabaikan dalam perencanaan.

However, minimum torsional reinforcement in accordance with clause 6.6.3.8 must still be provided to avoid serviceability problems.

Akan tetapi, tulangan puntir minimum yang sesuai dengan sub-bagian 6.6.3.8 harus tetap diberikan untuk menghindari masalah tingkat layan.

K6.6.3.4

K6.6.3.4

Torsional Strength Limited by Web Crushing

Kekuatan Terhadap Puntir yang Dibatasi oleh Hancurnya Bagian Badan

A simple upper limit, consistent with the shear limit, is placed on the torsional moment to avoid web crushing. This limit is still conservative. For combined shear and torsion, a linear interaction is assumed.

Suatu batas atas yang sederhana, konsisten dengan batas geser, diletakkan pada momen puntir untuk menghindari kehancuran badan. Batasan ini tetap konservatif. Untuk kombinasi geser dan puntir, suatu interaksi linear dianggap.

In box girders, as well as checking webs for crushing under combined shear and torsion, top and bottom flanges should be checked for crushing under torsion.

Pada kotak gelagar, selain pengecekan untuk kehancuran akibat kombinasi geser dan puntir, sayap atas dan bawah seharusnya dicek untuk kehancuran akibat puntir.

K6.6.3.5

K6.6.3.5

Requirements Reinforcement

for

Torsional

The terms Tuc and Tus are the strengths of the member in torsion without any shear force. Likewise, Vuc and Vus, are the strengths of the member in shear without any torsion. The values are obtained from Article 6.6.2. for Vuc and Vus and from clause 6.6.3.6 for Tus and Tus

Persyaratan untuk Tulangan Puntir

Istilah Tuc dan Tus adalah kekuatan elemen untuk puntir tanpa suatu gaya geser. Juga seperti, Vuc dan Vus, adalah kekuatan elemen untuk geser tanpa puntir. Nilai ini diperoleh dari Artikel 6.6.2 untuk Vuc dan Vus dan dari sub-bagian 6.6.3.6 untuk Tuc dan Tus.

K6 - 46

i.

Where torsional reinforcement is not required:

i.

Interaksi linear yang diberikan lebih konservatif dibanding teori lainnya.

The linear interaction given is more conservative than other theories. ii.

Where torsional reinforcement Is required:

Bila tulangan puntir tak dperlu kan

ii.

Bile tulargen puntir diperlukan

The linear interaction in this clause is a conservative assumption and expresses the concern that torsional cracking could substantially reduce the contribution of the concrete to the shear strength. Although this would occur, there is some doubt about whether Vuc is truly a concrete contribution or an empirical correction. The ACI Code has been far less conservative and even permits significant amount of torsion without any reduction in shear strength.

Interkasi linear dalam sub-bagian ini adalah suatu anggapan konservatif dan menunjukkan kekhawatiran bahwa retak puntir dapat mengurangi kontribusi beton terhadap kekuatan geser. Meskipun hal ini akan terjadi, ada beberapa keraguan tentang apakah Vuc adalah semata-mata kontribusi beton atau suatu koreksi empiris. ACI Code jauh kurang konservatif dan bahkan mengijinkan jumlah yang berarti dari puntir tanpa suatu pengurangan pada kekuatan geser.

Note that the implications are that if any torsion is present and the shear is such that fitments are required, then Vuc must be taken as zero, a substantial increase in the shear reinforcement is required, and additional reinforcement is need to resist the torsion.

Perhatikan bahwa pengaruh sampingannya adalah bahwa bila puntir berada dan geser adalah sedemikian hingga diperlukan sengkang, maka Vuc harus diambil nol, penambahan yang berarti pada tulang geser diperlukan, dan tulangan tambahan diperlukan untuk menahan puntir.

The vertical component of prestress, P„ is included in Vuc as contributing to the concrete strength sub-clause 6.6.2.8.2. Although the concrete contribution Vuc is taken as zero, P, is considered to act and is included in the formula as contributing to the reinforcement contribution.

Komponen vertikal pra-tegangan, P,, dimasukkan dalam Vuc sebagai kontribusi untuk kekuatan beton yang diberikan pada subbagian 6.6.2.8.2. Meskipun kontribusi beton Vuc diambil nol, P, dipertimbangkan bekerja dan dimasukkan kedalam rumus sebagai penyokong kontribusi tulangan.

K6.6.3.6

Torsional Strength of a Beam

K6.6.3.6

Kekuatan Puntir Balok

i.

Without closed ties: (Lampert 1971; Lampert & Collins 1972) The torsional strength of a concrete beam without torsional reinforcement is largely related to a maximum principal tensile stress failure of the concrete, with the stress being determined more accurately by the plastic stress distribution than the elastic. The Code has a simplified version of the torsional modulus 2 (eg.0.4 x y for a rectangular section). The last term in the formula allows for the influence of prestress on the maximum principle stress.

i.

Tanpa pengikat yang rapat: (L a m p e r t 1971; Lampert & Collins 1972) Kekuatan puntir dari balok beton tanpa tulangan puntir sangat berhubungan dengan kegagalan tegangan tarik prinsipal maksimum beton, dengan tegangan ditetapkan lebihtepat dengan distribusi tegangan plastis daripada elastis. Peraturan ini memiliki versi yang disederhanakan dari modulus puntir (0.4 x2y untuk penampang segi empat). Bagian terakhir dari r unus mengijinkan untuk pengaruh prategangan pada tegangan prinsipal maksimum.

ii.

With dosed ties: The method given is a variable angle truss formulation with the value of B, to restricted to the values given. For further details, see Walsh (1984).

ii.

Dengan pengikat yang rapat: Metode yang diberikan adalah formulasi rangka dengan sudut bervariasi dengan nilai 6, untuk membatasi nilai yang diberikan. Untuk detail lebih lanjut lihat Walsh (1984).

K6.6.3.7

Longitudinal Torsional Reinforcement

The expressions given in this Article are once again obtained from variable angle truss formulation

K6.6.3.7

Tulangan Puntir Memanjang

Pernyataan yang diberikan pada Artikel ini sekali lagi diperoleh dari formulasi rangka sudut variabel.

K6 - 47

(Collins and Mitchell 1980, Walsh 1984).

(Collins and Mitchell 1980, Walsh 1984).

K6.6.3.8

K6.6.3.8

Minimum Torsional Reinforcement

Tulangan Puntir Minimum

The minimum torsional reinforcement consists of both closed ties and longitudinal reinforcement placed at the corners of the ties.

Tulangan puntir minimum terdiri dari kedua pengikat yang rapat dan tulangan memanjang ditempatkan pada ujung pengikat.

K6.6.3.9

K6.6.3.9

Detailing of Torsional Reinforcement

Pendetailan Tulangan Puntir

These detailing provisions are similar to those used in the NAASRA Code (1976). In larger members such as box girders it is not practical to have single ties completely around the box section.

Kelengkapan pendetailan ini mirip dengan yang digunakan pada NAASRA Code (1976). Pada elemen yang lebih besar seperti gelagar boks tidak praktis untuk memiliki pengikat tunggal secara penuh disekitar potongan boks.

It is adequate to overlap the reinforcement from the flanges and webs at the intersecting corners to give a complete loop, provided all reinforcement is fully anchored beyond the intersection point.

Adalah memadai untuk melebihkan tulangan dari sayap dan badan pada sudut yang berpotongan untuk memberikan bengkokan yang sempurna, dengan syarat semua tulangan diangkerkan dengan penuh diluar titik perpotongan.

Alternatively the reinforcement can be anchored by cogs around corner longitudinal bars with the legs of the cogs deflected into the concrete away from the outer face and terminated clear of the layer of outer face reinforcement.

Cara lain, tulangan dapat diangkerkan dengan gerigi sekitar tulangan memanjang disudut dengan kaki dari gerigi dibengkokkan kedalam beton jauh dari permukaan luar dari gerigi dibengkokkan kedalam beton jauh dari permukaan luar dan diakhiri bebas dari lapisan tulangan bagian luar.

K6.6.3.10

K6.6.3.10

Concrete Details

Pendetailan Beton

Use of fillets on sharp re-entrant corners may help reduce spalling at ultimate conditions.

Penggunaan sirip pada sudut balik yang tajam dapat menolong mengurangi belah pada kondisi ultimate.

K6.6.4

K6.6.4

K6.6.4.1

LONGITUDINAL SHEAR IN BEAMS Application

K6.6.4.1

GESER MEMANJANG PADA BALOK Penggunaan

This Article covers the design for interface shear in composite concrete flexural members and also the requirements for transverse reinforcement in the flanges of T and L beams. The approach adopted follows closely the FIP (1982).

Artikel ini meliputi perencanaan untuk geser pada pertemuan permukaan elemen lentur beton komposit untuk tulangan melintang disayap balok T dan L. Pendekatan yang diambil mengikuti FIP (1982).

K6.6.4.2

K6.6.4.2

Design Method

Metoda Perencanaan


Lihat bagian K6.6.2.2.

K6.6.4.3

K6.6.4.3

Design Shear Force

The longitudinal shear force per unit length along a shear plane can be related directly to the vertical shear force V* and the level arm dct between the tensile and compressive forces resulting from the

Gaya Geser Rencana

Gaya geser memanjang per unit panjang sepanjang bidanga geser dapat secara langsung dihubungkan dengan gaya geser vertikal V* dan lengan momen dct antara gaya tarik dan tekan yang dihasilkan momen

K6 - 48

lentur. Untuk keseimbangan momen :

bending moment. For moment equilibrium : V*-a

(Fc1 - c) dct = (Fn t1 - Ft)dct

=

V*-a

where:

=

(Fc1 - c) dct = (Fn t1 - Ft)dct

= = = =

paniang dari bagian bebas gaya tekan yang tak seimbang gaya tarik yang tak seimbang jarak antara pusat gaya tarik dan tekan

dengan:

a (Fc1 - Fc) (F t1 - Ft) dct

= = = =

length of free body out of balance compression force out of balance tension force distance between the centroids of the tension and compression forces

and for horizontal equilibrium along a shear plane through the web : V* = dct

For shear planes through the flanges, only a portion of the out of balance compression force (or tension force) has to be transmitted across the shear plane, this proportion being directly related to the area in compression A, (or tension) outstanding beyond the shear plane to the total area A2 in compression (or tension). Hence the shear force across this plane is :

Untuk bidang geser yang melalui sayap, hanya sebagian dari gaya tekan yang tak seimbang (atau gaya tarik) yang harus dipindahkan sepanjang bidang geser, proporsinya secara langsung dihubungkan terhadap area didaerah tekan A, (atau tarik banding bidang geser area total A2 pada tekan (atau tarik). Karena itu gaya geser melalui bidang ini adalah : V* dct

= A1 A2

For the purpose of this article, the design longitudinall shear force acting on the shear plane is taken as V dct hence eliminating the need to calculate the lever arm dct. The longitudinal shear strength Vur in clause 6.6.4.4 is expressed in a similar manner such that V* or V*A1/A2 R

*

can be directly compared to the design strength K C V uf

K6.6.4.4

dan untuk keseimbangan horisontal sepanjang bidang geser melalui badan : V* = Fc1 - Fc = Fn t1 - Ft a a dct

Fc1 - Fc = Fn t1 - Ft a a

V* dct

a (Fc1 -Fc) (F t1 - Ft) dct

Design Shear Strength

= A1 A2

Untuk tujuan artikel in, gaya geser memanjang rencana yang bekeria pada bidang geser diambil sebagai V dct, sehingga menghilangkan keperluan untuk menghitung lengan momen dct. Kekuatan geser memaniang V,, pada sub-bagian 6.6.4.4 diekspresikan dalam cara yang serupa sehingga V* atau V*A1/A2 dapat secara langsung R

*

dibandingkan dengan kekuatan rencana K C V uf .

K6.6.4.4

Kekuatan Geser Rencana

The formula for design strength is composed of two parts, a strength related to the amount and yield strength of the transverse steel crossing the shear plane; and a strength related to the indirect tensile strength of the concrete.

Formula untuk kekuatan rencana terdiri dari 2 bagian, suatu kekuatan berhubungan dengan jumlah dan kekuatan leleh dari baia melintang melalui bidang geser; dan suatu kekuatan berhubungan dengan kekuatan regangan yang tak langsung dari beton.

K6.6.4.5

K6.6.4.5

Shear Plane Surface Coefficients

The coefficients b4 and b5 account for the surface condition at the shear plane. The coefficient b4 is closely related to the coefficient of friction for the shear plane and b5 accounts for concrete related factors, such as aggregate interlock, which are sensitive to changes in the surface condition. The values have been obtained from an extensive test program (FIP 1982).

Koefisien Permukaan Bidang Geser

Koefisien b4 dan b5 memperhitungkan kondisi permukaan pada bidang geser. Koefisien b, dihubungkan secara dekat dengan gesekan untuk bidang geser dan b5 memperhitungkan faktor yang berhubungan dengan beton, seperti saling mengunci agregat, yang mana sangat peka terhadap perubahan pada kondisi permukaan. Nilai mereka diperolah dari program penguiian yang ekstensif (FIP 1982).

K6 - 49

K6.6.4.6

Shear Plane Reinforcement

K6.6.4.6

Penulangan Bidang Geser

The minimum requirements are identical to those required for conventional vertical shear reinforcement given in clause 6.6.2. except that Asy.min is the area of shear reinforcement at a spacing, s, that crosses the shear plane. This reinforcement must be anchored both sides of the shear plane to develop its full yield strength.

Persyaratan minimum identik dengan yang dibutuhkan untuk tulangan geser vertikal konvensional yang diberikan pada sub-bagian 6.6.2, kecuali bahwa Asy.min adalah area tulangan geser pada suatu jarak, s, yang melintang bidang geser. Tulangan ini harus diangkerkan pada kedua sisi bidang geser untuk mengembangkan kekuatan leleh penuhnya.

Where conventional shear reinforcement, as provided in clause 6.6.2.9, also crosses a shear plane, it can be counted as shear plane reinforcement for the purpose of determining the design strength in accordance with clause 6.6.4.4.

Bila tulangan geser konvensional, seperti yang diberikan pada sub-bagian 6.6.2.9, juga melintang suatu bidang geser, itu bisa diperhitungkan sebagai tulangan bidang geser dalam menetapkan kekuatan rencana sesuai dengan sub-bagian 6.6.4.4.

K6.6.4.7

K6.6.4.7

Minimum Thickness of Structural Components

Ketebalan Minimum dari Komponen Struktural

This clause is particularly important for toppings. Thin toppings require careful curing and variations in thickness should be minimised.

Sub-bagian ini secara khusus penting untuk penutup. Penutup yang tipis membutuhkan perawatan yang hatihati dan variasi pada ketebalan seharusnya ditekan.

K6.6.5

K6.6.5

DEFLECTION OF BEAMS

LENDUTAN DARI BALOK

For all types of deflection calculations, a likely range of deflections should be produced which takes some account of the variability of the many parameters which affect deflections. The complexity of the calculations should be related to the importance of the deflections to the structure. However, very complex calculations may in some cases demonstrate only that a large range of deflections is possible, but any range so calculated could still fall within acceptable bounds for serviceability.

Untuk semua tipe perhitungan lendutan, batas kemungkinan lendutan seharusnya dihasilkan dengan memperhitungkan variasi parameter yang mempengaruhi lendutan. Kerumitan perhitungan seharusnya dihubungkan terhadap kepentingan lendutan bagi struktur. Akan tetapi perhitungan yang sangat rumit dalam beberapa kasus hanya dapat menunjukkan bahwa suatu interval penurunan yang besar mungkin terjadi, tapi suatu interval yang begitu dihitung dapat tetap jatuh dalam batas yang dapat diterima untuk tingkat layan.

The loading, both in magnitude and time of application and duration, is highly variable. The effects of creep and shrinkage and early age cracking are also difficult to predict. Moreover, the approach of making a conservative assessment of each of these parameters can lead to a overly conservative design. To design effectively for serviceability, the designer must have an understanding of the non linear behaviour of concrete structures.

Beban, besaran dan waktu pemberian dan lamanya, sangat beragam. Pengaruh rangkak dan susut dan retak pada umur awal juga susah untuk diperkirakan. Apalagi, pendekatan dalam membuat suatu penyelidikan yang konservatif dari masing-masing parameter dapat menuntun ke perencanaan yang sangat konservatif. Untuk merencanakan secara efektif untuk tingkat layan, perencana harus memiliki pengertian perilaku non-linear dari struktur beton.

K6.6.5.1

K6.6.5.1

General

Span to depth rations are given as a guide to reduce the likelihood of excessive deflections of beams. However, the use of these ratios without a critical assessment of the variables used may not eliminate serviceability problems.

Umum

Perbandingan bentang terhadap tebal diberikan sebagai arahan untuk mengurangi kemungkinan penurunan balok yang berlebih. Akan tetapi, penggunaan perbandingan itu tanpa pertimbangan yang kritis terhadap variabel yang digunakan tidak dapat menghilangkan problem tingkat layan.

K6 - 50

K6.6.5.2

Beam Deflection by Refined Calculation

K6.6.5.2

Penurunan Balok dengan Perhitungan yang Lebih Teliti

This clause is intended to provide for top tier methods based on estimated creep and shrinkage properties and the integration of curvatures to obtain the deflection. The Design Engineer is free to choose suitable procedures.

Sub-bagian ini dimaksudkan untuk memberikan metode pengikat atas yang didasarkan pada sifat susut dan rangkak yang diperkirakan dan pengintegrasian lengkungan untuk memperoleh lendutan. Perencana bebas untuk memilih prosedur yang sesuai.

i.

Shrinkage and creep properties of concrete:

i.

The effect of environmental influences on creep and shrinkage is often difficult to predict. However, guidance is given in Subsection 6.4 as to the expected shrinkage and creep properties of concrete for a range of environmental conditions (Warner 1973 and 1978; Wyche 1984).

Pengaruh akibat lingkungan pada rangkak dan seringkali sulit untuk memperkirakan. Akan arahan diberikan pada sub-bagian 6.4 sebagai sifat susut dan rangkak beton yang diharapkan suatu batas antara kondisi lingkungan (Warner dan 1978; Wyche 1984).

Expected load history:

ii.

The loading used in the analysis should receive careful consideration.

Pembebanan yang digunakan dalam analisa seharusnya mendapatkan pertimbangan yang hati-hati.

An aspect of the loading that must be considered is the history or time sequence of loads. For the purpose of calculating the extent of cracking, and hence tension stiffevening, construction loading and early temperature and shrinkage stresses may be important. In general, the earlier the structure is loaded the greater will be the long term deflection.

Suatu aspek dari pembebanan yang harus dipertimbangkan adalah sejarah urutan waktu dari beban. Untuk maksud perhitungan perluasan retak, dan karena itu pengkakuan tarik, pembebanan pelaksanaan dan tekanan temperatur dan susut awal dapat menjadi penting. Secara umum, lebih awal struktur dibebani akan lebih besar penurunan jangka panjangnya.

Two other load history factors which influence the deflection are the duration of the load and the age at first loading. Simple assumptions here may lead to very conservative results.

Dua faktor sejarah beban lainnya yang mempengaruhi lendutan adalah lamanya pembebanan dan umur pertama kali dibebani. Disini asumsi sederhana dapat menuntun kepada hasil yang sangat konservatif.

Cracking and tension stiffening:

iii.

Cracking of reinforced and partially prestressed concrete reduces the stiffness of the section. However, the onset and extent of cracking is difficult to predict. Construction loads may be applied on flexural members at a time when the concrete strength is below design requirements and cracking may result. In the application of the design methods, it is therefore recommended that unless better information exists, the effective moment of inertia should be based on the assumption that the member has been loaded to its maximum short-term service load or design construction load, whichever is greater.

Keretakan beton bertulang dan pratekan partial mengwangi kekakuan dari potongan. Akan tetapi, awal dan perluasan retak sulit untuk diramalkan. Beban pelaksanaan dapat diberikan pada elemen lentur pada saat kekuatan baton dibawah persyaratan rencana dan keretakan dapat terjadi. Karena itu dalam penggunaan metode perencanaan, direkomendasikan bahwa bila tidak ada informasi yang lebih baik, momen inertia efektif seharusnya didasarkan pada anggapan bahwa elemen dibebani terhadap beban layan jangka pendek maksimum atau beban pelaksanaan rencana bilamana lebih besar.

There is also the possibility that significant cracking may be caused by factors that are not load dependent such as shrinkage and temperature. Severe cracking problems

Juga ada kemungkinan bahwa retak yang berarti dapat disebabkan oleh faktor yang tak tergantung beban seperti susut dan temperatur. Problem retak berat yang

ii.

iii.

Sifat susut dan rangkak baton susut tetapi untuk untuk 1973

Sejarah beban yang diharapkan

Kekakuan tank dan keretakan

K6 - 51

caused by excessive early shrinkage associated with in adequate curing and rapid drying have been observed even where the laboratory tests showed that the concrete did not have a high ultimate shrinkage. In the design process, it is recommended that due allowance be made for shrinkage, particularly for lightly reinforced sections which would otherwise be uncracked at service loads.

disebabkan oleh susut awal yang berlebihan yang dihubungkan dengan perawatan yang tak cukup dan pengeringan yang cepat sudat diamati, dimana pengujian laboratorium menunjukkan bahwa beton tidak memiliki susut ultimate yang tinggi. Pada proses perencanaan, disarankan bahwa batas ijin dibuat untuk susut terutama pada bagian dengan tulangan ringan meskipun tidak akan retak pada beban layan.

Tension stiffening is the phenomenon whereby the concrete between cracks contributes significantly to the stiffness of the section and any model for reinforced concrete must allow for this effect. (Bridge and Smith 1982; Clark and Spiers 1978; Gilbert and Warner 1978; Wyche 1984).

Pengkakuan tarik adalah penomena yang mana beton diantara retak menyokong secara berarti pada kekakuan potongan dan suatu model untuk beton bertulang harus memperhitungkan pengaruh ini. (Bridge dan Smith 1982; Clark dan Spiers 1978; Gilbert dan Warner 1978; Wyche 1984).

Other secondary factors influencing deflection have been discussed by Beeby (1970). These are related to partial fixity of nominally simply supported members, increase in modulus of elasticity over calculated values, and similar effects.

Pengaruh faktor sekunder lainnya yang mempengaruhi lendutan sudah didiskusikan oleh Beeby (1970). Itu ditujukan untuk kekakuan sebagian dari elemen yang ditumpu sederhana secara nominal, penambahan modulus elastisitas atas nilai yang dihitung dan pengaruh yang sama.

K6.6.5.3

Beam Deflection by Simplifie d Calculation

K6.6.5.3

Lendutan Balok dengan Cara Perhitungan yang Disederhanakan

K6.6.5.3.1

Immediate Deflection

K6.6.5.3.1

Lendutan Seketika

The simplified rules for calculating deflections follows the Branson equation for effective second moment of area. (Branson 1968).

Aturan yang disederhanakan untuk menghitung lendutan mengikuti persamaan Branson untuk momen area kedua efektif. (Branson 1986).

Below the cracking moment, the gross transformed section properties govern the deflection, and for simplicity, the Code permits use of the gross concrete section properties in this range. For moments greater than the cracking moment, an empirical transition for lef is given by the Branson equation, where lef approaches lcr as the service moment increases.

Dibawah momen retak, sifat potongan yang ditransformasikan total menyebabkan penurunan, dan untuk penyederhanaan, peraturan ini mengijinkan penggunaan sifat potongan beton total pada tahap ini. Untuk momen lebih besar dari momen retak, transisi empiris untuk lef diberikan oleh persamaan Branson, dimana lef mendetaki lcr untuk pertambahan momen layan.

Conveniently, the Branson formula may conservatively be used for partially prestressed concrete (Warmer 1978). The extra stiffness of this form of construction is reflected in the higher cracking moment.

Untuk memudahkan, rumus Branson dapat secara konservatif digunakan untuk beton pratekan partial (Warmer 1978). Kekakuan lebih dari bentuk kontruksi ini digambarkan dalam momen retak yang lebih besar.

The value of I lef used in this sub-clause should relate to the section of the member that most influences the deflections.

Nilai lef yang digunakan pada sub-bagian ini seharusnya berhubungan dengan potongan elemen yang paling mempengaruhi penurunan.

A further problem exists with the value of Ms to be used in the calculation of lef. In the simple laboratory tests on which this formula was based, Ms represented the service load at which the deflection was calculated. In practice, loads higher than the short-term service load may have been encountered during construction. Consequently, the new clauses specify that Ms be calculated using the

Masalah selanjutnya adalah nilai Ms yang harus digunakan pada perhitungan I lef. Pada pengujian laboratorim yang sederhana dimana formula ini didasarkan, Ms mewakili beban layan yang dipakai untuk menghitung lendutan. Dalam pelaksanaan, beban yang lebih besar dari beban Iayan jangka pendek dapat ditemui selama pelaksanaan. Sebagai akibat, subbagian yang baru meng-spesifikasikan

K6 - 52

short-term service load or design construction load which ever is greater.

bahwa Ms dihitung menggunakan beban layan jangka pendek atau beban pelaksanaan rencana manapun yang lebih besar.

It seems prudent to make some allowance for restrained shrinkage on the cracking moment. This allowance obviates the inconsistency of lightly reinforced sections being regarded as uncracked for deflections, whereas the combination of flexural and shrinkage stresses could induce cracking, thus significantly reducing the stiffness of such sections.

Ternyata perlu untuk membuat beberapa batasan untuk susut tertahan pada momen retak. Batasan ini menghilangkan ketidak konsisten potongan bertulangan ringan yang dipertimbangkan sebagai tidak retak pada lendutan, yang mana kombinasi tegangan lentur dan susut dapat menyebabkan retak sehingga mengurangi kekakuan yang berarti pada potongan yang demikian.

For heavily reinforced sections the problem is not so significant, as the service loads are usually well in excess of the cracking load and the cracked stiffness is closer to the gross stiffness. Therefore for lightly reinforced sections, some allowance should be made for shrinkage on the cracking moment. This approach may be conservative as an allowance for shrinkage is already included in the long term deflection multiplier. However, experience has indicated initial cracking may be a more serious problem than would have been encountered in laboratory tests. Thus an upper limit on lef of 0.6 I is recommended for lightly reinforced sections (Gilbert 1983).

Untuk potongon bertulangan berat masalah ini tidak terlalu berarti, karena beban layan biasanya cukup untuk beban retak yang berlebih dan kekakuan retak Iebih dekat kekakuan keseluruhan. Karena itu untuk potongan bertulangan ringan, beberapa batasan seharusnya dibuat untuk susut pada momen retak. Pendekatan ini mungkin konservatif karena batasan untuk susut sudah termasuk dalam pengali lendutan jangka panjang. Akan tetapi, pengalaman menunjukan retak awal dapat menjadi masalah lebih serius dari yang dijumpai pada pengujian laboratorium. Karena itu suatu batas atas lef sebesar 0.6 I disarankan untuk potongan bertulangan ringan (Gilbert 1983).

K6.6.5.3.2

K6.6.5.3.2

Long-term Deflection for Beams Uncracked Under Permanent Loads

Lendutan Jangka Panjang untuk Balok Tidak Retak pada Beban Tetap

The sub-clause applies primarily to prestressed concrete beams. Long term deflections are calculated from shrinkage effects and from creep of the concrete under permanent loads. Changes in permanent loads, time of change and duration of loads will affect the long-term deflection and have to be taken into account when determining the creep coefficients.

Sub-bagian ini berlaku terutama pada balok beton pratekan. Lendutan jangka panjang dihitung dari pengaruh susut dan rangkak beton pada beban tetap. Perubahan pada beban tetap, perubahan waktu dan lama pembebanan akan mempengaruhi lendutan jangka panjang dan harus diperhitungkan saat menetapkan koefisien susut.

K6.6.5.3.3

K6.6.5.3.3

Multiplier Method for longterm Deflection for Beams Cracked Under Permanent Loads

Metoda Pengali untuk Lendutan Jangka Panjang dari Balok Retak pada Beban Tetap

This sub-clause applies primarily to reinforced beams. The long-term deflection multiplier for creep and shrinkage in a reinforced beam, kca is derived from laboratory tests which cannot take account of the variable conditions to which the structures are exposed in service. The simple multiplier technique should, therefore, only be seen as an approximate predictor of final deflection and not as a complete guide to actual behaviour.

Sub-bagian ini berlaku terutama pada balok bertulang. Pengali lendutan jangka panjang untuk rangkak dan susut pada balok bertulang, kca diturunkan dari pengujian laboratorium yang tidak memperhitungkan kondisi yang beragam dimana struktur diletakkan pada pelayanan. Karena itu teknik pengali sederhana seharusnya hanya terlihat sebagai peramal yang mendekati dari lendutan akhir dan tidak sebagai pengarah yang lengkap terhadap perilaku nyata.

For partially prestressed beams this multiplier method should be used with caution as shrinkage and creep can have a large effect on the deflection.

Untuk balok pratekan parsial, metode pengali ini seharusnya digunakan dengan hati-hati karena susut dan rangkak dapat memiliki pengaruh besar pada lendutan.

K6 - 53

K6.6.5.4

Deemed to Comply Span-todepth Ratios for Reinforced Beams

K6.6.5.4

Anggapan untuk memenuhi perbandingan enters bentang dengan tinggi untuk balok bertulang

This is a new approach (41,42) based on a model proposed by Rangan (43).

Ini adalah pendekatan baru (41, 42) yang didasarkan pada model yang diusulkan oleh Rangan (43).

The maximum deflection of a beam under the action of a uniformly distributed load is usually expressed in the form:

Lendutan maksimum dan suatu balok terhadap aksi beban terbagi rata biasanya diekspresikan dalam bentuk:

where k2 is the appropriate deflection constant derived from elementary principles. For example, for a simply supported beam k2 is 5/384. For a continuous beam k2 depends on the relative stiffness of the spans and on the loading pattern but for more or less uniform spans, where the loading is reasonably uniform, the values are assumed to be:

dimana k2 adalah konstan lendutan yang pantas yang diturunkan dari prinsip dasar. Sebagai contoh, untuk balok yang ditumpu sederhana k2 adalah 5/384. Untuk balok menerus k2 tergantung pada kekakuan relatif bentang dan tipe pembebanan tapi untuk bentang yang lebih kurang seragam, dimana beban mendekati seragam, nilai ini dianggap menjadi

k2

= 1/185

in a end span (propped cantilever)

k2

= 1/185

k2

= 1/384

in an interior span (fully fixed ends)

k2

= 1/384

pada akhir bentang (kantilever tertumpu) pada tengah bentang (akhir yang terjepit penuh)

The code permits these values to be used where the live load does not exceed the dead load and where the ratio of longer to shorter spans does not exceed 1.2. For other situations, an elastic analysis will produce the require coefficient.

Peraturan ini mengijinkan harga diatas digunakan bila beban hidup tidak melebihi beban mati dan dimana perbandingan bentang yang lebih panjang terhadap yang lebih pendek tidak melebihi 1.2. Untuk situasi lainnya, analisa elastis akan menghasilkan koefisien yang diinginkan.

In the above equation, if the effective moment of inertia is replaced by:

Pada persamaan diatas, bila momen inersia efektif diganti dengan:

then the design form of the equation becomes:

lalu bentuk rencana persamaan menjadi:

Thus this equation involves no approximations other than those implicit in the values selected for k1 and k2.

Dengan demikian persamaan ini tidak melibatkan pendekatan selain yang terlihat dalam nilai yang dipilih untuk k1 dan k2.

Values for k2 can be obtained from an elastic analysis as noted above and values of k, can be obtained from sub-clause 6.6.5.3.1. Thus the accuracy of the estimate of Ls/d given by the equation depends only upon the accuracy adopted in determining k, and k2. It should be noted that the designer nominates a suitable value of 0 for the member.

Nilai untuk k2 dapat diperoleh dari analisa elastis sebagai yang diterangkan diatas dan nilai k1 dapat diperoleh dari sub-bagian 6.6.5.3.1. Dengan demikian ketepatan dari perkiraan Le./d yang diberikan oleh persamaan hanya tergantung dari ketepatan dalam menetapkan k1 dan k2. Harus diperhatikan bahwa perencana mengusulkan nilai A yang tepat untuk suatu elemen.

K6 - 54

K6.6.6

CRACK CONTROL OF BEAMS

K6.6.6

PENGENDALIAN RETAK PADA BALOK

The Code only gives specific detailing rules as a means of controlling cracking in beams. However, the calculation of crack widths can be used as an alternative procedure in controlling cracking. Accepted procedures would include the Gergely-Lutz formula adopted by the ACI 318 Code and the method given in BS 8110 Part 2.

Peraturan ini hanya memberikan aturan pendetailan yang spesifik sebagai suatu alat untuk mengontrol retak pada balok. Akan tetapi, perhitungan lebar retak dapat digunakan sebagai prosedur alterantif dalam mengontrol retak. Prosedur yang diterima meliputi rumus GergelyLutz yang diambil oleh ACI 318 Code dan metode yang diberikan dalam BS 8110 Bagian 2.

The width of the flexural crack depends primarily on three factors: the proximity to the point considered of reinforcing bars perpendicular to the cracks; the surface strain at the point; and the proximity of the neutral axis to the point. The Design Engineer should therefore aim to minimise the cover and distance between bars to control flexural crack widths.

Lebar retak lentur terutama tergantung pada tiga faktor: kedekatan ke titik yang dipertimbangkan dari tulangan yang tegak lurus terhadap retak; regangan permukaan pada titik itu; kedekatan sumbu netral ketitik itu. Karena itu perencana seharusnya meminimalkan selimut dan jarak antara tulangan untuk mengontrol lebar retak lentur.

It is widely accepted that there is little correlation between calculated flexural crack width and durability. There is a stronger correlation between cracking due to 0+restraint and shrinkage, and durability.

Sudah diterima secara luas bahwa lebar retak lentur dan keawetan mempunyai hubungan yang kecil. Retak akibat tahanan dan susut dan keawetan mempunyai hubungan yang kuat.

K6.6.6.1

K6.6.6.1

Crack Control for Reinforced Beams

Flexure

in

Pengendalian Retak pada Balok Beton Bertulang yang Terlentur

This clause is based on the work by Beeby (1970) and details maximum reinforcement spacing as a means of limiting width of cracks.

Sub-bagian ini didasarkan pada kerja Beeby (1970) dan mendetailkan jarak tulangan maksimum sebagai alat untuk membatasi lebar retak

K6.6.6.2

Crack Control for Prestressed Beams

K6.6.6.2

Pengendalian Retak untuk Prategang yang Terlentur

K6.6.6.2.1

Monolithic Beams

K6.6.6.2.1

Balok Monolitik

Flexure

in

Balok

This sub-clause makes provision for both prestressed and partially prestressed beams and includes simple alternatives.

Sub-bagian ini memberikan kelengkapan untuk balok pra-tegangan partial dan penuh dan meliputi alternatif sederhana.

If the tensile stress in the concrete is 0.25 f’c the section is considered uncracked and no further check is needed.

Bila tegangan tarik pada beton adalah 0.25 f’c potongan yang dipertimbangkan tidak retak dan tidak perlu pengecekan lebih lanjut.

If the stress is above 0.25 f’c then bonded reinforcement, which can include tendons, must be provided near the tensile face. Since crack control is proportional to cover and spacing, the smaller the cover and closer the spacing of such reinforcement the better the control, although the Code provides no specific rule.

Bila tegangan diatas 0.25 f’c tulangan terlekat yang meliputi kabel, harus dilengkapi dekat permukaan tarik karena pengendalian retak sebanding dengan selimut dan jarak, lebih tipis selimut dan lebih dekat jarak tulangan lebih baik pengkontrolan, meskipun Peraturan ini tidak memberikan aturan khusus.

Further control of crack widths relies on limiting the concrete or steel stress. It is considered that a concrete tensile stress of 0.5 f’c based on the uncracked section, is the lower limit for significant

Kontrol lebih lanjut lebar retak mengandalkan pembatasan tegangan beton atau tulangan. Dipertimbangkan bahwa suatu tegangan beton 0.5 f’c yang didasarkan pada potongan tak retak

K6 - 55

cracks.

adalah batasan bawah untuk retak yang berarti.

An alternative provision allows for a tress of 200 MPa resulting from an increment of moment from the decompression moment. This requires that the decompression moment for zero tensile stress be calculated. The steel stress caused by the excess of the service moment over this decompression moment is then limited to 200 Mpa. This gives rise to tensile strains at the level of the steel of 1,000 x 10-8 which requires a higher level of crack control. This is provided by the requirement that the reinforcement spacing be limited to that for a nonprestressed beam, thus giving "cover" controlled cracks.

Kelengkapan alternatif mengijinkan untuk suatu tegangan 200 MPa yang dihasilkan dari pertambahan momen dari momen dekompresi. Itu memerlukan bahwa momen dekompresi untuk tegangan tarik nol harus dihitung. Tegangan baja yang disebabkan oleh kelebihan momen dekompresi lalu dibatasi sampai 200 MPa. ini menaikkan regangan tarik baja sampai suatu tingkat 1,000 x 10'° yang memerlukan suatu tingkat pengendalian retak yang lebih tinggi. Ini dilengkapi dengan persyaratan bahwa jarak tulangan harus dibatasi seperti pada balok tanpa pra-tegang, dengan demikian memberikan retak yang dikontrol selimut.

K6.6.6.2.2

K6.6.6.2.2

Segmental Members at Unrestrained Joints

Unsur Segmental pada Hubungan Tidak Tertahan

This sub-clause applies to prestressed segmental members with no unstressed reinforcement across the tensile face of the joint. With no reinforcement to distribute cracks, large crack widths can result at the joints which may affect the integrity of the structure at the joint and affect shear transfer between segments.

Sub-bagian ini berlaku untuk elemen segmental prategang dengan tanpa tulangan tak ditegangkan melalui permukaan tarik dari hubungan. Dengan tidak adanya tulangan untuk mendistribusikan retak, lebar retak yang lebih besar dapat terjadi pada hubungan yang mana dapat mempengaruhi kesatuan dari struktur pada hubungan dan mempengaruhi perpindahan geser antara segmen.

K6.6.6.3

K6.6.6.3

Crack Control in the Side Face of Beams

Pengendalian Retak pada Muka Sisi dari Balok

Clause 6.2.2.2 provides minimum reinforcement for all concrete surfaces to limit cracking due to shrinkage and other causes.

Sub-bagian 6.2.2.2 memberikan tulangan minimum untuk semua permukaan beton untuk membatasi retak akibat susut dan sebab lainnya.

K6.6.6.4

K6.6.6.4

Crack Control Discontinuities

at

Openings

and

Pengendalian Retak pada Bukaan dan Diskontinuitas

Openings and discontinuities can be the cause of stress concentrations that may result in diagonal cracks emanating from re-entrant corners. Often, only nominal reinforcement will be needed. A suitable method of estimating the size of the bars is to postulate a possible crack and to provide reinforcement at least equivalent to the area of the crack multiplied by the tensile strength of the concrete. (Beeby 1970).

Bukaan dan diskontinuitas dapat menyebabkan konsentrasi tegangan yang dapat menimbulkan retak diagonal yang mulai dari sudut masuk. Seringkali hanya tulangan nominal yang diperlukan. Metode yang tepat untuk memperkirakan ukurang tulangan adalah untuk menahan kemungkinan retak dan untuk memberikan tulangan sedikitnya ekuivalen dengan area retak dikali dengan kekuatan tank beton (Beeby 1970).

Openings in the shear zone of beams should be treated with caution, as any contribution by the concrete to the shear capacity may be considered dubious if openings exist. Some guidance for reinforcement patterns may be found from the force patterns of the truss analogy.

Bukaan pada daerah geser pada balok seharusnya diperlalukan dengan hati-hati, karena suatu sokongan dari beton kepada kapasitas geser dapat dipertimbangkan meragukan bila ada retak. Beberapa arahan untuk model tulangan dapat didapat dari model gaya dari analogi rangka.

K6 - 56

K6.7

DESIGN OF SLABS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY

K6.7

PERENCANAAN PELAT LANTAI UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN

K6.7.1

STRENGTH OF SLABS IN BENDING

K6.7.1

KEKUATAN TERLENTUR

K6.7.1.1

Umum

K6.7.1.1

General

PELAT

LANTAI

As most slabs bridge design are considered as oneway slabs the clauses are generally limited to provisions for one-way slab design.

Karena sebagian besar perencanaan pelat Iantai jembatan dipertimbangkan sebagai pelat satu arah, subbagian ini secara umum dibatasi untuk kelengkapan perencanaan pelat satu arah.

K6.7.1.2

K6.7.1.2

Minimum Thickness of Deck Slabs

Tebal Minimum Pelat Lantai

The minimum thickness requirements are specified to guard against failure under excessively heavy wheel levels. Experience in Indonesia suggests that slabs less than 200 mm are likely to be damaged by such loads, inspective of the amount of reinforcement provided.

Persyaratan ketebalan minimum dispesifikasikan untuk membantu terhadap kegagalan akibat tingkat kendaraan berat yang berlebihan. Dari pengalamanan di Indonesia, ketebalan pelat kurang dari 200 mm dengan penyelidikan tulangan yang diberikan, mempunyai kecenderungan untuk rusak akibat beban yang demikian.

Where the span of the slab is greater than 2.5 m, it is desirable to limit the span to depth ratio to a maximum of about 16 to control live load deflection and vibrations.

Pada bentang lebih dari 2.5 m, lebih baik membatasi perbandingan bentang terhadap ketebalan maksimum 16 untuk mengkontrol lendutan dan getaran beban hidup.

K6.7.1.3

K6.7.1.3

Minimum Reinforcement

Shrinkage effects in slabs are difficult to predict because of the wide variety of construction conditions which may introduce unforeseen restraints. The minimum reinforcement requirements are intended to control the cracking that will be caused by these effects. Slabs supported by columns are considered particularly susceptible to shrinkage cracking because of the complex state of stress in the support regions. Provisions are given for two way slabs because of the beneficial effect of the higher amount of transverse reinforcement.

K6.7.1.4

Distribution Reinforcement for Slabs

Distribution reinforcement is required in all slabs for distribution of concentrated loads. If detailed analysis is not carried out the amount of reinforcement to be used is stated as a percentage of the main reinforcement area. These values are taken from NAASRA (1976) and are almost identical to AASHTO (1989).

Tulangan Minimum

Pengaruh susut pada pelat sulit untuk diramalkan karena variasi yang besar dari kondisi pelaksanaan, yang mana dapat memberikan tahanan yang tak diperkirakan. Persyaratan tulangan minimum dimaksudkan untuk mengkontrol retak yang dapat disebabkan oleh pengaruh diatas. Pelat yang ditumpu oleh kolom dipertimbangkan sangat peka terhadap retak susut karena keadaan tegangan yang rumit didaerah tumpuan. Kelengkapan diberikan untuk dua arah karena pengaruh yang menguntungkan dari jumlah tulangan melintang yang besar.

K6.7.1.4

Penyebaran Tulangan untuk Pelat Lantai

Tulangan menyebar dibutuhkan pada semua pelat untuk menyebarkan beban terpusat. Bila perencanaan detail tidak dilakukan, jumlah tulangan yang harus digunakan dinyatakan sebagai persentasi luas tulangan utama. Nilai itu diambil dari NAASRA (1976) dan hampir sama dengan AASTHO (1988).

K6 - 57

K6.7.1.5

K6.7.1.5

Edge Stiffening

Pengaku Bagian Tepi

At an edge or end of a slab, distribution of loads is restricted by the discontinuity of the slab. Hence the edge or end of the slab has to carry a more concentrated load than the slab section away from the edges, and an edge beam or diaphragm provides the additional strength required.

Pada tepi atau akhir suatu pelat, penyebaran beban dibatasi oleh ketidak-menerusan pelat. Karena itu tepi atau akhir dari pelat memikul beban terpusat yang lebih dibanding potongan pelat yang jauh dari tepi, dan balok tepi atau diafragma memberikan kekuatan tambahan yang diinginkan.

K6.7.2

K6.7.2

K6.7.2.1

STRENGTH OF SLABS IN SHEAR General

K6.7.2.1

KEKUATAN PELAT TERHADAP GESER

LANTAI

Umum

The definitions given hare are related to building construction. However, such details may occur in complex bridges, so they are included for completeness.

Batasan yang diberikan disini berhubungan dengan bangunan gedung. Akan tetapi, detail yang demikian dapat terjadi pada jembatan yang rumit, dengan demikian dimasukkan untuk kelengkapan.

K6.7.2.2

K6.7.2.2

Application

Penerapan

Shear failure can occur in two difference modes.

Kegagalan geser dapat terjadi dalam dua bentuk

i.

A slab could act as a wide beam and fail in beam-type shear.

i.

Suatu pelat dapat berlaku sebagai balok luas dan gagal dalam geser tipe balok.

ii.

A slab could fail by "punching" type shear along a truncated cone or pyramid around the support or loaded area. In this mode of failure, the extent of bending moment transferred from the slab to the support has an influence on the design.

ii.

Suatu pelat dapat gagal dengan geser tipe pons sepanjang kerucut terpancung atau piramid sekitar daerah tumpuan atau daerah yang dibebani. Dalam bentuk kegagalan ini, besarnya momen lentur yang dipindahkan dari pelat ke tumpuan mempunyai dampak pada perencanaan.

K6.7.2.3

*

Ultimate Shear Strength where M v is

K6.7.2.3

zero

*

Kekuatan Geser Ultimate Dimana M v adalah Nol

In most bridge designs, moments are not transferred from slabs directly to the supports, and hence formulae are given in this clause for these cases.

Umumnya pada perencanaan jembatan, momen pada pelat tidak langsung dipindahkarr ketumpuan, karena itu rumus pada sub-bagian ini diberikan untuk kasus yang demikian.

i.

i.

The formula has been adopted from the ACI 31883 and assumes shear stresses are distributed uniformly around a critical perimeter and that failure occurs when these stresses reach a value equal to: ( fcv + 0.3 Tcp )

ii.

Where shear reinforcement or a shear head is provided so that shear failure will not occur within the shear head or the reinforced area. the value of fcv is taken as 0.5 fcv . The upper limit on Vuo in this case avoids crushing failure.

Rumus diambil dari ACI 318-83 dan menganggap tegangan geser disebarkan seragam sekitar keliling kritis dan bahwa kegagalan terjadi bila tegangan itu mencapai suatu nilai yang sama dengan ( fcv + 0.3 Tcp )

ii.

Dimana tulangan geser atau kepala geser dilengkapi sehingga kegagalan geser tidak akan terjadi pada kepala geser atau daerah tulangan, nilai fcv diambil 0.5 fcv Batasan atas Vuo dalam kasus ini menghindari kegagalan hancur.

K6 - 58

K6.7.2.4

*

Ultimate Shear StrengtF where M v is

*

K6.7.2.4

Kekuatan Geser Ultimate Dimana M v Tidak Sama Dengan Nol

not zero Where the moment transfer to the support is not zero, the "punching" shear strength is given by the formulas in this Clause. These formula are based or the results obtained from large scale tests conducted at the University of New South Wales (2 to 6). To be consistent with the model used in the calculation of Vuo it is assumed that the critical section for failure is at a *

distance d/2 away from the face of the column. Here M v

Dimana pemindahan momen ketumpuan tidak nol, kekuatan geser pons diberikan oleh rumus dalam subbagian ini. Rumus itu berdasarkan pada hasil yang diperoleh dar) pengujian skala besar yang diselenggarakan di University of New South Wales (2 sampai 6). Untuk konsisten dengan model yang digunakan dalam perhitungan V,,,, dianggap bahwa potongan kritis untuk kegagalan adalah pada jarak d/2 *

dari permukaan kolom. Disini M v dan V* adalah momen

and V* are respectively the bending moment and the shear force transferred to the column centre at the collapse limit state. The shear force is transferred partly by V2 at the front face and the remainder by V1 at each side face. The moment transfer occurs partly as the yield moment, M2, of the slab reinforcement at the front face of the critical section, some due to the eccentricity of the shear force V2 and the remainder as torsional moments T1 at each side face.

lentur dan gaya geser yang dipindahkan ke pusat kolom pada keadaaan limit runtuh. Gaya geser dipindahkan sebagian oleh V2 pada muka depan dan sisanya oleh V1 pada masing-masing muka sisi. Pemindahan momen sebagian terjadi sebagai momen leleh M2 tulangan pelat pada muka depan potongan kristis, sebagian karena eksentrisitas gaya geser V2 dan sisanya sebagai momen puntir T1 pada masing-masing muka sisi.

At an interior column, transfer of forces also occurs at a back face of the critical section. At a corner column, there is only one side face. At an edge column where

Pada kolom bagian dalam, pemindahan gaya juga terjadi pada bagian belakang potongan kritis. Pada kolom sudut, hanya ada satu muka sisi. Pada kolom sisi

*

*

M v acts parallel to the edge of the floor, there are front

dimana M v bekerja sejajar dengan sisi lantai, terdapat

and back faces and one side face.

muka depan dan belakang dan satu muka sisi.

A punching shear failure is caused either by the failure of the torsion strip (or the spandrel beam if any) at the side face in combined torsion and shear, or by the failure of the slab strip at the front face (and the back face, if any) in shear.

Kegagalan geser pons disebabkan oleh kegagalan jalur torsi (atau balok spandrel bila terdapat) pada muka sisi akibat gabungan puntir dan geser, atau oleh kegagalan jalur pelat pada muka depan (dan bila terdapat muka belakang) akibat geser.

The strength of the torsion strip (or the spandrel beam if any) at the side face in combined torsion and shear is many times the value calculated for isolated beams (26). When subjected to torsion, an isolated beam undergoes an increase in length due to the warping of the cross-section and opening of inclined cracks. When such a beam is part of a floor system, the monolithic slab provides considerable resistance to the beam expansion. The torsion strip at the side face is in a situation similar to a beam in a integrated floor system. The lest conducted at the University of New South Wales (3,4) showed that, because of the slab restraint, the measure cracking torque of the torsion strip at the side face of the critical section was approximately six times the value obtained for an isolated beam. At failure, the measured strength in combined torsion and shear of the torsion strip at the side face which contained closed ties was about four times that of a similar isolated beam. These beneficial effects of slab restraint are included in the strength equations given in this Clause. The development of these equations are given in Reference 2.

Kegagalan geser pons disebabkan oleh kegagalan jalur torsi ( bila terdapat balok spndrel) pada muka sisi akibat gabungan puntir dan geser, atau oleh kegagalan jalur pada muka depan (dan bila terdapat muka belakang)akibat geser. Kekuatan jalur puntir (atau bila ada balak spandrel) pada muka sisi terhadap gabungan geser dan puntir beberapa kali harga yang dihitung untuk balok yang dipisah (2-6). Bila ditujukan untuk puntir, balok yang dipisahkan menderita pertambahan panjang akibat pembengkokan potongan melintang dan bukaan retak miring. Bila balok yang demikian merupakan bagian dari sistem lantai, pelat monolit memberikan tahanan yang besar terhadap pengembangan balok. Lajur puntir pada muka sisi adalah dalam situasi yang sama dengan balok dalam sistem lantai terpadu. Pengujian yang dilakukan di University of New South Wales menunjukkan bahwa karena tahanan pelat, puntir retak yang terukur dari jalur puntir pada muka sisi potongan kritis mendekati enam kali nilai yang diperoleh untuk balok terpisah.

From the failure mechanism discussed above, it must be clear that one of the most important factors that governs the punching shear strength is how the torsion strip (or the spandrel beam if any), resists

Pada kegagalan, kekuatan yang diukur terhadap kombinasi puntir dan geser dari jalur puntir pada muka sisi yang mengandung ikatan rapat adalah kira-kira empat kali kekuatan balok terisolasi yang

K6 - 59

the combined effects of torsion and shear acting on it. Where there are no closed ties in this torsion strip (or the spandrel beam), the torsion and shear must be resisted by the concrete alone. On the other hand, where the torsion strip (or the spandrel beam) contains closed ties, the load carrying mechanism and hence the strength equations are different. Strength equations are therefore given for four different cases.

sama. Pengaruh yang menguntungkan dari tahan pelat ini dimasukkan dalam persamaan yang diberikan dalam sub-bagian ini. Pengembangan persamaan ini diberikan dalam acuan 2. Dari mekanisme kegagalan diatas, harus jelas bahwa satu faktor yang terpenting yang menyebabkan kekuatan geser pons adalah bagaiman jalur (atau bila ada balok spandrel), menahan pengaruh gabungan dari puntir dan geser yang bekerja padanya. Bila tidak ada ikat yang rapat pada jalur puntir ini (atau balok spandrel), puntir dan geser harus ditahan oleh beton saja. Sebaliknya, dimana jalur puntir (atau balok spandrel) mengandung ikatan rapat, mekanisme pemikulan beban dan juga persamaan kekuatan adalah berbeda. Karena itu persamaan kekuatan diberikan untuk empat kasus yang berbeda.

The strength equations have been compared with test results (2). The correlation between the test and the predicted strengths has been found to be conservative and significantly influenced by the boundary conditions of the test specimens.

Persamaan kekuatan sudah dibandingkan dengan hasil pengujian (2). Hubungan antara pengujian dan kekuatan yang diramalkan ditemukan konservatif dan secara berarti dipengaruhi oleh kondisi batas dari contoh balok.

K6.7.2.5 K6.7.2.5

Minimum Area of Closed Ties

Was Minimum Tertutup

See clause K6.6.3.8

Lihat sub-bagian K6.6.3.8

K6.7.2.6

K6.7.2.6

Detailing of Shear Reinforcement

Tidak memerlukan penjelasan

K6.7.3

K6.7.3

K6.7.3.1

General

K6.7.3.1

Sengkang

Detail Tulangan Geser

No commentary.

DEFLECTION OF SLABS

dari

LENDUTAN PELAT LANTAI Umum

A two-tiered approach is adopted for deflection control of slabs. Deflections may be calculated by refined methods for all slabs or by simplified methods for one-way slabs.

Dua pendekatan bertingkat diambil untuk pengendalian lendutan pelat. Lendutan dapat dihitung dengan metode yang teliti untuk semua pelat atau metode yang disederhanakan untuk pelat satu arah.

K6.7.3.2

K6.7.3.2

Slab Deflection Calculation

by

Refined

Methods for the calculation of slab deflection by refined methods range from complex, non-linear, finite element models (Gilbert and Warner 1978, Gilbert 1979, Scanlon 1984) to more approximate methods (Nilson and Walters 1975: Vanderbilt et al 1963; Rangan 1976). Account must be taken of two-way action, the time dependent effects of creep and shrinkage, the expected load history and cracking and tension stiffening. (See also clause K6.6.5.2).

Lendutan Pelat Lantai Perhitungan Lebih Teliti

dengan

Metode untuk perhitungan lendutan pelat dengan metode yang teliti berkisar dari model finite element yang rumit dan nonlinear (Gilbert and Warner 1978, Gilbert 1979, Scanlon 1984) sampai metode yang lebih mendekati (Nilson and Walter 1975; Vanderbilt et al 1963; Rangan 1976). Perhatian harus diberikan untuk aksi dua arah, pengaruh ketergantungan terhadap waktu dari susut dan rangkak, sejarah beban yang diharapkan dan pengkakuan retak dan tarik (lihat juga sub-bagian K6.6.5.2).

K6 - 60

K6.7.3.3

Slab Deflection Calculation

by

Simplified

K6.7.3.3

Lendutan Pelat Lantai dengan Cara Perhitungan yang Disederhanakan

One-way slabs can be considered as wide beams and deflections calculated by beam deflection methods of clause 6.6.5.3.

Pelat satu arah dapat dipertimbangkan sebagai balok lebar dan lendutan dihitung dengan metode lendutan balok pada sub-bagian K6.6.5.3).

K6.7.4

K6.7.4

CRACK CONTROL OF SLABS

PENGENDALIAN PELAT LANTAI

RETAK

PADA

The Code gives only specific detailing rules as a means of controlling cracking in slabs. However the calculation of crack widths can be used as an alternative procedure in controlling cracking (See also Article K6.6.6).

Peraturan ini hanya memberikan peraturan pendetailan yang khusus sebagai saran pengendalian retak pada pelat. Akan tetapi perhitungan lebar retak dapat digunakan sebagai prosedur pilihan dalam pengendalian retak (Lihat juga Artikel K6.6.6)

K6.7.4.1

K6.7.4.1

Crack Control Reinforced Slabs

for

Flexure

in

Pengendalian Retak Pelat Bertulang yang Terlentur

Maximum spacing of reinforcement bars is detailed as a means of limiting width of cracks.

Jarak tulangan maksimum didetail sebagai sarana untuk membatasi lebar retak.

K6.7.4.2

K6.7.4.2

Crack Control for Prestressed Slabs

Flexure

in

Pengendalian Retakan Pelat Beton Prategang yang Terlentur

See clause K6.6.6.2. Note that the limit on increment in steel stress is 150 Mpa for slabs compared with 200 Mpa for beams, and reflects the different bond resistance of slab ducts and beam ducts.

Lihat bagian K6.6.2. Perhatikan bahwa batasan tambahan pada tegangan baja adalah 150 MPa untuk pelat dibanding dengan 200 MPa untuk balok, dan menggambarkan tahanan lekat yang berbeda dari selongsongan balok.

Where distribution reinforcement in a prestressed skew slab in placed on the skew, the angle of skew in relation to the direction normal to he main reinforcement should be limited to 30 degrees to avoid concentration of cracking, unless other measures are provided.

Bila tulangan penyebar pada suatu pelat menyudut prategang diletakkan menyudut, sudut kemiringan dalam hubungan dengan arah yang normal terhadap tulangan utama seharusnya dibatasi sampai 30 derajat untuk menghindari pemusatan retak, jika tidak ada ukuran lain yang diberikan.

K6.7.4.3

K6.7.4.3

Crack Control for Shrinkage and Temperature Effects

Pengendalian Retakan Pengaruh Susut dan Suhu

No commentary.

Tidak memerlukan penjelasan.

K6.7.4.4

K6.7.4.4

Reinforcement for Restrained Slabs

Where slabs are restrained from expanding and contracting a minimum area of reinforcement is required for crack control.

Akibat

Penulangan untuk Pelat Lantai yang Terkekang

Bila pelat dikekang dari pengembangan dan penyusutan. luas tulangan minimum diperlukan untuk pengendalian retak.

K6 - 61

K6.7.4.5

Crack Control in the Vicinity of Restraints

Account has to be taken of the stress distribution in the vicinity of restrains. Consideration should be given to strain compatibility to ensure adequate reinforcement is provided to control cracking.

K6.7.4.5

Perhatian harus diberikan pada penyebaran tegangan disekitar kekangan. Pertimbangan seharusnya diberikan terhadap kesesuain regangan untuk mmenjamin tulangan yang cukup untuk pengendalian retak.

K6.7.4.6 K6.7.4.6

Crack Control Discontinuities

at

Openings

Pengendalian Retakan Disekitar yang Terkekang

and

Pengendalian Retakan pada Bukaan dan Pelat Tidak Menerus

Lihat bagian K6.6.6.4. See clause K6.6.6.4.

K6.7.5

LONGITUDINAL SHEAR IN SLABS

See Article K6.6.4

K6.7.5

GESER MEMANJANG PADA PELAT

Lihat Artikel K.6.6.4.

K6 - 62

K6.8

DESIGN OF COLUMNS AND TENSION MEMBERS FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY

K6.8

PERENCANAAN KOLOM DAN BAGIAN KOMPONEN TERTARIK UNTUK KEKUATAN DAN DAYA LAYAN

K6.8.1

GENERAL

K6.8.1

UMUM

K6.8.1.1

Design Method

Although compression members (columns) may not be designed by Working Stress Design methods, this does not extend to tension members (ties). The behaviour of concrete ties is governed by the strength and ductility of the steel reinforcement and prestressing stands, so that linear elastic methods of design can provide an adequate margin of safety against failure. For reinforced concrete ties, suitable allowable stresses for the reinforcing steel are given in clause 6.6.1.4. Prestressed ties should be designed so that no tension in the concrete is permitted under working loads.

K6.8.1.2

Minimum Bending Moment

K6.8.1.1

Metoda Perencanaan

Meskipun komponenyang tertekan (kolom) bisa tidak direncanakan dengan metode perencanaan tegangan kerja, hal ini tidak berlaku untuk komponen tertarik (ikatan). Perilaku ikatan beton ditentukan oleh kekuatan dan kelenturan tulangan dan kabel prategangan, sehingga perencanaan metode elastis linear dapat memberikan tambahan keamanan yang cukup terhadap kegagalan. Untuk ikatan beton bertulang, tegangan izin yang cocok untuk tulangan diberikan dalam sub-bagian 6.6.1.4. Ikatan prategang seharusnya direncanakan sehingga tidak ada tarik dalam beton diizinkan akibat beban kerja.

K6.8.1.2

Momen Lentur Minimum

The minimum eccentricity concept is used in both CP-1 10-1972 (11) and ACI 318-83 (3), the value of 0.5D coming directly from CP 110. Apart from providing for construction tolerances, material variations and the like, the minimum eccentricity is required in the determination of the strength of an 'axially' loaded member for which the end moments are theoretically zero.

Konsep ekstentrisitas minimum digunakan dalam CP110-1972 (11) dan ACI 318-83 (3), nilai 0.5D diambil langsung dari CP110. Selain memberikan toleransi pelaksanaan, variasi material, dll, eksentrisitas minimum dibutuhkan dalam menetapkan kekuatan komponen yang dibebani secara normal dimana secara teoristis momen akhir adalah nol.

K6.8.1.3

K6.8.1.3

Definitions

Definisi-definisi

Braced columns: For a braced structure the change in overall geometry (e.g. horizontal deflection of the floors) is negligible and only secondary moments due to lateral deflection between the ends of columns need be accounted for.

Kolom diperkaku : Untuk struktur yang diperkaku, perubahan pada geometri secara keseluruhan (seperti lendutan horizontal lantai) diabaikan dan hanya momen sekunder akibat lendutan lateral antara ujung kolom yang perlu diperhitungkan.

Short columns: Depending on the column length, distribution of bending moment and level of axial force, there is a considerable range of columns for which additional bending moments due to slenderness effects are negligible and can be taken as zero. These columns are deemed to be short (see Article 6.8.3).

Kolom pendek : Tergantung pada panjang kolom, distribusi momen lentur dan level gaya aksial, kolom memiliki batasan yang luas dimana momen lentur tambahan akibat pengaruh kerampingan dapat diabaikan dan dapat diambil nol. Kolom ini dipertimbangkan sebagai kolom pendek (lihat Artikel 6.8.3).

K6 - 63

K6.8.2

DESIGN PROCEDURES

K6.8.2.1

Design Procedure Elastic Analysis

K6.8.2 Using

Linear

K6.8.2.1

PROSEDUR PERENCANAAN Prosedur Perencanaan dengan Menggunakan Analisa Elastis Linier

The majority of framed structures in reinforced and prestressed concrete are analysed by first-order linear elastic analysis. This simply means that the change In geometry of the frame under loading is assumed to have a negligible effect on the magnitude and distribution of axial forces, shear forces and bending moments. This would be reasonable for the majority of structures constructed.

Umumnya struktur portal yang terbuat dari beton bertulang dan prategang dianalisa dengan analisa elastis linear tingkat pertama. IN semata-mata berarti bahwa perubahan pada geometri portal akibat beban dianggap memiliki pengaruh yang dapat diabaikan terhadap besar dan distribusi beban aksial, gaya geser dan momen lentur. Hal ini dapat diterima untuk sebagian struktur yang dibangun.

K6.8.2.2

K6.8.2.2

Design Procedure, Incorporating Secondary Bending Moments

Prosedur Perencanaan, Lentur Sekunder Tergabung

Momen

A second-order elastic analysis in accordance with Section 3 can be carried out to determine the secondary bending moments due to changes in frame geometry. Most second-order analysis are iterative in nature and can be complex and timeconsuming.

Analisa elastis tingkat kedua yang sesuai dengan seksi 3 dapat diselenggarakan untuk menetapkan momen lentur sekunder yang disebabkan oleh perubahan geometri portal. Kebanyakan analisa tingkat kedua dasarnya menggunakan metode cobacoba dan dapat menjadi rumit dan memakan waktu.

These methods determine the secondary moments at the ends of the column. Secondary moments arising from the action of the axial force on the lateral deflection between the ends of the column still have to be accounted for using the moment magnifier, Gb.

Metode diatas menetapkan momen sekunder pada ujung kolom. Momen sekunder yang timbul dari aksi gaya aksial pada lendutan lateral antara ujung kolom harus tetap dihitung dengan menggunakan pelipat momen, Gb.

K6.8.2.3

K6.8.2.3

Design Procedure, Using Rigorous Analysis

Prosedur Perencanaan dengan Menggunakan Analisa yang Teliti

A rigorous structural analysis is required to take into account all non-linear material properties and nonlinear geometric effects. While such analysis enable the axial force and bending moment, caused by the design loading for the appropriate limit state, to be determined for every section of the column, they are complex in nature and suitable computer programs are not generally available except for a very limited range of structures.

Suatu analisa seksama diperlukan untuk memasukkan kedalam perhitungan seluruh sifat material non-linear dan pengaruh geometri nonlinear. Sementara analisa yang demikian membuat gaya aksial dan momen lentur, disebabkan oleh beban rencana untuk keadaan batas yang tepat, dapat untuk ditetapkan untuk setiap potongan kolom, pada dasarnya perhitungan ini rumit dan program komputer pada umumnya tidak terdapat kecuali untuk batasan struktur yang paling terbatas.

K6.8.3

K6.8.3

K6.8.3.1

DESIGN OF SHORT COLUMNS General

For short columns, no moment magnification due to slenderness is assumed to occur (i.e. G = 1 ) and the interaction diagram defining the strength of a section may be used directly. The majority of reinforced columns used in current practice will come into this category. Depending on the ratio of

K6.8.3.1

PERENCANAAN KOLOM PENDEK Umum

Untuk kolom pendek, dianggap tidak ada besaran momen akibat kerampingan yang terjadi (misalnya G = 1) dan diagram interaksi yang membatasi kekuatan suatu potongan dapat digunakan secara langsung. Tergantung pada perbandingan momen lentur akhir, perbandingan kerampingan (Lc/r)

K6 - 64

the end bending moments, a slenderness ratio (Lc/r) as high as 46 is valid. For braced columns bent in single curvature (M1*/M2* = -1), or for unbraced columns, there is always some magnification irrespective of the column slenderness. The slenderness limit of 22 ensures that the additional bending moments are less than 5 % (i.e. G < 1.05) and can be neglected. Similar slenderness limits are used in ACI 318-83(3).

sebesar 46 berlaku. Untuk kolom diperkaku yang dibengkokan dalam lengkungan tunggal (M1*/M2* = - 1), atau kolom tak diperkaku, selalu ada kekuatan yang tak diperhitungkan dari kerampingan kolom. Batas kerampingan 22 menjamin bahwa momen lentur tambahan kurang dari 5% (misalnya G < 1.05) dan dapat diabaikan. Batasan kerampingan yang sama digunakan pada ACI 318-83 (3).

For columns with small bending moments, for which the minimum value of 0.05 DN' has to be taken, a column bent in nominal double curvature can 'snap through' into the single curvature mode. It is conservative to assume the column is initially bent in single curvature by taking (M1*/M2* = -1).

Untuk kolom dengan momen lentur kecil, dimana nilai minimum 0.05 DN' harus diambil, suatu kolom yang dilentur dalam lengkungan ganda minimal dapat tibatiba berubah kecara lengkungan tunggal. Adalah konservatif untuk menggangap kolom awalnya dilentur dalam lengkung tunggal dengan mengambil (M1*/M2* = -1).

K6.8.3.2

K6.8.3.2

Short Column With Small Axial Force

Kolom Pendek Dengan Gaya Aksial Kecil

It is generally conservative to ignore the small axial force of 0.1 fc Ag and design the column for bending only (i.e. as a beam) as small axial forces usually increase the moment capacity of reinforced concrete sections.

Secara umum konservatif untuk mengabaikan gaya aksial kecil fc Ag dan merencanakan kolom untuk lentur saja (seperti balok) karena gaya aksial kecil biasanya menambah momen potongan beton bertulang.

K6.8.4

K6.8.4

DESIGN OF SLENDER COLUMNS

PERENCANAAN KOLOM RAMPING

The moment magnifier method is similar to the approach used in ACI 318-77 (1) and modified in ACI 318-83. An alternative, though similar method in terms of additional eccentricity, is proposed by the FIP Recommendations (14).

Metode pelipat momen adalah sama dengan pendekatan yang digunakan dalam ACI 318-77 (1) dan dimodifikasi dalam ACI 318-83. Suatu pilihan meskipun metode yang sama dalam hal penambahan eksentrisitas, diusulkan oleh FIP Recommendation (14).

It is a rational procedure that closely reflects the actual behaviour of a column.

Itu adalah suatu prosedur rasional yang menggambarkan secara dekat prilaku yang sebenarnya dari kolom.

K6.8.5

K6.8.5

K6.8.5.1

SLENDERNESS General

K6.8.5.1

KELANGSINGAN Umum

The moment magnifier method should not be used for columns with a slenderness ratio Lc/r exceeding 120. Test results are not available in this range and the prediction of the instability failure mode will depend on accurate estimates of the stiffness of the column. A rigorous analysis is the only method as yet available. Practical columns will be below this limit.

Metode pelipat momen seharusnya tidak digunakan untuk kolom dengan rasio kerampingan Lc/r melebihi 120. Hasil pengujian tidak tersedia dalam batasan itu dan ramalan cara kegagalan ketak-stabilan akan tergantung pada perkiraan yang tepat dari kekakuan kolom. Analisa yang terbatas adalah satu-satunya metode yang sekarang tersedia. Kolom praktis akan berada dibawah batasan ini.

K6.8.5.2

K6.8.5.2

Radius of Gyration

Although the radius of gyration of a cross-section consisting of two elastic materials can be calculated from their individual elastic moduli, second moment

Radius Girasi

Meskipun jari-jari girasi suatu potongan melintang yang terdiri dari dua material elastis dapat dihitung dari modulus elastis masing-masing, perkiraan yang

K6 - 65

of areas and cross-sectional areas, the approximations given in this clause are within 10% of the calculated values for most practical crosssections and material properties.

diberikan dalam sub-bagian ini adalah dalam batas antara 10% dari nilai yang dihitung untuk potongan melintang yang umum digunakan dan perilaku material.

K6.8.6

K6.8.6

STRENGTH OF COLUMNS IN COMBINED BENDING AND COMPRESSION

K6.8.6.1

Basis of Strength Calculations

KEKUATAN KOLOM DALAM KOMBINASI LENTUR DAN TEKAN

K6.8.6.1

Dasar Perhitungan Kekuatan

The two basic conditions of static equilibrium and compatibility of strains must be satisfied.

Dua kondisi dasar dari keseimbangan dan kesesuaian regangan harus dipenuhi

i.

i.

Tests have confirmed that the strain distribution, on overage is essentially linear over the crosssection. The strain in both the reinforcement and the concrete are assumed to be directly proportional to the distance y from the neutral axis where

Pengujian telah mengukuhkan bahwa distribusi regangan, secara rata-rata, dasarnya adalah linear pada seluruh potongan melintang. Regangan pada tulangan dan beton dianggap berbanding langsung terhadap jarak y dari sumbu netral dimana

İ = y (1/R)

İ = y (1/R)

and 1/R is the curvature. This assumption enable the strain distribution to be defined. With appropriate stressstrain relationships for the steel and concrete, the stress distribution and hence actions on the cross-section can be determined.

dan 1 /R adalah lengkungan. Anggapan ini membuat distribusi regangan dapat dibatasi. Dengan hubungan tegangan dan regangan yang pantas untuk beton dan tulangan, distribusi tegangan dan juga aksi pada potongan melintang dapat ditetapkan.

ii.

The concrete tensile strength has little influence on the capacity in combined bending and compression.

ii.

kekuatan tank beton memiliki pengaruh yang kecil pada kapasitas terhadap kombinasi lentur dan tekan.

iii.

A well authenticated stress-strain relationship has been given by the Comite European du Beton (10) as follows:

iii.

hubungan tegangan dan regangan yang dibuktikan dengan baik diberikan oleh Committee European du Beton (10) sebagai berikut:

fc fo

= (Į1 - Į 2 İ c) İ c

fc fo

(1 + Į 3) İ 0

where a1 a2 a3

= = = =

(1 + Į 3) İ 0

dimana .0.953

39000 (fo + 7) 206000 .1.085 - 850 65600 (fo + 10) 0.856 f’o

a1 a2 a3

The advantage of stress-strain relationships of the CEB type is that they are in closed form and can be integrated, thereby enabling the ultimate strength of cross-section to be determined directly (25). iv.

= (Į1 - Į 2 İ c) İ c

While it is theoretically possible to develop concrete strains much greater than 0.003, particularly for the lower concrete grades, it is prudent to limit the maximum compressive steel strain to this value, particularly in the absence of any special provisions for restraint of this reinforcement.

= = = =

.0.953

39000 (fo + 7) 206000 .1.085 - 850 65600 (fo + 10) 0.856 f’o

Keuntungan dari hubungan tegangan-regangan dari tipe CEB adalah bentuk tertutup dan dapat dipadukan, karena itu memungkinkan kekuatan ultimate dari potongan melintang ditetapkan langsung (25) iv.

Sementara secara teori adalah mungkin untuk mengembangkan regangan beton jauh lebih besar dari 0.003, terutama untuk beton mutu rendah, sangat penting untuk membatasi regangan baja tekan maksimum sampai nilai ini, terutama dengan tidak adanya kelengkapan khusus untuk menahan tulangan ini.

K6 - 66

K6.8.6.2

K6.8.6.2

Rectangular Stress Block

Balok Tegangan Segi Empat

It is permitted to replace the more exact concrete stress distribution by a rectangular concrete stress block. This approximation is well documented. The extreme fibre strain of 0.003 is chosen to give the maximum value of load and moment on the interaction diagram (8).

Diizinkan untuk mengganti distribusi tegangan beton yang Iebih tepat dengan blok tegangan segi0empat. Pendekatan ini sudah didokumentasikan secara baik. Regangan serat ekktrem 0.003 dipilih untuk memberikan nilai maksimum beban dan momen pada diagram interaksi (8).

If the neutral axis lies outside the cross-section, the extreme fibre strain corresponding to the maximum value of load and moment decreases. In the limit, where the neutral axis is at infinity (uniform axial compression), the concrete strain is 0.002 corresponding to the maximum value of concrete stress (see clause 6.8.6.4.).

Bila sumbu netral terletak diluar potongan melintang, regangan serat esktrem yang bersesuaian dengan nilai maksimum beban dan momen berkurang. Dalam batasan, dimana sumbu netral tak terhingga (tekan aksial yang seragam), regangan beton adalah 0.002 dimana sesuai dengan nilai maksimum tegangan beton (lihat sub-bagian 6.8.6.4).

For atypical interaction diagram, it is sufficiently accurate to draw a straight line from the point of validity of the rectangular stress block to the point of axial compression Nuo. It can be shown that the rectangular stress block approximation is not necessarily conservative compared to the use of a more accurate stress distribution.

Untuk diagram interaksi yang tipikal, cukup tepat untuk menarik garis lurus dari titik berlakunya blok tegangan segiempat ketitik tekan aksial Nuo. Dapat dilihatkan bahwa pendekatan blok tegangan segiempat tidak harus konservatif dibanding dengan penggunaan distribusi tegangan yang Iebih tepat.

For cross-sections with multiple layers of reinforcement, or mixtures of reinforcement and tendons, all the steel may not be at yield at the ultimate moment in pure bending and the resultant tensile force will not be at the centroid of the tensile steel area. The effective depth definition given in Clause 6.1.6.2 accommodates this.

Untuk penampang melintang dengan tulangan berlapis, atau gabungan tulangan dan tendon, seluruh baja mungkin tidak Ieleh pada momen ultimat akibat lentur murni dan gaya tarik resultan tidak akan pada pusat daerah baja tarik. Definisi ketebalan efektif yang diberikan dalam sub-bagian 6.1.6.2 memasukkan hal ini.

K6.8.6.3

K6.8.6.3

Calculation of Nuo

The maximum stress for concrete is reached at a strain of approximately 0.002 irrespective of the concrete strength grade. By limiting the concrete strain (and hence the steel strain) to this value, it is assumed that the ultimate strength of a column in pure compression is reached when the maximum stress in the concrete is reached, taken as 0.85 times the characteristic strength. This will be the case provided the steel yields at or below a strain of 0.002, i.e. steels with a yield stress less than or equal to 400 Mpa. For higher yield steel, the maximum value of N,,, will occur at strains higher than 0.002 and can be determined provided the concrete stress-strain relationship for strains greater than 0.002 is known (26). Limiting the strain to 0.002 provides a lower bound estimate of Nuol

K6.8.6.4

i.

Design Based on Each Moment Acting Separately

Bending

Perhitungan Nuo

Tegangan maksimum untuk beton dicapai pada regangan mendekati 0.002 dengan tidak memperhitungkan mutu beton. Dengan membatasi regangan beton (dan karena itu regangan baja) sampai nilai ini, dianggap bahwa kekuatan ultimat kolom akibat tekan murni dicapai bila tegangan maksimum pada beton yang diambil 0.85 kali kekuatan karakteristik dicapai. Hal ini akan menjadi masalah bila baja meleleh pada atau dibawah regangan 0.002, misalnya baja dengan tegangan leleh kurang dari atau sama dengan 400 MPa. Untuk baja dengan leleh yang Iebih tinggi, nilai maksimum N,,, akan terjadi pada regangan lebih besar dari 0.002 dan dapat ditetapkan bila hubungan regangan-tegangan beton untuk regangan lebih besar dari 0.002 diketahui (26). Pembatasan regangan sampai 0.002 memberikan estimasi batasan bawah dari Nuo. K6.8.6.4

Perencanaan Berdasarkan Pada Masing-masing Momen Lentur Yang Bekerja Secara Terpisah

Where the end moments are less than the i.

Bila momen akhir kecil dari momen minimum

K6 - 67

ii.

minimum moment N'0.5D about both principal axes, the column is essentially axially loaded and need only be designed for the minimum moment considered separately for each axis.

N'0.5D pada kedua sumbu prinsipal, kolom pada dasarnya dibebani secara aksial dan hanya perlu direncanakan untuk momen minimum yang dipertimbangkan secara terpisah untuk masing-masing sumbu.

If the moments are relatively small about one principal axis compared to the other, these small moments do not significantly reduce the strength about the other axis and each axis can be treated independently. The question is "How small is small?" The definition given in Figure 6.8 is similar to that given in the 1978 German Standard (13), and is equivalent to the axis of bending being rotated through an angle B of approximately 0.2 radians (12°) from the principal axis.

ii.

K6.8.6.5

Design for Biaxial Compression

Bending

and

Bila momen relatif kecil pada sumbu prinsipal dibanding dengan lainnya, momen yang kecil ini tidak mengurangi secara berarti kekuatan pada sumbu lainnya dan masing-masing sumbu dapat diperlakukan secara terpisah. Masalahnya adalah menetapkan berapa harga yang disebut kecil. Batasan yang diberikan dalam Gambar 6.8 sama dengan yang diberikan German Standard 1978 (13), dan ekivalen dengan sumbu lentur yang diputar melalui sudutyang mendekati 0.2 radian (12°) dari sumbu prinsipal.

K6.8.6.5

Perencanaan Untuk Lentur Biaksial Dan Tekan

The empirical biaxial interaction formula is similar to that adopted in CP 110-1972 (11). This form of interaction equation has been used for concrete, structural steel and composite columns (6,12,23). Much attention has been given to varying the value of Įn to fit a wide range of experimental or theoretical results. The expression adopted for Įn gives reasonable results for reinforced concrete sections.

Rumus interaksi biaksial empiris sama dengan yang diambil dari CP 110-1972 (11). Bentuk dari persamaan interaksi ini sudah digunakan untuk beton, baja struktur dan kolom komposit (6,12,23). Banyak perhatian sudah diberikan untuk memvariasikan nilai Įn untuk menyesuaikan dengan hasil percobaan dan teori yang sangat beragam. Ekspresi yang diambil untuk Įn memberikan hasil yang diterima untuk potongan beton bertulang.

The design bending moments M*x and M*y should include the additional bending moments produced by slenderness effects. If only a linear elastic analysis has been performed, the moments must be magnified by the appropriate magnifier, Gb or Ge, determined from section 3.

Momen lentur rencana M*x dan M*y seharusnya meliputi momen lentur tambahan yang dihasilkan oleh pengaruh kerampingan. Bila hanya analisa linear elastis yang dilakukan momen harus dikalikan dengan pengali yang sesuai, Gb atau Ge yang ditetapkan dari bagian 3.

K6.8.7

K6.8.7

K6.8.7.1

i.

REINFORCEMENT REQUIREMENTS FOR COLUMNS Limitations on Longitudinal Steel

The minimum requirement of 1 % reinforcement has been adopted by most design codes. Apart from providing resistance to accidental bending where calculation may show no bending exists, it guards against yielding of the reinforcement due to shrinkage and to creep under sustained service loading (4).

For a column with 1 % steel and Grade 20 concrete, the steel provides 15 % of axial load capacity. It is logical that for columns which are made larger for reasons other than strength, the steel percentage can be reduced to less than 1 % provided that the steel carries at least 15 % of the design axial force N'.

K6.8.7.1

i.

PERSYARATAN TULANGAN UNTUK KOLOM Pembatasan Memanjang

Pada

Baja

Tulangan

Kebutuhan minimum tulangan 1 % diambil oleh kebanyakan peraturan perencanaan. Selain memberikan tahanan untuk lentur yang tak diharapkan dimana perhitungan mungkin menunjukkan tidak terdapatnya lentur, hal ini menolong terhadap leleh tulangan terhadap susut dan rangkak akibat beban layan yang dipertahankan (4). Untuk kolom dengan 1 % tulangan dan mutu beton 20 MPa, baja memberikan 15% kapasitas beban aksial. Hal ini masuk akal bahwa untuk kolom yang dibuat lebih besar untuk alasan selain kekuatan, persentasi baja dapat dikurangi lebih kecil dari 1 % selama baja memikul sedikitnya 155 gaya aksial rencana N.

K6 - 68

Ini sama dengan 1101972(11).

This is similar to the requirement in CP 1101972(11). ii.

Tests have indicated that columns with more than 4 % steel can be perform satisfactorily. However, above this limit careful attention to the disposition of the steel is essential if proper placement and compaction of the concrete is to be achieved.

K6.8.7.2

Bundled Bars

No commentary.

K6.8.7.3

Restraint of Longitudinal Reinforcement

The requirements of this clause represent good detailing practice which has been shown to produce satisfactory results.

K6.8.7.4

Splicing of Longitudinal Reinforcement

ii.

persyaratan

dalam

CP

Penguiian sudah menuniukkan bahwa kolom dengan baia lebih dari 4% dapat bekerja dengan memuaskan. Akan tetapi, diatas batas ini perhatian yang seksama terhadap penempatan tulangan adalah penting, karena penempatan dan pemadatan beton yang cukup harus dicapai.

K6.8.7.2

Tulangan Terkelompok


K6.8.7.3

Pengekangan Tulangan Memanjang

Persyaratan dari sub-bagian ini mewakili pelaksanaan pendetailan yang baik yang sudah ditunjukkan dengan memberikan hasil yang memuaskan.

K6.8.7.4

Penyambungan Tulangan Memanjang

Sub-Clause 6.8.7.4.2. is required to ensure that at any cross-section of a column there is always a minimum tensile strength provided by continuous reinforcement, regardless of whether tension is calculated to occur or not.

Sub-Bagian 6.8.7.4.2 diperlukan untuk menjamin bahwa pada suatu penampang melintang kolom selalu terdapat kekuatan tarik minimum yang diberikan oleh tulangan yang menerus, tanpa memperhitungkan apakah tarik dihitung akan terjadi atau tidak.

K6.8.8

K6.8.8

K6.8.8.1

DESIGN OF TENSION MEMBERS General

K6.8.8.1

PERENCANAAN BATANG TARIK Umum

No commentary.


K6.8.8.2

K6.8.8.2

Basic Principles

Prinsip-prinsip Dasar


Lihat bagian K6.6.1.2.

In tension members it is essential that the reinforcement be properly anchored so that the force in the member can be transmitted to the structure.

Pada komponen tarik, adalah penting bahwa tulangan diangkerkan dengan baik sehingga gaya pada komponen dapat disalurkan ke struktur.

K6 - 69

K6.9

DESIGN OF WALLS

K6.9

PERENCANAAN DINDING

K6.9.1

APPLICATION

K6.9.1

PENGGUNAAN

The simplified method given for axial load is based on that for plain concrete walls in CP1 10. Provision have been included for the design of shear walls.

Metoda sederhana yang diberikan untuk beban aksial yang didasarkan untuk beton tanpa tulangan dalam CP110. Kelengkapan sudah termasuk untuk perencanaan dinding geser.

K6.9.2

K6.9.2

DESIGN PROCEDURES

PROSEDUR PERENCANAAN

No commentary


K6.9.3

K6.9.3

BRACING OFWALLS

PENGIKAT DINDING

This article sets out the requirements for bracing of the wall and the structure for walls designed in accordance with Article 6.4.4.

Artikel ini meliputi persyaratan untuk pengakuan dinding dan struktur untuk dinding yang direncanakan sesuai dengan Artikel 6.4.4.

Paragraph (iv) imposes a design strength on the connections to ensure that they have a reserve of strength above the required by the structure and members. These loads should not be applied as lateral loads to the structure.

Paragraph (iv) menekankan kekuatan perencanaan dalam hubungan untuk menjamin bahwa mereka memiliki cadangan kekuatan diatas kebutuhan struktur dan komponen. Beban seharusnya tidak diberikan sebagai beban lateral terhadap struktur.

K6.9.4

K6.9.4

K6.9.4.1

SIMPLIFIED DESIGN METHOD FOR BRACED WALLS SUBJECT TO VERTICAL FORCES ONLY

Eccentricity of Vertical Load

K6.9.4. 1

METODA PERENCANAAN DISEDERHANAKAN UNTUK DINDING TERIKAT YANG MENERIMA HANYA GAYA VERTIKAL Eksentrisitas Beban Vertikal

The minimum eccentricity for a wall is consistent with that required for a column.

Eksentrisitas minimum untuk dinding konsisten dengan yang dibutuhkan untuk kolom.

K6.9.4.2

K6.9.4.2

Maximum Effective Height-to Thickness Ratio

Perbandingan Tinggi Efektip Maksimum Dengan Ketebalan

No commentary.


K6.9.4.3

K6.9.4.3

Effective Height

Tinggi Efektip

No commentary.


K6.9.4.4

K6.9.4.4

Design Axial Strength of a Wall

The design equations are similar to those given in CP 110: 1972 for short and slender, braced, plainconcrete walls.

Kekuatan Aksial Rencana dari Dinding

Persamaan perencanaan adalah sama seperti yang diberikan dalam CP1 10; 1972 untuk dinding pendek dan ramping, diperkaku, beton tanpa tulangan.

K6 - 70

K6.9.5 K6.9.5.1

DESIGN OF WALLS FOR INPLANE HORIZONTAL FORCES In-plane Bending

K6.9.5 K6.9.5.1

PERENCANAAN DINDING UNTUI( GAYA HORISONTAL BIDANG Lentur Bidang

Shear in the plane of a wall is likely to be a controlling criterion in walls with a small height-tolength ratio. For walls with Hw/Lw > 1, the controlling criterion is more likely to be flexure. Therefore, it is necessary to design shear walls for flexure as well as shear.

Geser pada bidang suatu dinding cenderung untuk menjadi kriteria pengendalian pada dinding dengar perbandingan tinggi dan panjang kecil. Untuk dinding Hw/Lw > 1, kriteria pengendalian lebih cenderung untuk lentur. Karena itu, perlu untuk merencanakan dinding geser untuk lentur maupur geser.

K6.9.5.2

K6.9.5.2

Critical Section for Shear

Penampang Kritis untuk Gesei

No commentary.


K6.9.5.3

K6.9.5.3

Strength in Shear

Kekuatan dalam Geser

The design strength is the sum of the resistances provided by the concrete and the shear reinforcement.

Kekuatan rencana adalah jumlah tahanan diberikan oleh beton dan tulangan geser.

The upper limit on the ultimate shear strength has been made consistent with that for beams (Clause 6.6.2.7.). It is higher than the value of 0.83 f’c (0.8 Lwtw) permitted by ACI 318 (3).

Batas atas untuk kekuatan ultimate geser dibual konsisten dengan yang untuk balok (sub-bagiar 6.6.2.7). Itu lebih tinggi dari harga 0.83 f’c (0.8 Lwtw) yang diizinkan oleh ACI 318 (3)

K6.9.5.4

K6.9.5.4

Shear Strength Without Shear Reinforcement

yanc

Kekuatan Geser tanpa Tulangan Geser

The second equation given in the code has been developed from those given in ACI 318 (3), which are based on tests of tall slender walls, by noting that for most walls the axial load effect can be neglected and conservatively assuming that the shear force is concentrated at the top of the wall. The equation in (ii) should not be used when Hw/Lw 1.

Persamaan kedua yang diberikan dalam peraturan in dikembangkan dari yang diberikan dalam ACI-31 E (3), yang mana didasarkan pada pengujian dindinc ramping tinggi, dengan catatan bahwa untuk kebanyakan dinding pengaruh beban aksial dapal diabaikan dan secara konservatif menganggap bahwa gaya geser terpusat pada bagian ata., dinding. Persamaan pada (ii) seharusnya tidak digunakan bila Hw/Lw 1

The equation in (i) has been developed considering tests done on short, squat walls (4). This equation is valid for walls with Hw/Lw 1.3

Persamaan pada (i) dikembangkan berdasarkar pengujian yang dilakukan terhadap dinding pendek tertumpu (4). Persamaan ini berlaku untuk dinding dengan Hw/Lw 1.3.

K6.9.5.5

K6.9.5.5

Contribution to Shear Strength by Shear Reinforcement

Barda and others (4) showed that for short squat walls, horizontal reinforcement is less effective than vertical reinforcement in resisting shear forces. Conversely, for high walls the reverse is true. Thus, the requirements of this clause, which show how to determine the value of Pw given in paragraphs (i) and (ii), reflect this understanding.

Kontribusi Tegangan Gesei oleh Tulangan Geser

Barda dan lainnya (4) menunjukkan bahwa untuk dinding pendek tertumpu, tulangan horizontal tidak seefektif tulangan vertikal dalam menahan gayz geser. Untuk tembok tinggi hal yang sebaliknyz berlaku. Sehingga persyaratan dalam sub-bagian ini, yang menunjukkan bagaimana menetapkan nilai Pw yang diberikan dalam paragraph (1) dan (2), menggambarkan pengertian ini.

K6 - 71

K6.9.6

REINFORCEMENT REQUIREMENTS FOR WALLS

These are detailing requirements applicable to both axially-loaded and shear walls as noted. They specify a minimum amount of reinforcement in the wall in each direction. The reinforcement for crack control is similar to that required for slabs.

K6.9.6

PERSYARATAN TULANGAN UNTUK DINDING

Persyaratan pendetailan yang berlaku untuk dinding yang dibebani secara aksial dan geser diberikan sebagai yang ditulis. Persyaratan menspesifikasikan jumlah minimum tulangan pada dinding dalam masingmasing arah. Tulangan untuk mengendalikan retak sama seperti yang diperlukan oleh pelat.

K6 - 72

K6.10

DESIGN OF NOW FLEXURAL MEMBERS, END ZONES AND BEARING SURFACES

K6.10

PERENCANAAN BAGIAN YANG TIDAK TERLENTUR, ZONA UJUNG, DAN PERMUKAAN PERLETAKAN

K6.10.1

DESIGN OF NON-FLEXURAL MEMBERS

K6.10.1

PERENCANAAN BAGIAN YANG TIDAK TERLENTUR

K6.10.1.1

General

K6.10.1.1

Umum

In general, the design requirements for non-flexural members, and zones bearing surfaces are based on research and theory of mechanics using idealised trusses. Special emphasis is placed on detailing of reinforcement to ensure that non-flexural actions, such a bursting and spalling, due to load concentration effects, are restrained and redistributed without causing local damage which could reduce the members, design capacity.

Secara umum, persyaratan perencanaan untuk elemen yang tak terlentur, daerah ujung dan permukaan perletakan didasarkan pada penelitian dan teori mekanika yang menggunakan rangka yang diidelisasi. Penekan khusus diberikan pada pendetailan tulangan untuk menjamin bahwa aksi yang bukan lentur, seperti pecah dan rengkah karena pengaruh beban terpusat, ditahan dan disebarkan tanpa menyebabkan kerusakan lokal yang dapat mengurangi kapasitas elemen rencana.

K6.10.1.1.1

K6.10.1.1.1

Application

Penggunaan

The design of deep beams, pile caps, corbels, continuous nibs and stepped joints differs from the design of flexural members as the distribution of strains across the section are not linear. The design methods are set out in Reference (1) and attention should be given to the detailing of the reinforcement to ensure that the design intention can be realised.

Perencanaan untuk balok tinggi, kepala tiang, korbel, rib yang menerus, dan hubungan bertangga berbeda dengan perencanaan untuk elemen terlentur karena penyebaran regangan sepanjang potongan tidak linear. Metode perencanaan diberikan dalam leteratur (1) dan perhatian seharusnya diberikan pada pendetailan tulangan untuk menjamin bahwa tujuan perencanaan dapat diujudkan.

The limits on clear-span to depth are similar to those used in the CEB-FIP code. However, the Design Engineer should exercise discretion and recognize that there is a gradual transition from full flexural action to non-flexural action and the change from one action to the other is not abrupt.

Batasan untuk bentang bersih terhadap tinggi sama dengan yang digunakan dalam peraturan CEB-FIP. Akan tetapi, perencana seharusnya memikirkan secara seksama dan mengetahui bahwa ada transisi perlahanlahan dari aksi lentur penuh keaksi tanpa lentur dan perubahan dari aksi ke yang lainnya bukanlah kejadian tiba-tiba yang tak diharapkan.

K6.10.1.1.2

K6.10.1.1.2

Design Basis

Dasar Perencanaan

Three alternative design methods are allowed as no one method can cover the full range of design situation.

Tiga metode perencanaan alternatif diizinkan karena tidak satupun metode yang dapat meliputi keseluruhan situasi rencana.

K6.10.1.1.3

K6.10.1.1.3

Spacing of Reinforcement

The designer should, where necessary, make isometric or large scale drawings to ensure that adequate space is provided to allow concrete to be placed and compacted. Such drawings should show the true location of each bar and make any necessary allowance for bending or fixing tolerances. Where high reinforcement density is

Jarak Penulangan

Bila diperlukan perencana seharusnya membuat gambar isometrik dan berskala besar untuk menjamin bahwa ruangan yang cukup diberikan untuk mengizinkan beton ditempatkan dan dipadatkan. Gambar yang demikian seharusnya menunjukkan lokasi yang tepat dari masing-masing tulangan dan membuat batasan yang tepat dari

K6 - 73

required, it is essential that the concrete be in intimate contact with that reinforcement for it to be effective.

masing-masing tulangan dan membuat batasan yang diperlukan untuk lentur dan toleransi pemasangan. Bila jumlah tulangan berat diperlukan, adalah penting bahwa beton pada keadaan kontak yang rapat dengan tulangan untuk memberikan hubungan yang efektif.

K6.10.1.2

Design Based on Strut and Tie Action

K6.10.1.2

Perencanaan Berdasarkan Aksi Tarik dan Tekan

K6.10.1.2.1

Structural Idealization K6.10.1.2.1

Idealisasi Struktural

The idealization of a structural member as a truss provides an understanding of possible load paths. This can be used for simply supported, continuous or three dimensional members. This latter may require a space truss analogy to be adopted and it may be necessary to consider different models to ensure that all probable load paths are considered. Once the member's size is selected, the force in the members can be found using standard truss analysis methods.

Pengidealisasian elemen struktur sebagai rangka memberikan suatu pengertian dari jalur beban yang mungkin terjadi. Hal ini dapat digunakan untuk elemen yang ditumpu sederhana, menerus atau tiga dimensi. Yang terakhir mungkin memerukan pengambilan analogi rangka ruang dan mungkin perlu untuk mempertimbangkan model yang berbeda untuk menjamin bahwa seluruh jalur beban yang mungkin terjadi dipertimbangkan. Sekali ukuran elemen dipilih, gaya pada elemen didapat dengan menggunakan metode analisa rangka standar.

K6.10.1.2.2

Concrete Strut

K6.10.1.2.2

Batang Tekan Beton

The choice of bc for three dimensional trusses depends on the structure being analysed but should not exceed the width of the support (e.g. in the case of a pile cap, the effective diameter of the pile).

Pemilihan bc untuk rangka tiga dimensi tergantung pada struktur yang dianalisa tapi seharusnya tidak melampui lebar tumpuan (seperti pada kasus kepala tiang, diameter efektif tiang).

The value of the depth of the strut (dc) will depend on the geometry of the nodes needed to transfer the forces between truss members.

Harga tinggi batang tekan (dc) akan tergantung pada geometri dari simpul yang diperlukan untuk memindahkan gaya-gaya diantara elemen rangka.

K6.10.1.2.3

K6.10.1.2.3

Nodes

Bagian Simpul

No commentary.


K6.10.1.2.4

K6.10.1.2.4

Tension Tie

Batang Tarik

No commentary.


K6.10.1.2.5

K6.10.1.2.5

Additional Reinforcement

Tulangan Tambahan

In many members, such as pile caps and deep beams, additional reinforcement will be required over the surface of the member to control cooling strains induced as heat of hydration is dispersed with time. This reinforcement can be calculated as 0.004 times the surface depth-taken as 250 mm and distributed uniformly over the surface.

Pada banyak elemen, seperti kepala tiang dan balok dalam, tulangan tambahan akan diperlukan pada permukaan elemen untuk mengendalikan regangan pendinginan yang disebabkan oleh panas hidrasi berkurang terhadap waktu. Tulangan ini dapat dihitung sebagai 0.004 kali tebal permukaan yang diambil 250 mm dan disebarkan secara merata keseluruh permukaan.

Additional reinforcement will also be required close

Tulangan tambahan juga akan diperlukan pada

K6 - 74

to the supports of deep beams to prevent spalling.

daerah yang dekat ketumpuan pada balok untuk menghindari rengkah.

K6.10.1.2.6

K6.10.1.2.6

Additional requirements for Corbels

Syarat-syarat Tambahan untuk Korbel

The intent of the additional requirements is to ensure that corbels are correctly detailed. The requirements have been developed from tests at several different laboratories (8). The steel area calculated to resist the tension force should be increased where outward horizontal forces act on the corbel.

Tujuan dari syarat tambahan adalah untuk menjamin bahwa kabel didetail secara tepat. Persyaratan dikembangkan dari pengujian pada beberapa laboratorium yang berbeda (8). Luas tulangan yang dihitung untuk menahan gaya tarik seharusnya ditambah dimana gaya horizontal kearah luar bekeria pada korbel.

K6.10.1.2.7

K6.10.1.2.7

Additional Requirements for Continuous Concrete Nibs

Syarat-syarat Tambahan untuk Rib Beton Menerus

No commentary.


K6.10.1.2.8

K6.10.1.2.8

Additional Requirements for Stepped Joints

The design of stepped joints as short cantilevers results in large amounts of reinforcement. In addition hanger reinforcement close to the step is required for the tie between consecutive struts. End zone reinforcement would also be required if the member was prestressed. For these reasons detailing of such members must be carefully considered to ensure that the reinforcement can be correctly placed and anchored while still permitting proper placement and compaction of the concrete.

K6.10.1.3

Design Based on Stress Analysis

The method depends on limiting compressive stresses in the concrete to a particular value and resisting all tensile stresses by reinforcement. The required stress analysis would usually be carried out by finite-element methods.

K6.10.1.4

Empirical Design Methods

Methods based on extensive laboratory testing can be used with confidence provided that the results are not extended beyond the limits of the research or applied to situations no previously tested. One such method which is developed from extensive research is the CEB-FIB method of design for deep beams (1).

Syarat-syarat Tambahan untuk Hubungan Bertangga

Perencanaan hubungan tangga seperti kantilever pendek menghasilkan jumlah tulangan yang besar. Juga tulangan gantung yang dekat ke tangga diperlukan untuk ikatan antara dua sengkang yang berdekatan. Tulangan daerah ujung juga akan diperlukan jika elemen diprategang. Untuk alasan itu, pendetailan elemen yang demikian harus dipertimbangkan secara hati-hati untuk menjamin bahwa tulangan dapat diletakkan secara tepat dan diangkerkan sementara tetap mengizinkan penempatan dan pemadatan beton dengan baik.

K6.10.1.3

Perencanaan Berdasarkan Analisa Tegangan

Metode ini tergantung pada pembatasan tegangan tekan pada beton terhadap suatu harga tertentu dan penahanan seluruh tegangan tarik oleh tulangan. Analisa tegangan yang diinginkan biasanya dilakukan dengan metode finite elemen.

K6.10.1.4

Cara Perencanaan Empiris

Metoda yang didasarkan pada pengujian laboratorium yang ekstensif dapat digunakan dengan yakin selama hasil-hasilnya tidak melampui batasan penelitian dan atau digunakan terhadap situasi tanpa penelitian sebelumnya. Salah satu metode tersebut yang dikembangkan dari penelitian yang eksentif adalah metode-metode CEB-FIB untuk perencanaan balok dalam (1).

K6 - 75

K6.10.2

ANCHORAGE ZONES FOR PRESTRESSING ANCHORAGES

K6.10.2

DAERAH PENGAngkerAN UNTUK Angker PRATEGANG

This section is concerned with that region of a prestressed member adjacent to the tendon anchorages in which the transition, from concentrated forces applied at the anchorages, to the linear stress distribution assumed in simple beam theory, occurs. In this "anchorage zone" transverse tensile stresses occur giving rise to longitudinal cracks which must be controlled by transverse reinforcement.

Bagian ini membahas daerah elemen prategang yang berdekatan dengan pengangkeran tendon dimana perpindahan dari gaya terpusat yang diberikan pada angker ke distribusi linear tegangan yang dianggap pada teori balok sederhana terjadi. Pada daerah pengangkeran ini tegangan tarik melintang yang terjadi dan memperbesar retak memanjang harus dikendalikan dengan tulangan melintang.

K6.10.2.1

K6.10.2.1

Application

Penerapan

Article 6.10.2 is limited to end zones with rectangular cross-sections. No rules are given for more complex sections.

Artikel 6.10.2 dibatasi untuk daerah ujung dengan potongan melintang segiempat. Tidak ada aturan diberikan untuk potongan melintang yang lebih rumit.

K6.10.2.2

K6.10.2.2

General

Umum

The analysis of stresses in an end zone is a complex three dimensional problem. for design, approximate methods are used which involve carrying out twodimensional analyses in each longitudinal directions in turn.

Analisa tegangan pada daerah ujung adalah masalah tiga dimensi yang rumit. Untuk perencanaan, metode pendekatan digunakan yang mana melibatkan pekerjaan analisa dua dimensi pada masing-masing arah memanjang.

The approach is that reinforcement should be provided to carry the entire transverse tensile force in each direction, no rules are given for calculating stresses.

Pendekatan adalah bahwa tulangan seharusnya diberikan untuk memikul seluruh gaya tarik melintang masing-masing arah. Tidak ada aturan yang diberikan untuk menghitung tegangan.

Transverse moment: Figure 6.9 shows the anchorage zone of a post-tensioned beam with a single anchorage. At the inner end of the anchorage zone the stresses caused by prestress may be determined from simple beam theory. On any longitudinal section there is a transverse bending moment (Mb) whose magnitude may be calculated from the equilibrium requirements for the free body shown in Figure 6.9 (b). This moment is a resultant of transverse tensile and compressive stresses acting across section.

Momen melintang: Gambar 6.9 menunjukkan daerah pengangkeran balok prategang awal dengan angker tunggal. Pada bagian dalam daerah angker, tegangan yang disebabkan oleh prategang dapat ditetapkan dari teori balok sederhana. Pada potongan memanjang terdapat suatu momen lentur melintang (Mb) yang besarnya dapat dihitung dari persyaratan keseimbangan untuk bagian bebas seperti yang ditujukkan dalam Gambar 6.9 (b). Momen ini adalah resultan dari tegangan tarik dan tekan yang bekerja pada potongan.

The sense of the moment Mb in Figure 6.9 indicates that the resultant of the transverse compressive stresses acts closer to the loaded than does the tensile stressresultant. A moment with this sense is defined as positive.

Pengertian dari Mb pada Gambar 6.9 menunjukkan bahwa resultan tegangan tekan melintang bekerja lebih dekat kebeban dibanding resultan tegangan tarik. Momen dengan pengertian ini dibatasi sebagai positif.

The sense of the moment may be reversed at sections between anchorages in end zone with two or more widely spaced anchorages, or at sections remote from the anchorage in end zones with a single eccentric anchorage. Transverse moments with this sense, implying that the resultant of the transverse tensile stresses is closer to the loaded face than is the compressive stress resultant, are defined as negative.

Pengertian momen dapat terbalik pada potongan antara pengankeran pada daerah ujung dengan dua atau lebih pengangkeran yang berjauhan, atau pada potongan yang jauh dari pengangkeran pada daerah ujung dengan pengangkeran tunggal eksentris. Momen melintang dengan pengertian begini, yang menerangkan bahwa resultan tegangan tarik melintang adalah lebih dekat ke permukaan yang dibebani dari resultan tegangan tekan, dibatasi sebagai negatif.

K6 - 76

Symmetrical prism: The concept o f the symmetrical prism is often useful for estimating the magnitudes of the transverse tensile forces, and the lengths over which transverse tensile stresses occur, at sections immediately behind anchorages. Figure 6.10 shows how the depth De of the symmetrical prism is determined for some examples. Only the depth of the prism is used in design; other dimensions are defined merely to enable the designer to visualise the notional prism.

Prisma Simetris: Konsep prisma simetris seringkali berguna untuk memperkirakan besaran gaya tarik melintang, dan panjang dimana tegangan tarik melintang bekerja, pada potongan yang langsung dibawah angker. Gambar 6.10 menunjukkan bagaimana tinggi D, dari prisma simetris ditetapkan untuk beberapa contoh. Hanya tinggi prisma digunakan pada perencanaan; dimensi lainnya dibatasi semata-mata untuk perencana mampu untuk memvisualkan prisma bayangan.

K6.10.2.3

K6.10.2.3

Loading Cases to be Considered

Pembebanan Yang Harus Diperhitungkan

No commentary.


K6.10.2.4

K6.10.2.4

Calculation of Tensile Forces Along Line of an Anchorage Force

Perhitungkan Gaya Tarik Sepanjang Garis Kerja Gaya Angker

The equations of equilibrium enable the magnitudes of the transverse moments to be determined, but give information on the magnitude of location of the tensile stresses or stress resultants, for which reference to research results is necessary.

Persamaan keseimbangan membuat besaran momen melintang dapat dihitung, tapi untuk memberikan informasi terhadap besaran lokasi tegangan tarik atau resultan tegangan, memerukan literatur hasil penelitian.

In the distribution of transverse stresses in an end zone with a single anchorage located at mid-depth, at the mid-depth section, where the peak value of the transverse moment M, occurs, we have from statics:

Pada distribusi tegangan melintang didaerah ujung dengan anker tunggal yang ditempatkan pada tengah tinggi, pada potongan tengah tinggi, dimana nilai puncak momen melintang Mb terjadi, diperoleh dari statis

Mb

= 0.125 PD (1 -h/D)

From research it has been found that significant transverse stresses exist over a length of approximately 0.8D, commenting about 0.20 from the loaded face. The magnitudes of the tensile and compressive stress resultants, T and C, depend on the concentration ration h/D, i.e. the ration of the depth of the bearing plate to the depth of the end zone. Except for very small concentration ratios (< 0.15), the value of T is given closely by: T

= 0.33 P (1 - h/D)

Mb

= 0.125 PD (1 -h/D)

Dari penelitian telah ditemukan bahwa tegangan melintang yang berarti terdapat pada sepanjang kirakira 0.8D, mulai kira-kira 0.2D dari muka yang dibebani. Jumlah resultan tegangan tarik dan tekan, T dan C, tergantung pada perbandingan konsentrasi h/D yang mana adalah perbandingan tinggi plat tumpuan terhadap ketinggian daerah ujung. Kecuali untuk perbandingan konsentrasi sangan kecil (<0.15), nilai T mendekati T

= 0.33 P (1-h/D)

The lever arm distance between C and T is therefore equal to 0.50. For very small concentration ratios the lever arm may decrease, and the magnitude of T increase, by up to 20% from these values.

Karena itu jarak lengan momen antara C dan T sama dengan 0.5D. Untuk perbandingan konsentrasi yang sangat kecil, lengan momen dapat berkurang, dan besaran T bertambah sampai 20% dari nilai ini.

These relationships apply only to conditions at the middepth section. The stress distributions are quite different at other longitudinal sections through the end zone.

Hubungan diatas hanya berlaku untuk kondisi pada potongan tengah tinggi. Distribusi tegangan cukup berbeda pada potongan memanjang lainnya di daerah ujung.

K6 - 77

K6.10.2.5

Calculation of Tensile Forces Induced Near the Loaded Face

Quantity and Reinforcement

Perhitungan Gaya Tarik Yang Tumbul Dekat Muka Yang Dibebani


No commentary.

K6.10.2.6

K6.10.2.5

Distribution

of

K6.10.2.6

Jumlah dan Distribusi Tulangan

Examination of any vertical plane through the anchorage zone indicates that except for planes close to the loaded face, transverse tensile stresses at the mid-depth section exceed those at other sections. This is the basis of the provision in clause 6.10.2.5 that design of reinforcement be based on the longitudinal section where the peak moment occurs, and that the reinforcement extend through the full depth of the end zone. The reinforcement is spread over the length 0.1 D to 1.0D from the loaded face, where significant tensile stresses occur, to cover the tensile stresses near the loaded face away from the anchorage, it is further required that similar reinforcement be carried over the zone from the loaded face to 0.113.

Penyelidikan suatu bidang tegak melalui daerah anker menunjukkan bahwa kecuali untuk bidang yang dekat pada muka yang dibebani, tegangan tarik melintang pada potongan tengah tinggi melampui nilai pada potongan lainnya. Hal ini adalah dasar dari kelengkapan sub-bagian 6.10.2.5 bahwa perencanaan tulangan didasarkan pada potongan memanjang dimana momen puncak terjadi, dan bahwa tulangan meluas melalui tinggi penuh daerah ujung. Tulangan disebarkan sepanjang 0.1 D sampai 1.0D dari muka yang dibebani, dimana tegangan tarik yang berarti terjadi, untuk meliputi tegangan tarik dekat muka yang dibebani jauh dari anker, lebih lanjut diperlukan bahwa tulang yang sama dipasang pada daerah dari muka yang dibebani ke 0.1 D.

K6.10.2.7

K6.10.2.7

Anchorage Zones in Pretensioned Members

No commentary.

K6.10.2.8

Special Reinforcement Anchorage Zones

Daerah Pengangkeran Komponen Pra-penegangan


Details

in

K6.10.2.8

Detail Penulangan Khusus Daerah Pengangkeran

No commentary.


K6.10.3

K6.10.3

BEARING SURFACES

No commentary.

Pada

Pada

PERMUKAAN PERLETAKAN


K6 - 78

K6.11

STRESS DEVELOPMENT AND SPLICING OF REINFORCEMENT AND TENDONS

K6.11

PENYALURAN TEGANGAN DAN PENYAMBUNGAN TULANGAN DAN TENDON

K6.11.1

STRESS DEVELOPMENT REINFORCEMENT

K6.11.1

PENYALURAN TEGANGAN DALAM TULANGAN

K6.11.1.1

IN

General

K6.11.1.1

Umum

Reinforcement will not develop its strength without proper anchorage and there must always be anchorage on both sides of the cross-section being designed.

Tulangan tidak akan menyalurkan tegangannya tanpa pengangkeran yang baik dan itu selalu diangkerkan pada kedua sisi potongan melintang yang direncanakan.

Stress development can be obtained by embedment of the steel in concrete so that stress is transferred past the section by bond, or by some form of mechanical anchorage.

Penyaluran tegangan dapat diperoleh dengan penanaman tulangan dalam beton sehingga tegangan dipindahkan melalui potongan oleh lekatan, atau oleh beberapa bentuk pengangkeran mekanis.

K6.1 1.1.2

K6.1 1.1.2

Development Tension

Length

for

Bar

in

Panjang Penyaluran untuk Tulangan Tarik

Sub-clause 6.11.1.2.1 to 6.11.1.2.7. relate only to bars. Refer to Reynolds (1978), Orangun et al (1977) and Discussion on Orangun et al, and Ferguson (1988).

Sub-bagian 6.11.1.2.1 sampai 6.11.1.2.7 hanya membahas yang berhubungan dengan tulangan. Merujuk ke Reynold (1978), Oragun et al (1977) dan Discussion on Orangun et al, dan Ferguso (1988).

K6.11.1.2.1

K6.11.1.2.1

Development Length to Develop Yield Strength

Panjang Penyaluran untuk Menyalurkan Kuat Leleh

The concrete cover applies to the bar being analysed. For a main bar in a slab, it is the cover to that bar. For a longitudinal bar in a beam, the size of the enclosing fitment is added to the cover to the fitment. The cover then is compared to the clear distance to the nearest adjacent parallel bar to obtain the value of "a".

Selimut beton berlaku untuk tulangan yang dianalisa. Untuk tulangan utama pada pelat, adalah selimut terhadap tulangan itu.. Untuk tulangan memanjang pada balok, ukuran ikatan penutup ditambahkan keselimut. Lalu selimut dibandingkan terhadap jarak bersoh ke tulangan sejajar yang berdekatan paling dekat untuk memperoleh nilai "a".

The development length equation, includes the effect of cover and bar spacing on the ability of concrete to develop stress in the bar without splitting the concrete. Splitting can occur along the plane of the adjacent bars parallel to the soffit of the member, or through the cover perpendicular to the soffit. These effects are accounted for by three parameters, k1, k2 and (2a + db).

Persamaan panjang penyaluran, meliputi pengaruh selimut dan jarak tulangan terhadap kemampuan beton menyalurkan tegangan pada tulangan tanpa memecahkan beton. Pemecahan dapat terjadi sepanjang bidang tulangan yang berdekatan yang sejajar dengan soffit elemen, atau melalui selimut yang tegak lurus dengan soffit. Pengaruh ini dihitung dengan tiga parameter, k1, k2 dan (2a +db).

i.

Factor k1: This factor relates to top bars. These bars are subjected to a reduction in bond strength due to settlement of fresh concrete and an accumulation of bleed water. Both effects occur along the underside of the bar. (ACI-31 8) sets the possible critical depth at 300 mm of cast concrete. There is evidence that bond loss can occur with even shallower concrete depths. The factors

i.

Faktor k1 : Faktor ini berhubungan dengan tulangan atas. Tulangan ini ditujukan untuk suatu pengurangan pada kekuatan lekat karena penurunan beton segar dan penumpukan air bleeding. Kedua pengaruh ini terjadi sepanjang sisi bawah tulangan. (ACI-318) menentukan kedalaman kritis yang memungkinkan pada 300 mm dari beton yang dicor. Terbukti bahwa kehilangan lekatan dapat terjadi pada

K6 - 79

applies only to horizontal bars in slabs, walls, beams and footings, it does not apply to sloping or vertical bars, to fabric, or to fitments. The factor k1 is not applied to reinforcement extension values in clause 6.6.1.7. and minimum tensile reinforcement provided in accordance with clause 6.7.1.3.

kedalaman beton yang lebih kecil. Faktor ini hanya berlaku pada tulangan memanjang pada pelat, dinding, balok, dan pondasi, ini tidak berlaku pada tulangan miring dan tegak, anyaman dan ikatan. Faktor k,, tidak digunakan untuk nilai perpanjangan tulangan dalam sub-bagian 6.6.1.7 dan tulangan tarik minimum yang sesuai dengan sub-bagian 6.7.1.3.

ii.

ii.

Factor k2: This factor depends on the spacing of bars and type of reinforced member. It is obtained from an analysis of many different research studies of slabs where pop-outs of thin covers occur beneath the bar. For beams, splitting across the member width is also a possible failure mode.

Faktor k2 : Faktor ini tergantung pada jarak tulangan dan tipe elemen yang ditulangi. Nilai ini diperoleh dari analisa berbagai penelitian pada pelat dimana lepasnya selimut tipis terjadi dibawah tulangan. Untuk balok, pecah sepanjang lebar elemen juga mungkin merupakan bentuk kegagalan.

The worst situation occurs in members which have least resistance to both splitting and popout failures (eg narrow ribs or columns without stirrups or ties); for these cases k2 is taken as 2.4. Where beams and columns are designed with fitments, k2 may be reduced from 2.4 to 2.2 which would be the case in most designs.

Situasi yang paling jelek terjadi pada elemen yang mempunyai tahanan yang kecil terhadap kegagalan pecah dan lepas (seperti rib sempit atau kolom tanpa sengkang atau ikatan); untuk kasus ini k2 diambil 2.4. Bila kolom dan balok direncanakan dengan ikatan, k2 dapat dikurangi dari 2.4 ke 2.2 yang mana merupakan kasus umum dalam perencanaan.

Where bars are closely spaced in slabs and walls, there in a danger of splitting along the plane of the reinforcement. A bar is considered to develop its (yield) stress within the length Lsy.t, from its end. If this length is closer than 150 mm to the anchorage length of an adjacent parallel bar, then k2 = 2.4 as above. If adjacent anchorage lengths are separated by more than 150 mm, k2 = 1.7. This does not mean that all bars in slabs or walls must be 150 mm or more apart with staggered ends. Anchoring bars in low-stress zones allows gradual stress development.

Bila tulangan dipasang secara rapat pada pelat dan dinding, bahaya pecah terdapat sepanjang bidang tulangan. Suatu tulangan dipertimbangkan menyalurkan tegangan lelehnya sepanjang Lsy.t dari ujungnya. Bila panjang ini lebih pendek dari 150mm ke panjang pengangkeran tulangan sejajar yang berdekatan, k2 diambil 2.4 seperti diatas. Bila panjang pengankeran yang berdekatan dipisahkan lebih dari 150mm, k2 - 1.7. Ini tidak berarti bahwa seluruh tulang pada pelat atau dinding harus 150mm atau lebih terpisah dari ujung yang dikaitkan. Tulangan angker pada daerah tegangan yang rendah mengizinkan penyaluran tegangan perlahanIahan.

iii.

Expression (2a + db): The expression (2a + db) defines the outside diameter of a concrete cylinder of length Lsy.t coaxial with and surrounding, a bar of size db. This cylinder should not encroach on the relevant cylinder surrounding an adjacent bar. To ensure that this does not occur, the bars must be spaced further apart than (2a + db).

iii.

Ekspresi (2a + db) : Ekspresi (2a + db) membatasi diameter luar silinder beton sepanjang Lsy.t,, koaksial dengan mengelilingi tulangan dengan ukuran db. Silinder ini seharusnya tidak membawahi silinder berkaitan yang mengelilingi tulangan yang berdekatan. Untuk menjamin bahwa hal ini tidak terjadi, tulangan harus diletakkan terpisah lebih jauh dari (2a + db).

iv.

The minimum value of Lsy.t (25 k, db) uses a steel yield strength of 400 Mpa and is based on the formula 0.058 dbfc where fe is the steel tensile strength (ACI 318). It is increased by the factor k1

iv.

Nilai minimum Lsy.t (25 k, db) menggunakan kekuatan Ieleh baja 400MPa dan didasarkan pada rumus 0.058 dbfc dimana fe adalah kekuatan tarik baja (ACI 318). Ini ditambah dengan faktor k1.

K6 - 80

K6.11.1.2.2

Deemed-to-comply Lengths

Development

K6.11.1.2.2

Anggapan yang Memenuhi Panjang Penyaluran

As practical alternative to calculating development lengths from the formula in sub-clause 6.11.1.2.1, Table 6.18 groups together combinations of concrete strength, nominal cover, and calculated tensile development lengths.

Sebagai pilihan praktis untuk menghitung panjang penyaluran dari rumus pada sub-bagian 6.11.1.2.1, Table 6.18 mengumpulkan kombinasi kekuatan beton, selimut nominal dan panjang penyaluran tarik yang dihitung.

The Table in the Code does not apply to beams and columns without fitments. The Table is subject to bar spacing restrictions. The cover/concrete strength combination resemble, but are not restricted to those given in Tables 6.6. and 6.7.

Tabel pada peraturan ini tidak berlaku untuk balok dan kolom tanpa tulangan kait, dan pembatan penggunaan untuk balok dan kolom dengan tulangan kait, dan pemisahan tulangan yang besar sepanjang dimana mereka menyalurkan tegangannya.

For slabs and walls, values were calculated using k2 = 1.7. For beams and columns, the calculations used k2 = 22, but an allowance was made for the size R6 fitments for bars < 20 mm, and R10 fitments for bars > 20 mm, the cover used being to the bar being anchored. In this way it was possible to have a single table which covered both cases, with the restriction of application to beams and columns with fitments, and a wide separation of bars over the length in which they develop their stress.

Untuk slab dan dinding, nilai dihitung dengan menggunakan k2 = 1.7. Untuk balak dan kolom, perhitungan yang digunakan k2 = 22, tapi kelonggaran dibuat untuk ikatan ukuran R6 untuk tulangan < 20mm, dan R10 untuk balok >20mm, selimut yang digunakan dihitung sampai ketulangan yang diangker. Pada cara ini, memungkinkan untuk memiliki suatu tabel tunggal yang meliputi kedua kasus, dengan pembatasan pemakaian terhadap balok dan kolom dengan ikatan, pemisahkan yang jauh tulangan sepanjang yang mana mereka menyalurkan tegangan.

The values in the Table are calculated from the formula given in sub-clause 6.11.1.2.1 (i) where the cover to the deformed bar was obtained from the nominal cover to the bar nearest to the concrete surface (Tables 6.6 and 6.7), increased by the size of the fitment as appropriate, and reduced by 5 mm for negative steel fixing tolerance in accordance with sub-clause 6.3.8.3.1.

Nilai pada tabel dihitung dari rumus yang diberikan dalam sub-bagian 6.11.1.2.1 (i) dimana selimut untuk baja berulir diperoleh dari selimut minimal terhadap tulangan yang paling dekat kepermukaan beton (Tabel 6.6 dan 6.7), ditambah dengan ukuran kaitan, dan dikurangi 5mm untuk toleransi pemasangan tulangan negatif sesuai dengan subbagian 6.3.8.3.1.

The Table may also be used for members with higher values of negative steel fixing tolerances, eg piles without permanent casing, provided that the development length is obtained from the Table for the appropriate nominal cover, not increased in accordance with provisions of sub-clause 6.3.8.3.2. This will produce slightly conservative values of development length.

Tabel dapat juga digunakan untuk elemen dengan nilai toleransi pemasangan tulangan negatif yang lebih besar, seperti tiang tanpa cetakan permanen, selama panjang penyaluran diperoleh dari tabel untuk selimut nominal yang cukup, tidak ditambah sesuai dengan kelengkapan sub-bagian 6.3.8.3.2. Ini akan menghasilkan nilai panjang penyaluran yang sedikit konservatif.

For any concrete strength, only the stated cover or larger cover may be used.

Untuk beton manapun, hanya selimut yang diberikan atau selimut yang lebih tebal yang dapat digunakan.

As will be seen in clause 6.1 1.2.3., Table 6.18 also applies to lap splices in members which satisfy the same conditions.

Sebagai yang terlihat dalam sub-bagian 6.11.2.3, Tabel 6.18 juga berlaku untuk sambungan tumpuk dalam elemen yang memenuhi kondisi yang sama.

The Table does not contain values for Y32 and Y36 bars for small covers. Use of large diameter bars in combination with small cover particularly with lower strength concrete is not recommended.

Tabel tidak mengandung nilai untuk tulangan Y32 dan Y36 untuk selimut tipis. Penggunaan diameter tulangan yang tebih besar dengan kombinasi selimut yang lebih tipis terutama dengan mutu beton rendah tidak disarankan.

K6 - 81

K6.11.1.2.3

Development Length to Develop Less Than Yield Strength

K6.11.1.2.3

Panjang Penyaluran untuk Menyalurkan Kurang dari Kuat Leleh

This sub-clause is not to be applied to the calculation of lap lengths. Only full-strength lap splices are permitted in this Code (See clause 6.11.2.1.)

Sub-bagian ini tidak membedakan antara lengkungan dengan bengkokan. Nilai 10 db adalah batas praktis dimana panjang yang dilengkungkan berlaku seperti potongan lurus tanpa menyebabkan tegangan tumpuan yang berlebihan pada bagian dalam bengkokan pemisahan antara tulangan dan beton atau bagian luar dari bengkokan.

K6.11.1.2.4

K6.11.1.2.4

Development Length Around a Curve

Panjang Dengkokan

Penyaluran

Disekitar

This sub-clause distinguishes between a curve and a bend. The value of 10db is a practical limit on curvature above which a curved length behaves like a straight piece without causing either excess bearing stress inside the bend of separation between the bar and the concrete or the outside of the bend.

Sub-bagian ini membedakan antara lengkungan dengan bengkokan. Nilai 10 db adalah batas praktis dimana panjang yang dilengkungkan berlaku seperti potongan lurus tanpa menyebabkan tegangan tumpuan yang berlebihan pada bagian dalam bengkokan pemisahan antara tulangan dan beton atau bagian luar dari bengkokan.

K6.11.1.2.5

K6.11.1.2.5

Development Length of a Bar with a Standard Hook

Panjang Penyaluran Tulangan dengan Kaitan Standar

The values are close to those which have been used for many years.

Nilai-nilai disini dekat dengan digunakan bertahun-tahun.

i.

i.

Standard hooks: Standard 1800 and 1350 hooks, and 90° cogs require the steel lengths given in Table K6.1. They are the minimum lengths which physically can be bent on a bending machine, lengths shorter than these should be specified with caution as they would not provide the necessary anchorage assumed in sub-clause 6.11.1.2.5.

The length of bar required to make a hook is generally less than the straight bar development length because a hook makes use of bearing pressure inside the bend. The length of a 135° hook should be the same as for a 180° hook.

K6.11.1.2.6

Standard Hooks

yang

sudah

Kaitan standar : Kaitan 180° dan 135° standar dan gerigi 90° memerlukan panjang baja yang diberikan dalam Tabel k6.1. Mereka adalah panjang minimum yang secara fisik dapat dibengkokan pada mesin pembengkok, panjang yang lebih pendek dari itu seharusnya dispesifikasikan dengan hati-hati karena mereka tidak memberikan anker yang diinginkan yang dianggap dalam sub-bagian 6.1 1.1.25. Panjang tulangan yang dibutuhkan untuk membuat kaitan umumnya kurang dari panjang penyaluran tulangan lurus karena kaitan memanfaatkan tekanan tumpuan pada bagian dalam bengkokan. Panjang kaitan 135° seharusnya sama dengan untuk kaitan 180°.

K6.11.1.2.6

Kaitan Standar

No commentary.


K6.11.1.2.7

K6.11.1.2.7

Internal Diameter of Bends or Hooks

nilai

Diameter Dalam dari Bengkokan atau Kaitan

No commentary. Tidak perlu penjelasan.

K6 - 82

Minimum Length of Bar to form Standard Hooks Type of Bar

di (1)

Bar size mm 6

10

12

16

20

24

28

32

36

I. Normal Bends: Fitments

bar grade 250 wire grade 450

3 db

100

110

120

140

Fitments

bar grade 400

4 db

110

130

140

170

200

230

270

300

340

5 db

120

140

160

180

220

260

300

340

380

110

130

140

170

Bars other than in (ii) and (iii) below

NOT RECOMMENDED

Ii. Bends Designed to be Straightened or Rebent Later db

16mm

4 db

db =

20 or 24 mm

5 db

db

28mm

6 db

NOT APPLICABLE 220

260

NOT APPLICABLE

330

380

430

iii. Bends in Epoxy-coated or Galvanised Reinforcement

K6.11.1.3

db

6mm

5 db

db

20 mm

8 db

120

140

160

180

NOT APPLICABLE

Development Length for a Bar in Compression

NOT APPLICABLE 290

K6.1 1.1.3

340

390

440

500

Panjang Penyaluran untuk Tulangan yang Tertekan

The development length of a bar in compression is given by the expression:

Panjang penyaluran untuk tulangan yang tertekan diberikan oleh persamaan:

where f1 is the steel tensile strength (refer to ACI318). Using a concrete strength of 25 Mpa, this gives a length of 20 db which was adopted for all concrete grades.

dimana: f1 adalah kekuatan tarik baja (mengacu pada ACI-318). Menggunakan kekuatan beton 25MPa, memberikan panjang 20 db yang diambil untuk semua mutu beton.

This is not to be confused with the value of 30 db for compression Lap splicing as given in clause 6.11.2.5.

Hal ini seharusnya tidak dicampur-adukan dengan nilai 30 db untuk sambungan tumpuk tertekan seperti yang diberikan dalam bagian 6.11.2.5.

Where a bar in compression is bent for construction purposes, such as a 90° bend for a starter bar within a footing, the straight embedment into the footing must be not less than 20 db.

Bila tulangan tekan dibengkokkan untuk tujuan pelaksanaan, seperti pembengkokan 90° pada tulangan awal pada pondasi, penanaman lurus kedalam pondasi tidak boleh kurang dari 20db.

K6.11.1.4

K6.11.1.4

Development Length of Bundled Bars

Bundles are not limited to columns. The factors compensate for the reduced bar perimeter in contact with the surrounding concrete. (See also sub-clause 6.6.1.7.7. and clause 6.8.7.2.)

Panjang Penyaluran untuk Tulangan Terkelompok

Pengelompokkan tidak dibatasi pada kolom. Faktorfaktor disini menggantikan keliling tulangan yang terkurangi pada kontrak dengan beton sekitarnya. What juga sub-bagian 6.6.1.7.7 dan 6.8.7.2).

K6 - 83

K6.11.1.5

Development Length of Fabric in Tension

K6.11.1.5

Panjang Penyaluran dari Tulangan yang Dianyam Akibat Tarik

The addition of 25 mm assumes that one full mesh spacing is embedded.

Tambahan 251m menganggap bahwa satu jarak penuh anyaman dtselimuti.

K6.11.1.6

K6.11.1.6

Strength Development Reinforcement by an Anchorage

in

Penyaturan Kekuatan pada Tulangan Akibat Pengangkeran

The strength of a welded or mechanical anchorage should be capable of being checked by a suitable tensile test. For example, if the anchorage is for a 400Y bar, the force to be sustained before failure would be 440 Ab Newtons. The factor of 1.1 multiplied by the specified minimum yield strength, fsy has been found from experience to be a realistic minimum.

Kekuatan angker yang dilas atau mekanis seharusnya mampu dicek dengan pengujian tarik yang sesuai. Sebagai contoh, jika suatu anker untuk tulangan Y400. gaya yang harus ditahan sebelum gagal seharusnya 440 Ab Newtons. Faktor 1.1 yang dikali dengan kekuatan leleh minimum yang dispesifikasikan fsy, didapat dari pengalaman sebagai minimum yang realistis.

K6.11.2

K6.11.2

K6.11.2.1

SPLICING OF REINFORCEMENT General

K6.11.2.1

PENYAMBUNGAN TULANGAN Umum

All splices are to be based on the tensile yield strength (fsy) for bars and fabric. Reduced values are not permitted for splices.

Semua sambungan harus didasarkan pada kekuatan leleh tarik (fsy) untuk tulangan dan anyaman. Nilai yang dikurangi tidak diizinkan untuk sambungan.

Clause 6.1.5.2 requires designers to specify in the drawings the actual lap length. Lap lengths should always be specified as that required for the smaller bar being spliced because this size controls the maximum force which can be transmitted.

Bagian 6.1.5.2 menginginkan perencana untuk menspesifikasikan pada gambar panjang tumpuk nyata. Panjang tumpuk seharusnya selalu dispesifikasikan sebagai yang dibutuhkan untuk tulangan lebih kecil yang disambung karena ukuran ini mengendalkan gaya maksimum yang dapat dipindahkan.

Item 6.11.2.1 (iii) is retained because in years to come, renovation of existing structures will require knowledge of the steel type. Cold worked bars (as twisted squarebars, or twisted deformed bars), were manufactured between 1957 and 1983 from Grade 230 bar. They had a carbon content of 0.25% maximum, and a carbon equivalent of 0.45% maximum based on C + Mn/6. This material can be welded without preheat, although lowhydrogen electrodes are preferred. The untwisted end portion, of approximately 150 mm, has not had its strength raised above the allowable basic strength of 230 Mpa, therefore bars of higher strength cannot develop full strength if welded on to the end.

Bagian 6.11.2.1 (ii) dipertahankan karena nantinya, perbaikan struktur yang ada memerlukan pengetahuan tipe tulangan. Tulang yang dikerjakan secara dingin Iseperti tulangan segiempat yang diputar, atau baja ulir yang diputar), diproduksi antara 1957-1983dari tulangan grade 230. Mereka memiliki kadar karbon maksimum 0.25%, dan ukivalen karbon maksimum 0.45% yang didasarkan pada C + Mn/6. Material ini dapat dipanaskan terlabih dahulu, meskipun elektroda hidrogen rendah digunakan. Bagian ujung yang tidak terputar, kirakira 1 50mm, tegangannya tidak meningkat melebihi kekuatan dasar yang diizinkan 230MPa, karena itu tulangan berkekuatan lebih tinggi tidak dapat mengembangkan kekuatan penuh jika dilas sampai keujung.

Item 6.11.2.1 (iv) relates to member of a truss, or to hangers which rely only on the steel to carry tension.

Bagian 6.11.2.1 (iv) berhubungan dengan elemen sebuah rangka, atau penggantung yang hanya mengandalkan baja untuk memikul tarik.

Drawings should indicate very. clearly where the structural laps are needed. For steel fixing purposes, it is common practice to overlap and to tie together bars which are parallel but which are not

Gambar seharusnya menunjukkan dengan sangat jelas dimana tumpuan secara struktur diperlukan. Untuk maksud pemasangan baja, umum dalam pelaksanaan untuk melebihkan dan mengikat

K6 - 84

specifically transferring force from one to the other. This would include top steel in beams near midspan, or tie bars supporting main negative steel in slabs, or the transverse wires of fabric in the top of slabs or as beam fitments. For such bars, perhaps only 150 mm of overlap is needed, and for the fabric the outermost main wires can be tied together without any overlap if cross-wires are not used for crackcontrol, etc.

tulangan yang sejajar tapi tidak dispesifikasikan untuk memindahkan gaya dari yang satu ke yang lainnya. Ini meliputi tulangan atas balok dekat yang satu ke yang Iainnya. Ini meliputi tulangan atas balok dekat tengah bentang, atau tulangan ikat yang mendukung tulangan negatif utama pada pelat, atau kawat melintang anyaman pada bagian atas pelat atau sebagai pengikat balok. Untuk tulangan yang demikian, barangkali hanya 150mm overlap yang dibutuhkan, dan untuk anyaman kawat utama paling luar dapat diikatkan tanpa iverlap jika kawat melintang dapat digunakan untuk pengendali retak, dll.

K6.1 1.2.2

Welded or Mechanical Splices

K6.11.2.2

Sambungan Mekanis atau Las

K6.11.2.2.1

General

K6.11.2.2.1

Umum

It may be cheaper to make and test prototype splices than to design them by analysis. Guidance is given on the design of welded splices but additional references may be required. Patented devices should be tested using this Article. The reasons for the factor of 1.1 are the same as for Article K6.11.1.6.

Mungkin lebih murah membuat dan menguji sambungan prototype dari merencanakan mereka dengan analisa. Arahan diberikan untuk perencanaan sambungan las tapi literatur tambahan mungkin diperlukan. Alat yang dipaten seharusnya diuji dengan menggunakan artikel ini. Alasan dari faktor 1.1 adalah sama seperti untuk Artikel K6.11.1.6.

K6.11.2.2.2

K6.11.2.2.2

Allowable Stresses in Welds

Tegangan-tegangan Ijin dalam Las

Reference should be made to relevant reinforcement standards for the appropriate value of fsy.

Acuan seharusnya dibuat untuk standar tulangan yang bersangkutan untuk nilai fsy yang sesuai.

K6.11.2.3

K6.11.2.3

Lapped Splices for Bars in Tension

The splice length and the development length may be taken as the same value. This is based on research explained in details by Reynolds (1978) and reports to the ACI Committee 408. Refer to Orangun et al (1977) and Discussion. Note the requirement to separate adjacent bars in slabs by 150 mm or more if spliced at one cross-section and k2 = 1.7 is adopted. Otherwise k2 = 2.4 must be used. The best solution is to stagger the lap locations by at least Lsy.t

Panjang sambungan dan panjang penyaluran dapat diambil sebagai nilai yang sama. Ini didasarkan pada penelitian yang diterangkan secara seksama oleh Reynold (1978) dan laporan untuk ACI committee 408. Mengacu pada Orangun et al (1977) and discussion. Perhatikan persyaratan untuk memisahkan tulangan yang berdekatan pada pelat dengan 150 mm atau lebih jika disambung pada satu penampang melintang dan k2 = 1.7 diambil. Jika tidak k2 = 2.4 harus digunakan. Penyelesaian terbaik adalah memisahkan lokasi tumpangan sedikitnya Lsy.t K6.11.2.4

K6.11.2.4

Lapped Splices for Fabric in Tension

Tests on fabrics have shown that the strengths of cross wire welds with plain wire are well above the minimum value of 250 Mpa and that, when embedded in concrete, the anchorage effect is almost doubled. The additional 25 mm overlap (ACI

Sambungan Tumpang untuk Tulangan Tarik

Sambungan Tumpang untuk Anyaman Tulangan yang Tertarik

Pengujian pada anyaman telah menunjukkan bahwa kekuatan las kawat melintang dengan kawat polos adalah baik diatas nilai minimum 250 MPa dan bila tertanam dalam beton dampak pengangkeran menjadi dua kali lipat. Akan tetapi pengikatan

K6 - 85

348-83), has been omitted as a result. However, tying of the overlap is advisable.

tumpangan lebih dapat disarankan.

K6.11.2.5

K6.11.2.5

Lapped Splices for Bars in Compression

Sambungan Tumpang untuk Tulangan yang Tertekan

A value of 30 db based on the smaller bar at the splice has been adopted. This is a rounded-off version of the expression 0.073 f.db mm where f, is the steel tensile strength (Refer to ACI 318-83), for steel yield strength of 400 Mpa.

Nilai 30 db yang didasarkan pada tulang yang lebih kecil pada sambungan diambil. Ini bentuk yang dibulatkan dari 0.073 f.db mm dimana f, adalah kekuatan tarik baja (mengacu pada ACI 318-83) untuk kuat leleh baja 400 MPa.

K6.11.2.6

K6.11.2.6

Lapped Splices for Bundled Bars

Sambungan Tumpang untuk Tulangan Terkelompok

All bundled-bar splices require careful planning to ensure they do not all occur at one cross-section. See clause 6.8.74 generally. See also sub-clause 6.6.1.7.7. clause 6.8.7.2.

Seluruh sambungan tulangan terkelompok memerlukan perencanaan yang hati-hati untuk menjamin mereka tidak sekali terjadi pada satu penampang melintang. Lihat juga sub-bagian 6.6.1.7.7 dan bagian 6.8.7.2.

K6.11.3

K6.11.3

STRESS TENDONS

DEVELOPMENT

IN

K6.11.3.1

General No commentary.

K6.11.3.2

Development Length of Pretensioned Tendons

When an untensioned strand is used as reinforcement, there is a reduction in overall diameter of a stand as it becomes stressed because of the way the individual wires are laid, hence the factor of 1.5 to increase the minimum length.

K6.11.3.1

Umum Tidak perlu jawaban.

K6.11.3.2

Panjang Penyaluran untuk Tendon Prapenegangan

Bila suatu kabel yang tak ditarik digunakan sebagai tulangan, terjadi pengurangan pada seluruh diameter kabel ketika kabel itu ditegangkan karena cara masingmasing kawat dibentangkan, karena itu faktor 1.5 digunakan untuk menambah panjang minimum.

K6.11.3.3 K6.1 1.3.3

PENYALURAN TEGANGAN DALAM TENDON

Stress Development in Posttensioned Tendons by Anchorages

Penyaluran Tegangan pada Tendon Pasca-penegangan dengan Pengangkeran

This clause is based on the tensile strength fp, not yield strength fpy.

Bagian ini didasarkan pada kekuatan tarik fp, tidak kekuatan leleh fpy.

K6.11.4

K6.11.4

COUPLING OF TENDONS

The strength of the couplers is based on the tendon strength. The method of test is not specified; the Design Engineer must be satisfied that the strength of the couplers meets the requirements of the Code, possibly based on tests carried out by reputable testing laboratory, owing to the difficulty otherwise of testing high capacity couplers.

PENGKOPELAN TENDON

Kekuatan pengkopel didasarkan pada kekuatan tendon. Metode pengujian tidak dispesifikasikan; perencana harus meyakinkan bahwa kekuatan pengkopel memenuhi persyaratan peraturan ini, mungkin didasarkan pengujian yang dilakukan oleh laboratorium yang dipercaya, karena kesulitan pengujian pengkopel dengan kapasitas tinggi.

K6 - 86

K6.12

JOINTS, EMBEDDED ITEMS, FIXINGS AND CONNECTORS

K6.12

SAMBUNGAN, BENDA YANG TERTANAM, PERLENGKAPAN DAN PENYAMBUNG

K6.12.1

DESIGN OF JOINTS

K6.12.1

PERENCANAAN SAMBUNGAN

K6.12.1.1

Construction Joints

K6.12.1.1

Sambungan Konstruksi

Only general performance requirements are given in this clause.

Hanya syarat-syarat keadaan umum yang diberikan dalam sub-bagian ini.

K6.12.1.2

K6.12.1.2

Movement Joints

Sambungan Gerakan

The provision of properly designed and located movement joints, to control shrinkage and thermal movements, in an important aspect of structural design. Clause 6.1.5.2 requires all such joints to be located and detailed in the structural plans.

Kelengkapan sambungan gerakan yang direncanakan dan ditempatkan dengan baik, untuk mengendalikan susut dan gerakan termal, adalah aspek yang penting pada perencanaan struktur. Sub-bagian 6.1.5.2 membutuhkan sambungan yang demikian untuk ditempatkan dan didetail pada rencana struktur.

Like the previous clause, only general performance requirements are given. The magnitude of the expected movements will have to be assessed in accordance with Sections 2 and 8 and Sub-Section 6.4. For structures in seismic zones, the appropriate effects should also be considered.

Seperti sub-bagian yang terdahulu, hanya persyaratan keadaan umum diberikan. Besaran gerakan yang diharapkan harus ditentukan sesuai dengan Bagian 2 dan 8 dan sub-bagian 6.4. Untuk struktur pada daerah seismik, dampak yang sesuai seharusnya juga dipertimbangkan.

K6.12.2

K6.12.2

K6.12.2.1

EMBEDDED ITEMS AND HOLES IN CONCRETE General

K6.12.2.1

BENDA YANG TERTANAM DAN . LOBANG DALAM BETON Umum

Some useful information is given in PCI (1985).

Beberapa informasi yang berguna diberikan dalam PCI (1985).

K6.12.2.2

K6.12.2.2

Limitation on Materials

Syarat-syarat Bahan

No commentary.


K6.12.2.3

K6.12.2.3

Pipes Containing Liquid, Gas or Vapour

Pipa yang Mengalirkan Cairan, Gas atau Asap

No commentary.


K6.12.2.4

K6.12.2.4

Spacing and Cover

No commentary.

Jarak dan Selimut Seton


K6 - 87

K6.12.3

REQUIREMENTS FOR FIXINGS

K6.12.3

PERSYARATAN UNTUK PERLENGKAPAN

Where the connections between members are not monolithic, the requirements of this Article ensure that the general philosophy, of providing for the ductile behaviours of members at ultimate load conditions, extends to each part of the connection.

Bila hubungan antara elemen tidak monolit, syaratsyarat-syarat pada Artikel ini menjamin bahwa pilosofi umum, pemberian perilaku kelenturan dari elemen pada kondisi beban ultimate, meluas ke masingmasing bagian sambungan.

Reinforcement steel should not be used directly as a lifting device (SRIA 1989), particularly if it has already been bent, hot or cold, int he zone where lifting hooks or slings will be attached. Coldbending inherently implies that the bar has been strained beyond its yield point causing damage to the surface of the steel. Hot-bending will probably alter the crystal structure of the steel. Both bending methods can have unpredictable results during a lifting operation where very heavy loads with impact are involved.

Tulangan seharusnya tidak digunakan secara langsung sebagai suatu alat pengangkat (SRIA 1989), terutama jika tulangan sudah dibengkokan, panas atau dingin, pada daerah dimana kait atau kabel pengangkat akan dipasang. Pembengkokan dingin secara nyata menunjukkan bahwa tulangan yang sudah ditarik melebihi titik lelehnya menyebabkan kerusakan pada permukaan baja. Pembengkokan panas mungkin merubah struktur kristal baja. Kedua metode pembengkokan ini memiliki hasil yang tidak teramal selama operasi pengangkatan dimana beban yang sangat besar dengan tumbukan terlibat.

K6.12.4

K6.12.4

CONNECTIONS

No commentary.

SAMBUNGAN


K6 - 88

K6.13

PLAIN CONCRETE MEMBERS

K6.13

BAGIAN KOMPONEN BETON TIDAK BERTULANG

K6.13.1

APPLICATION

K6.13.1

PENGGUNAAN

Plain concrete members include those where, in the structural design of the member, no account has been taken of any reinforcement which it may contain.

Elemen beton tak bertulang termasuk elemen dimana pada perencanaan struktur elemen tidak memerlukan tulangan meskipun elemen itu mengandung tulangan.

K6.13.2

K6.13.2

K6.13.2.1

DESIGN Basic Principles of Strength Design

K6.13.2.1

PERENCANAAN Prinsip-prinsip Dasar Perencanaan Kekuatan

No commentary.


K6.13.2.2

K6.13.2.2

Section Properties

dari

Sifat-sifat Penampang

The reduction in dimension for members cast against soil, i.e. an excavated face, is to allow for the expected deviations in that surface.

Pengurangan dimensi untuk elemen yang diletakkan pada tanah, seperti muka yang diangkat, adalah untuk mengizinkan penyimpangan yang diharapkan pada permukaan itu.

K6.13.3

K6.13.3

STRENGTH IN BENDING

KEKUATAN DALAM LENTUR

The gross sections properties should be used, reduced if required as Clause 6.13.2.2.

Sifat-sifat potongan total seharusnya digunakan, kurangi bila diperlukan seperti pada sub-bagian 6.13.2.2.

K6.13.4

K6.13.4

STRENGTH IN SHEAR

KEKUATAN DALAM GESER

These equations for shear have been developed to be consistent with the values used for beams and slabs in shear.

Persamaan-persamaan untuk geser dikembangkan untuk konsisten dengan harga yang digunakan untuk balok dan pelat dalam geser.

K6.13.5

K6.13.5

STRENGTH IN COMPRESSION

AXIAL

KEKUATAN TERHADAP TEKAN AKSIAL

It is assumed that the surrounding soil supplies sufficient restrain to an in-situ pile to prevent bucking.

Dianggap bahwa soil disekitar memberikan tahanan yang cukup pada tiang cor ditempat untuk menghindari tekuk.

K6.13.6

K6.13.6

STRENGTH IN COMBINED BENDING AND COMPRESSION

This Article provides a simple interaction relation that has been shown in practice to be conservative.

KEKUATAN DALAM KOMBINASI LENTUR DENGAN TEKAN

Artikel ini memberikan hubungan interaksi yang sederhana yang sudah ditunjukkan konservatif dalam perlaksanaan.

K6 - 89

REFERENCES GENERAL SOURCE DOCUMENTS a.

Austroads (for merly National of Australian State Road Authorities)" Draft Bridge Design Specification (in Limit State Format).” unpublished,1991.

b.

National Association of Australian State Road Authorities "NAASRA Bridge Design Specification.” Sy dney, 1976.

c.

American Association of State Highway and Transportation Officials "Standard Specifications for Highway Bridges."14th edition,W ashington DC,198 8.

d.

British Standards Institution, BS 5400, " Steel, Concrete and Composite Bridges",Part 4. Code of Practice for Design of Concrete Bridges,BSI,Londo n,1982.

e.

Directorate General of Bina Marga, De partment of Public Works, "Loading Specification for Highway Bridges No. 12/1970. "Jakarta,revise d Jan 1988.

f.

AS 3600 "Conc rete Design Code',St andards Australia,S ydney 1988.

SELECTED REFERENCES References for Sub-section 6.1 ISO 3898 "Bases for design of structures - Notation - General Symbols",In ternational Organisation for Standarisation, 1987.

References for Sub-section 6.2 ACI 215-74 "Considerations for the Design of Concrete Structures Subjected to Fatigue Loadings", Journ al of the American Concrete Institute, Proc. Vol. 71,No.3,March 1 974 ACI SP-75 "Fatigue of Concrete Structures",American Concrete In stitute,Detroit,198 2. AS 2674 "Vibration and Shock - Guide to Evaluation of Human Exposure to Whole Body Vibration",Standards Australia,1983. Irwin, A.W. " Human Response to Dynamic Motion of Structures", Struc tural Engineer, Vol. 56A No. 9, Septem ber 1978. Wheeler, J.E. " Prediction and Control of Pedestrian Induced Vibrations in Footbridges", Journ al of the Structural Division,ASCE , Vol 108,No S T9,September 1982.

References for Sub-section 6.3 ACI 318 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete",America n Concrete Institute,198 3. ACI 318R-83 "Commentary on AmericanConcrete Institute,1983..

Building

Code

Requirements

for

Reinforced

Concrete

(AC/318-83)",

ACI 201, 2R- 77 "Guide to Durable Concrete", Manual for Concrete Practice, Part 1, American Concrete Institute, 1985. ACI 515R-66 "Guide for the Protection of Concrete Against Chemical Attack by Means of Coatings and Other Corrosion-Resistance Materials",Manua l of Concrete Practice Part 5, American Concrete Institute,198 5.

K6 - 90

AS 2312 "Guide to the Protection of Iron and Steel against Atmospheric Corrosion", Standards Australia,1984.

Association of

Beresford, F .G. and Ho, D. W.S. "Repair of Concrete Structures -A Scientific Assessment", Concr ete Institute of Australia,Bien nial Conference,Canb erra,1 979. BS 8007 "Code of Practice for Design of Concrete for Retaining Aqueous Liquids",British Standar ds Institution,19 81. BS 81 10 S " tr uctural Use of Concrete, Pa rt-1 Code of Practice for Design and Construction", Bri tish Standards Institution,19 85. FIP "Design and Construction of Concrete Sea Structures", Commission on Concrete Sea Structures, F ourth Edition, Thomas Telford Ltd,198 5. Guirguis, S. " Durability of Concrete Structures", T N 37, Cement and Concrete Association of Australia, November, 1980. Guirguis, S. " Minimum cover Requirements", TR/F 97, C ement and Concrete Association of Australia, Novemb er, 1985. Guirguis,S. " Durable Concrete Structures",T N 57,Cement and Co ncrete Association of Australia,March,1989. Guirguis, S. " Hydraulic Cements - Properties and Characteristics", T N 59, Ceme nt and Concrete Association of Australia,March 1989. Ho,D.W .S. and Lewis,R.K. " Warning - Surface Treatment of Dry Reinforced Concrete",Concr ete Institute of Australia News,Vol. 8,No.2,July 1982. Ho, D.W .S. and Lewis, R.K. " Concrete Quality After One Year of Outdoor Exposure",Du rability of Building Materials, Vol. 5 pp 1 to 11,1987 Ho, D.W .S. and Lewis, R.K. " The specification of concrete for reinforcement protection -performance criteria and compliance by strength",Cem ent and Concrete Research,Vol. 18 No. 4 p p 584 to 594,1 988. Hope, B.B. and Ip, A.K.C. " Chloride Corrosion Threshold in Concrete",A CI Materials Journals, Vol. 84, No. 4 pp 306314,Jul-A ug 1987. Kettle, R. and Sadgz adeh, M. 1 ( 987)" The Influence of Construction Procedures on Abrasion Resistance",Concr ete Durability,Kath erine and Bryant Mather International Conference,ACI SP1 00,Vol. 2 pp 1 385-1410,198 7. Potter, R.J. and G uirguis, S . C " oncrete th e Durable Material", S ymposium on Concrete, 198 1 - Towards Better Concrete Structures, The Institution of Engineers,Australia, Canberra,19 81.

References for Sub-section 6.4 Alexander, K.M.,W ardlaw, J. and Ivanusec, I. "The Influence of SOS, Content of Portland Cementation the Creep and other Physical Properties of Concrete",Cem ent and Concrete Research,Vol. 9,pp 45 1-459,19 79. AS 3600 Australian Standard 3600-1988," Concrete Structures",Standar ds Australia,S ydney,19 88. Bazant, Z .P. and Panula, L. " Creep and Shrinkage Characterisation for Analysing Prestressed Concrete Structures", PCI Journal,Ma y-June 1980. CEB Comite Europeen du Beton, " Deformabi/ity of Concrete Structures - Basic Assumptions",Bu lletin D'Informatio n No. 90,19 73. CEB-FIP Comite European du Beton - Federation Internationale de la Precontrainte," International Recommendations for the Design and Construction of Concrete Structures: Principles and Recommendations.",1970

K6 - 91

CEB-FIP Comite Europeen du Beton - Federation Internationale de la Precontrainte, International System of Unified Codes of Practice for Structures,Vols I and II,3rd Ed,1978. L'Hermite,R " Annales de L Institut Technique et des Travaux Publics",N o. 309/3 10,Se p-Oct 1973,pp 1-43,197 3. Muller, H.S and Hilsdorf,H.K. " Comparison and Prediction Methods for Creep Coefficients of Structural Concrete with Experimental Data", Re produced in Wittman, F .H., Fundamental Research on Creep and Shrinkage of Concrete, Martinus Nijhoff T ( he Hague, Boston,Lo ndon),pp 269- 278,1982 McDonald, D., Roper, H. a nd Samarin, A. " Prediction Accuracy of Creep and Shrinkage Models for Australian Concrete", Proceedings 14th ARRB Conference,Adel aide,Vol 14 Part 7,198 8. NAASRA National Association of State Road Authorities," Bridge Design Specification",NA ASRA,S ydney,1976. Neville,A.M. " Creep of Concrete: Plain, Reinforced and Prestressed",Nort h Holland A ( msterdam),197 0. Neville, A.M. " Hardened Concrete: Physical and Mechanical Aspects", American Monograph No. 6,pp 126-1 29 for shrinkage;pp 14 8-152 for creep,19 71.

Concrete Institute, Detroit,

Pauw, A. " Static Modulus of Elasticity of Concrete as affected by Density",ACI Journ al, Proceedings, Vol 57 No. 6 December,pp 679-687,1 960. Raphael J.M. "Tensile Strength in Concrete", ACI Journal,P roceedings,Vo l 81 No. 2,Mar ch-April,p p 158165,198 4. Taylor,W.H. " Concrete Technology and Practice",T able 30.2,p. 555 McG raw Hill,S ydney,4th Ed,19 77. Trost, H. "The Consequences of the Principle of Superposition on Creep and Relaxation Problems in Concrete", Beton u Stahlbeton bau,O ct-Nov T ( ranslation by J.G. Marsh available MRD WA Library),1967. Wang, P.T ., Shah, S.P. and Naaman, A.E . "High Strength Concrete in Ultimate Strength Design", Journ al of the Structural Division,ASCE Vol 104,No ST11,Novem ber,pp 1761-1773,19 78. Warner, R.F ., and Br ettle, H. J. "Strength of Reinforced Concrete in Bi-axial Bending and Compression", UNICIV Report No. R-24,1967. Wyche, P.J. " The Effects of Cyclic Temperature Loads on Concrete Bridges",Procee dings, 11th ARRB Conference, Melbourne,Vol 11,Part 2,1982. Wyche, P.J. " Creep and Shrinkage Measurements in Western Australia, Including Full Scale Bridge Results", Technical Report No. 0032T, Main Roads Department,Perth,W estern Australia,19 83. Wyche,P.J. " Serviceability Analysis of Concrete Sections",Procee dings,1 2thARRB Conference,Hob art,Vol. 12,Part 2,1984.

REFERENCES FOR SUB-SECTION 6.5 Ahmad, A. an d Warner, R.F . "Ductility Requirements for Continuous Reinforced Concrete Structures", Report N o. R62,De partment of Civil Engineering, The University of Adelaide,1 984. Hillerborg,A. " Strip Method of Design",A Vie wpoint Publication,Cem ent and Concrete Association,Lo ndon,197 5. Kgboko, K., Wyche, P.J. and W arner, R.F . "Collapse Behaviour and Ductility Requirements in Partially Prestressed Concrete Bridge Girders",Pro ceedings 15th ARRB Conference,Dar win,Australi an Road Research Board,1990 A ( ls o published as Report No. R79,Dep artment of Civil Engineering,T he University of Adelaide,1988). Rangan, B.V. "Limit States Design of Flat Plates and Slabs",IABSE Pro ceedings, Z ur ich, pp 2-77, 1 977. Standards Australia "Com mentary to AS 3600 1 ( 9 88)", Standards Australia,S ydney, 1990.

K6 - 92

Uren, J.G . "Bridge Superstructure Design Optimised Through the use of Spreadsheets to calculate Serviceability and Ultimate Bending Moment Envelopes, Including Moment Redistribution", Research Report STR:89003, Department of Civil Engineering,Univ ersity of Western,Australia,19 89. Uren, J.G ., Wych e, P.J. an d Reynolds, G .C. "The Interaction between Prestress Secondary Moments, Moment Redistribution, and Ductility - a Treatise on AS3600 and the Draft 1988 NAASRA Bridge Code", Pro ceedings 2nd National Structural Engineering Conference, Adelaide, T he Institution of Engineers, Australia National Conference Publication 90/10, 19 90 A ( lso published as Research Report STR:89002, Dep artment of Civil Engineering, Un iversity of Western Australia,19 89). Warner, R.F . "Computer Simulation of the Collapse Behaviour of Concrete Structures with Limited Ductility", Proceedings of the International Conference on Computer Aided Analysis and Design of Concrete Structures, Sp lit, Yugoslavia,17 -21 Sept,pp 1 257-1270,198 4. Warner,R.F ., Rangan,B.V. and Ha ll,A.S. " Reinforced Concrete",Lo ngman,Australi a,3 rd Ed. 1988. Warner, R.F ., and Y eo, M.F . "Ductility Requirements for Partially Prestressed Concrete", Proce edings, NAT O Advanced Research Workshop, Partial Pr estressing from Theory to Practice, St-Rej y-les-Cheureuse, Ni hhof, pp 315326,19 84 A ( ls o available as Research Report No. R61,D epartment of Civil Engineering, University of Adelaide). Wong, K.W . Yeo, M.F . and Warner, R.F . "Analysis of Non-tinier Concrete Structures by Deformation Control", First National Structural Engineering Conference,Melb ourne,IE, Aust,pp 181- 185,198 7.

References to Sub-section 6.6 ACI-ASCE "The Shear Strength of Reinforced Concrete Members",ACI-ASCE Committe e 426, ASCE, Journal of the Structural Division,Vol. 99, June 1973,pp 1 091-1187,1 973. ACI 318-83 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete",ACI Committee 318,American Concrete Institute, Detroit,198 3. ACS 423 IR-69 "Tentative Recommendations for Concrete Members Prestressed with Unbonded Tendons", ACIASCE Committee 423,ACI Journa l,Proc. Vol. 66,No. 2 F eb 1969. Branson,D.E. "Design Procedures for Computing Deflection",ACI Journ al Proc. Vol. 5,No. 9 Sep 1 968,pp 73 0-742. Bridge, R.Q . and Smith, R. G. "Tension Stiffening Model for Reinforced Concrete Members", 8th Australasian Conference on the Mechanics of Structures and Materials,U niversity of Newcastle,Aug ust 1982,pp 4.1- 4.6. CEB/FIP " Model Code for Concrete Structures", Comite April 1978.

International du Beton, Bulletin d'Informatio n N124/125 E,

Chana, P. S. " Some Aspects of Modelling the Behaviour of Reinforced Concrete Under Shear Loading", Cement and Concrete Assoc., Tech. Report 543,Jul y 1981. Clark, L.A. and Speirs, D.M. " Tension Stiffening In Reinforced Concrete Beams and Slabs under Short-term Loads", Technical Report No. 42.521,19pp,1 978. Clarke, J.L. and Taylor, H.P. "Web Crushing-Review of Research", Technical Report 42.509, Cem ent and Concrete Association,Lo ndon,197 5. Collins, M. P. and Mitchell, D. "Shear and Torsion Design of Prestressed and Non prestressed Concrete Beams", Prestressed Concrete Institute Journal,Vol. 25,No. 5,Sept O / ct 1980. Faulkes, K.A. " Strength at Transfer of prestressed Concrete Beams", Procee dings Second National Structural Engineering National Conference,Publ ication No. 90/1 0,pp 270- 274,199 0. FIP "Guide to Good Practice - Shear at the Interface of Precast and In situ Concrete",F ederation Internationale de la Precontrainte,198 2. Gilbert,R.I. " Deflection Control of Reinforced Concrete Slabs",Civil En gineering Transaction,IE Aust. Vol

K6 - 93

CE25,No. 4,N ovember,pp 2 74-279,19 83. Gilbert, R.I. and Warner, R.F. " Tension Stiffening in Reinforced Concrete Slabs",J ournal of the Struct Div ASCE, V ol 104,No ST 12,Dec 19 78. Hansell, W . and Winter, G . "Lateral Stability of Reinforced Concrete Beams", ACI Journal, Proc. V-56, No. 1959,pp 19 3-214,195 9.

3, Sept

Lampert, P. " Torsion and Bending in Reinforced and Prestressed Concrete Members", The Institution of Engineers L ( on don),Proc eedings Vol 50,pp 487-5 05, Dec 1971. Lampert, P. and Coll ins, M.P. " Torsion, Bending and Confusion - An Attempt to Establish the Facts", Journal of the American Concrete Institute,Procee dings Vol. 69,pp 5 00-504,Aug 1972. Leonhardt,F . "Das Bewehren von Stahlbetontragwerken",Beton-ka lender,W. Ernst and Sohn,Berl in,Part II,pp 308398,19 71. Mattock, A.H. "Modification of ACI Code Equation for Stress in Bonded Prestressed Reinforcement at Flexural Ultimate",ACI Journ al,Jul y-August 1984. Motahedi, S. and Gamble, W .L. "Ultimate Steel Stresses in Unbonded Prestressed Concrete", Pr oceedings ASCE, Vol. 104 ST7, July 1978. NAASRA "Bridge Design Specification",Nati onal Association of Australia State Road Authorities,19 76. Neilsen, M.P.,Braestrup, M.N .,Jensen, B.C and Bach, F . "Concrete Plasticity",Dan ish Society for Structural Science and Engineering, Tech. Uni of Denmark,Spe cial Publication, October 1978.

Rangan, B.V. " Shear Strength of Partially and Fully Prestressed Concrete Beams",Civi l Engineer Trans, IE Aust, Vol CE21,No. 2,p p 92-97 Sept 1979. Sant, J.K. and Bletzacker, R. W. "Experimental Study of Lateral Stability of Reinforced Concrete Beams", ACI Journal Proc. V 58,No. 6,pp 713- 736, Dec 1961. Smith, R.G . and Bridge, R.Q. "The Design of Concrete Columns", Lecture 2 Post-graduate Course, Schoo l of Civil and Mining Engineering,Un i of Sydney,pp 2.3-2.95,1 984. Walsh, P.F. "Shear and Torsion Design",Civil Eng T rans,I E Aust,Vol CE26,No. 4,pp 3 14-318,19 73. Warner, R.F . "Simplified Model of Creep and Shrinkage Effects in Reinforced Concrete Flexural Members", Civil Eng Trans, Inst Engrs Aust,Vol CE15,Nos 1 a nd 2,pp 69-7 3,19 73. Warner, R.F . "Service Load Behaviour of Reinforced Concrete Members", Short C ourse on Design of Concrete Structures for Serviceability, University of NSW and Concrete Institute of Australia,Jul y 1978. Wyche, P.J. " Deflection Computations Allowing for Shrinkage, Creep and Tension Stiffening",T echnical Report No. 0037T,Main Roads D epartment,Perth W A, 1984. Yamazaki, J., Kattula, B.T . and Mattock, A.H. "A Comparison of the Behaviour of Post-tensioned Prestressed Concrete Beams With and Without Bond", Report SM69-3, Un iversity of Washington, Col lege of Engineering, Structures and Mechanics,De c 1969. Z sutty , T .C. "Beam Shear Strength Prediction byAnalysis of Existing Data", ACI Jo urnal, Vol 65, pp 943-95 1, N ov 1968.

References to Sub-section 6.7 ACI 318-83 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete",ACI Committee 318,American Concrete Institute, Detroit,Michi gan,198 3. Gilbert, R.I. " Time-dependant Analysis of Reinforced and Prestressed Concrete Slabs", Procee dings of the Third International Conference in Australia on Finite Element Methods, University of New South Wales, pp 2 15-230, July 1979.

K6 - 94

Gilbert, R.I. and Warner, R.F. " Time-dependent Behaviour of Reinforced Concrete Slabs",Procee dings, Internatio nal Association for Bridge and Structural Engineering,p-12/7 8,F ebruary 1978. Nilson, A.H. an d Walters, D.B. " Deflection of Two-way Floor Systems by the Equivalent Frame Method", ACI Journal, Vol. 72,No. 5,pp 21 0-218,Ma y 1975. Rangan, B.V. " Prediction of Long-term Deflections of Flat Plates and Slabs",ACI Jour nal, Vol. 73, No. 4, pp 223-229, April 1976. Scanlon, A. a nd Murray, D.W. "Time Dependent Reinforced Concrete Slab Deflections", Journ als of the Structural Division,ASCE , Vol. 100,pp 1 911-1924,Sep tember 1984. Vanderbilt, M.D.,Sozen, M.A. and Stiess, C .P. "Deflections of Reinforced Concrete Floor Slabs",Struct ural Research Series No. 263,Dept of Civil Eng.,Univers ity of Illinois,Apr il 1963.

References to Sub-section 6.8 ACI 318-77 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete", A merican Concrete Institute, Detroit, U.S.A., 1977. ACI 318R-77 "Commentary on Building Code Requirements for Reinforced Concrete", A merican Concrete Institute, Detroit,U.S.A.,1977. ACI 318-83 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete", A merican Concrete Institute, Detroit, U.S.A., 1983. ACI 318R-83 "Commentary on ACI 318-83",America n Concrete Institute,Detroit,U.S.A.,1983. AS 1250-1982 "SAA Steel Structures Code", Standards Association of Australia,S ydney, Australia,198 2. Bresler, B. " Design Criteria for Reinforced Concrete Columns Under Axial Load and Biaxial Bending", ACI Journal, Proc. Vol. 57,No. 5,pp 48 1-490,19 60. Bridge, R.Q. " Effective Lengths and Elastic Critical Buckling",T op Tier Design Methods in the Draft Unified Concrete Code,Lecture 5,Postgrad uate Course,U niversity of Sydney,pp 5.1- 5.57, 1984. Bridge,R.Q . and Smith,R.G . "The Ultimate Strain of Concrete",Civil Engineer ing Transactions,I.E. Aust.,Vol. CE26, No. 3,pp 15 3-160,19 84. Bridge, R.Q . and Trahair, N.S. "The Effects of Translational Restraint on Frame Buckling", Civi l Engineering Transactions,I.E. Aust.,Vol. CE19,No. 2,p p 176-183,197 7. CEB "Deformability of Concrete Structures-Basic Assumptions", B ulletin D'Information No. 90, Comite Europeen du Beton,19 73. CP 110:Part I:1972 " The Structural Use of Concrete",Briti sh Standards Institution,L ondon,197 2. Chen, W .F. and Atsuta, T . "Interaction Equations for Biaxially Loaded Sections", J ournal of the Structural Division, ASCE,Proc. Vol. 98,No. ST 7, pp 1035-1052,1972. DIN 1045 "Concrete and Reinforced Concrete", Din De uthshes Institute fur Normung E.V. Beuth Verlag GMBH, Berlin,19 78. FIP Recommendations "Practical Design of Reinforced and Prestressed Concrete Structures",T homas Telford Ltd., London,198 4. Fraser, D.J. " Evaluation of Effective Length Factors in Braced Frames", Canadian Journal of Civil Engineering, Vo l. 10,pp 1 8-26,1 983. Horne, M. R. A " n Approximate Method for Calculation the Elastic Critical Buckling Loads of Multi-Storey Plane Frames",T he Structural Engineer,Vol. 5 3,No. 6,pp 18- 26,1975. Lai,S-M. A,MacG regor,J.G . and Hellesland,J. "Geometric Non-Linearities in Unbraced Multistorey Frames",

K6 - 95

Journal of the Structural Division,ASCE, Vol. 109,No. ST 1 1,pp 25 28-2545,1983. Lai, S-M. A, MacG regor, J.G . and Hellesland, J. " Geometric Non-Linearities in Non-Sway Frames", Journal c the Structural Division,ASCE,Vol . 109,No. ST 12,pp 27 70-2785,1983. MacGregor, J.G . and Hage, S.E. " Stability Analysis and the Design of Concrete Frames", Journ al of th Structural Division,ASCE ,Vol 103,No. ST 10,pp 1953 -1970,197 7. MacGregor, J. G., O elhafen, U.H. and Hage, S.E. " A Re-Examination of the Ei Value for Slender Columns", AC Special Publication SP 50,Detroit,U.S.A.,1 975. Menn, C. "Symposium on the Design and Safety of Reinforced Concrete Compression Members", I ABSE Quebec, Canada,1 974. Oelhafen, U.H . "Prestressed Concrete Compression Members", Prestr essed Concrete Lecture 14, PosGraduate Course,Univer sity of Sydney, pp 14.1-14.39,197 9. Rotter,J.M. " The Behaviour of Continuous Composite Columns',Ph.D. T hesis,Univ ersity of Sydney, 1977 Smith, R.G. " Simplified Analysis of the 'P-ti' Effect in Slender Buildings", T op-Tier Design Methods in the Draf Unified Concrete Code, Lecture 6,Po stgraduate Course,Univ ersity of Sydney,p p 6.1-6.49,1 984. Smith, R.G. " Flexural Deformation : Flexural Strength : Column Strength, Structural Concrete-Serviceability and Strength",Lect ures 3,6 an d 8, Postgraduate Course,Univer sity of Sydney, pp 3.1-3.71,19 74. Smith, R.G . and Bridge, R. Q. "The Design of Concrete Columns", T op-Tier Design Methods in the Draft Unifies Concrete Code, Lecture 2,Po stgraduate Course,Univ ersity of Sydney,p p 2.1-2.95,1 984.

References to Sub-section 6.9 ACI 318-83 "B uilding Code Requirements for Reinforced Concrete", A merican Concrete Institute, Detroit, U.S.A., 1983. ACI 318R-83 "Commentary on ACI 318-83",America n Concrete Institute,Detroit,U.S.A.,1983. CP 110:Part I:1972 " The Structural Use of Concrete",Briti sh Standards Institution,L ondon,197 2.

References to Sub-section 6.10 Rowe, R.E. et al. "Handbook on the Unified Code for Structural Concrete (CP 110: 1972)", Cement and Concrete Association,19 74. Seddon, A. E., "The Strength of Concrete Walls under Axial and Eccentric Loads", S ymposium on the Strength of Concrete Structures,Lond on, Cement and Concrete Association,19 58 pp 445-486. Session D:Paper 1,Ma y 1956. ACI 318M-83 "Building Code Requirements for Reinforced Concrete (metric version)", A merican Concrete Institute, 1984. Barda, F ., Han son, J.M., and Corle y, W .G. "Shear Strength of Low-Rise Walls with Boundary Elements",Reinforc ed Concrete Structures in Seismic Zones, SP-5 3, America n Concrete Institute, Detroit 1977, pp 1 49202. Also, Res earch and Development Bulletin RD043.01 D Portland Cement Association.

References to Sub-section 6.11 ACI 318-83 B " uilding Code requirements for reinforced concrete",Detroit,America n Concrete Institute,198 3. AS 1314 "Prestressing Anchorages",Standar ds Australia,Syd ney,19 72. AS 1480 "Concrete Structures Code",Stan dards Australia,Syd ney,19 82.

K6 - 96

AS 1554 "Structural Steel We/ding, Part 3, Welding of Reinforcing Steel", Standards Australia,S ydney, 1983. Ferguson,B.J. R " einforcem ent Detailing Hand-book",Conc rete Institute of Australia,S ydney,1988. Orangun, C.O ., Jirsa, J.O . and Breen, J.E. "A Re-evaluation of Test Data on Development Length and Splices", Journal of the American Concrete Institute, Proc. Vol. 74, No. 3, March p p 114-122 and Discussion on ORANGUN et al in Journal of the American Concrete Institute, Proc. Vol. 74,No. 9,Sept ember 1977,pp 470 475. Reynolds, C.G . "Bond Strength of Deformed Bars in Tension", S ymposium on Concrete, Perth, 1983, Institution of Engineers,Aus tralia,NCP 8 3/12,pp 6 5-69,1 978.

References to Sub-section 6.12 PCI "PCI Design Handbook: Precast and Prestressed",T hird Edition,Prestressed C oncrete Institute,Chi cago,19 85. SRIA "Technical Policy Note No. 1", Ste el Reinforcement Institute of Australia, S ydney, 1 989 U ( p dated version in course of preparation).

K6 - 97



PENJELASAN BAGIAN 7 PERENCANAAN BAJA STERUKTURAL

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODE SECTION 7 – STUCTURAL STEEL DESIGN

26 NOVEMBER 1992



INTRODUCTION K7.1.1 SCOPE .......................................................................................................................................... K7 - 1 K7.1.2 APPLICATION .............................................................................................................................. K7 - 1 K7.1.3 ORGANISATION OF SECTION .................................................................................................... K7 - 2 K7.1.4 HOW TO USE THIS SECTION ..................................................................................................... K7 - 2 K7.1.5 INFORMATION TO BE SHOWN ON THE DRAWINGS ................................................................ K7 - 2 K7.1.6 GLOSSARY K7.1.6.1 General .............................................................................................................................. K7 - 2 K7.1.6.2 Definitions .......................................................................................................................... K7 - 2 K7.1.7 SYMBOLS ........................................................................................................................................... K7 - 2

K7.2

DESIGN REQUIREMENTS K7.2.1 GENERAL ..................................................................................................................................... K7 - 3 K7.2.2 DESIGN FOR STRENGTH K7.2.2.1 General .............................................................................................................................. K7 - 3 K7.2.2.2 Strength Reduction Factors ............................................................................................... K7 - 3 K7.2.3 DESIGN FOR SERVICEABILITY K7.2.3.1 General .............................................................................................................................. K7 - 3 K7.2.3.2 Deflection Limits for Beams ............................................................................................... K7 - 3 K7.2.3.3 Shear Connection .............................................................................................................. K7 - 4 K7.2.3.4 Steel Reinforcement in Composite Slabs .......................................................................... K7 - 4 K7.2.3.5 Bolt Serviceability Limit State ............................................................................................. K7 - 4 K7.2.4 DESIGN FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY BY LOAD TESTING OF A PROTOTYPE ... K7 - 4 K7.2.5 BRITTLE FRACTURE ................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.6 FATIGUE ....................................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.7 EARTHQUAKE ............................................................................................................................. K7 - 4 K7.2.8 CORROSION RESISTANCE AND PROTECTION ....................................................................... K7 - 4 K7.2.9 CAMBER ....................................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.10 OTHER DESIGN REQUIREMENTS ............................................................................................. K7 - 5

K7.3

STRUCTURAL ANALYSIS K7.3.1 PERMITTED METHODS OF ANALYSIS ...................................................................................... K7 - 6 K7.3.2 MOMENT REDISTRIBUTION K7.3.2.1 Application ......................................................................................................................... K7 - 6 K7.3.2.2 Continuous Beams ............................................................................................................ K7 - 6 K7.3.3 COMPOSITE BEAMS K7.3.3.1 Longitudinal Shear ............................................................................................................. K7 - 6 K7.3.3.2 Temperature and Shrinkage Effects .................................................................................. K7 - 7 K7.3.4 RIGOROUS STRUCTURAL ANALYSIS ....................................................................................... K7 - 7

K7.4

DESIGN PROPERTIES OF MATERIALS K7.4.1 STRUCTURAL STEEL .................................................................................................................. K7 - 8 K7.4.2 VARIATION OF MECHANICAL PROPERTIES OF STEEL WITH TEMPERATURE .... ............... K7 - 8 K7.4.3 ACCEPTANCE OF STRUCTURAL STEEL .................................................................................. K7 - 8 K7.4.4 FASTENERS ................................................................................................................................. K7 - 9 K7.4.5 STEEL CASTINGS ....................................................................................................................... K7 - 9

K7.5

DESIGN OF BEAMS FOR STRENGTH ................................................................................................. K7 - 10 K7.5.1 GENERAL ..................................................................................................................................... K7 - 10 K7.5.2 STRENGTH OF BEAMS IN BENDING ......................................................................................... K7 - 10 K7.5.3 SECTION PROPERTIES FOR BENDING ABOUT A PRINCIPAL AXIS K7.5.3.1 Section Slenderness .......................................................................................................... K7 - 10 K7.5.3.2 Compact Sections .............................................................................................................. K7 - 11 K7.5.3.3 Non-compact Sections ....................................................................................................... K7 - 12 K7.5.3.4 Slender Sections ................................................................................................................ K7 - 12 K7.5.3.5 Hybrid Sections .................................................................................................................. K7 - 13 K7.5.3.6 Elastic and Plastic Section Moduli ..................................................................................... K7 - 13

K7 - i

K7.5.4 BENDING STRENGTH OF SEGMENTS WITH FULL LATERAL RESTRAINT K7.5.4.1 Segment Bending Strength ................................................................................................ K7 - 14 K7.5.4.2 Segments with Full Lateral Restraint K7.5.4.2.1 General ........................................................................................................................ K7 - 14 K7.5.4.2.2 Segments with Continuous Lateral Restraints ............................................................. K7 - 14 K7.5.4.2.3 Segments with Intermediate Lateral Restraints ............................................................ K7 - 15 K7.5.4.2.4 Segments with Full or Partial Restraints at Both Ends ................................................. K7 - 15 K7.5.4.3 Critical Section ...................................................................................................................... K7 - 15 K7.5.5 RESTRAINTS K7.5.5.1 General .............................................................................................................................. K7 - 15 K7.5.5.2 Restraints at a Cross-section K7.5.5.2.1 Fully Restrained ........................................................................................................... K7 - 16 K7.5.5.2.2 Partially Restrained ...................................................................................................... K7 - 16 K7.5.5.2.3 Rotationally Restrained ................................................................................................ K7 - 16 K7.5.5.2.4 Laterally Restrained ..................................................................................................... K7 - 17 K7.5.5.3 Restraining Elements K7.5.5.3.1 Restraint Against Lateral Deflection ............................................................................. K7 - 17 K7.5.5.3.2 Restraint Against Twist Rotation .................................................................................. K7 - 17 K7.5.5.3.3 Parallel Restrained Members ....................................................................................... K7 - 18 K7.5.5.3.4 Restraint Against Lateral Rotation ................................................................................ K7 - 18 K7.5.6 CRITICAL FLANGE ....................................................................................................................... K7 - 18 K7.5.7 BENDING STRENGTH OF SEGMENTS WITHOUT FULL LATERAL RESTRAINT K7.5.7.1 Segments Fully or Partially Restrained at Both Ends K7.5.7.1.1 Open Sections with Equal Flanges .............................................................................. K7 - 19 K7.5.7.1.2 I-Sections with Unequal Flanges .................................................................................. K7 - 20 K7.5.7.1.3 Angle Sections ............................................................................................................. K7 - 20 K7.5.7.1.4 Hollow Sections ............................................................................................................ K7 - 21 K7.5.7.2 Segments Unrestrained at One End .................................................................................. K7 - 21 K7.5.7.3 Effective Length ................................................................................................................. K7 - 21 K7.5.7.4 Design by Buckling Analysis .............................................................................................. K7 - 22 K7.5.8 BENDING IN A NON-PRINCIPAL PLANE K7.5.8.1 Deflections Constrained to a Non-principal Plane .............................................................. K7 - 23 K7.5.8.2 Deflections Unconstrained ................................................................................................. K7 - 23 K7.5.9 SEPARATORS AND DIAPHRAGMS ............................................................................................ K7 - 24 K7.5.10 DESIGN OF WEBS K7.5.10.1 General .............................................................................................................................. K7 - 24 K7.5.10.2 Definitions of Web Panel ... ................................................................................................ K7 - 24 K7.5.10.3 Minimum Thickness of Web Panel ..................................................................................... K7 - 24 K7.5.11 ARRANGEMENT OF WEBS K7.5.11.1 Unstiffened Webs .............................................................................................................. K7 - 24 K7.5.11.2 Maximum Web Panel Dimension ....................................................................................... K7 - 25 K7.5.11.3 Load Bearing Stiffeners ..................................................................................................... K7 - 25 K7.5.11.4 Side Reinforcing Plates ..................................................................................................... K7 - 25 K7.5.11.5 Transversely Stiffened Webs ............................................................................................. K7 - 25 K7.5.11.6 Webs with Longitudinal and Transverse Stiffeners ............................................................ K7 - 26 K7.5.11.7 Openings in Webs ............................................................................................................. K7 - 26 K7.5.12 SHEAR STRENGTH OF WEBS K7.5.12.1 General .............................................................................................................................. K7 - 26 K7.5.12.2 Ultimate Limit State Design ................................................................................................ K7 - 26 K7.5.12.3 Working Stress Design ...................................................................................................... K7 - 27 K7.5.12.4 Approximately Uniform Shear Stress Distribution .............................................................. K7 - 27 K7.5.12.5 Non-uniform Shear Stress Distribution .............................................................................. K7 - 27 K7.5.12.6 Shear Buckling Strength K7.5.12.6.1 Unstiffened Web ........................................................................................................... K7 - 27 K7.5.12.6.2 Stiffened Web ............................................................................................................... K7 - 28 K7.5.13 INTERACTION OF SHEAR AND BENDING K7.5.13.1 General .............................................................................................................................. K7 - 28 K7.5.13.2 Proportioning Method ........................................................................................................ K7 - 28 K7.5.13.3 Shear and Bending Interaction Method ............................................................................. K7 - 29 K7.5.14 COMPRESSIVE BEARING ACTION ON THE EDGE OF A WEB K7.5.14.1 Dispersion of Force to Web ............................................................................................... K7 - 29 K7.5.14.2 Bearing Strength K7.5.14.2.1 Ultimate Limit State Design .......................................................................................... K7 - 29 K7.5.14.2.2 Bearing Yield Strength ................................................................................................. K7 - 29

K7 - ii

K7.5.14.2.3 Working Stress Design ................................................................................................. K7 - 29 K7.5.14.3 Bearing Buckling Strength ................................................................................................. K7 - 29 K7.5.15 DESIGN OF LOAD BEARING STIFFENERS K7.5.15.1 Requirements for Ultimate Limit State Design ................................................................... K7 - 30 K7.5.15.2 Requirements for Working Stress Design .......................................................................... K7 - 30 K7.5.15.3 Yield Strength .................................................................................................................... K7 - 30 K7.5.15.4 Buckling Strength ............................................................................................................... K7 - 30 K7.5.15.5 Outstand of Stiffeners ........................................................................................................ K7 - 30 K7.5.15.6 Fitting of Load Bearing Stiffeners ....................................................................................... K7 - 31 K7.5.15.7 Design for Torsional End Restraint .................................................................................... K7 - 31 K7.5.16 DESIGN OF INTERMEDIATE TRANSVERSE WEB STIFFENERS K7.5.16.1 General .............................................................................................................................. K7 - 31 K7.5.16.2 Spacing K7.5.16.2.1 Interior Panels .............................................................................................................. K7 - 31 K7.5.16.2.2 End Panels ................................................................................................................... K7 - 31 K7.5.16.3 Minimum Area .................................................................................................................... K7 - 32 K7.5.16.4 Buckling Strength K7.5.16.4.1 Ultimate Limit State Design Method ............................................................................. K7 - 32 K7.5.16.4.2 Working Stress Design Method .................................................................................... K7 - 32 K7.5.16.5 Minimum Stiffness ............................................................................................................. K7 - 32 K7.5.16.6 Outstand of Stiffeners ........................................................................................................ K7 - 32 K7.5.16.7 External Forces K7.5.16.7.1 Increase in Stiffness ..................................................................................................... K7 - 33 K7.5.16.7.2 Increase in Strength ..................................................................................................... K7 - 33 K7.5.16.8 Connection of Intermediate Stiffeners to Web ................................................................... K7 - 33 K7.5.16.9 End Posts .......................................................................................................................... K7 - 33 K7.5.17 DESIGN OF LONGITUDINAL WEB STIFFENERS K7.5.17.1 General .............................................................................................................................. K7 - 33 K7.5.17.2 Minimum Stiffness ............................................................................................................. K7 - 34 K7.6

COMPOSITE BEAMS ............................................................................................................................ K7 - 35

K7.7

TRANSVERSE MEMBERS AND RESTRAINTS ................................................................................... K7 - 36

K7.8

COMPRESSION MEMBERS K7.8.1 DESIGN METHOD ........................................................................................................................ K7 - 37 K7.8.2 DESIGN FOR AXIAL COMPRESSION ......................................................................................... K7 - 37 K7.8.3 NOMINAL SECTION STRENGTH K7.8.3.1 General .............................................................................................................................. K7 - 37 K7.8.3.2 Form Factor ....................................................................................................................... K7 - 37 K7.8.3.3 Effective Width ................................................................................................................... K7 - 38 K7.8.3.4 Plate Element Slenderness ............................................................................................... K7 - 38 K7.8.4 NOMINAL MEMBER STRENGTH K7.8.4.1 Definitions .......................................................................................................................... K7 - 38 K7.8.4.2 Effective Length ................................................................................................................. K7 - 39 K7.8.4.3 Nominal Strength of a Member of Constant Cross-Section ............................................... K7 - 39 K7.8.4.4 Nominal Strength of a Member of Varying Cross-Section ................................................. K7 - 40 K7.8.5 LACED AND BATTENED COMPRESSION MEMBERS K7.8.5.1 Design Forces .................................................................................................................... K7 - 40 K7.8.5.2 Laced Compression Members K7.8.5.2.1 Slenderness Ratio of a Main Component ..................................................................... K7 - 41 K7.8.5.2.2 Slenderness Ratio of a Laced Compression Member .................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.3 Lacing Angle ................................................................................................................ K7 - 41 K7.8.5.2.4 Effective Length of a Lacing Element ........................................................................... K7 - 41 K7.8.5.2.5 Slenderness Ratio Limits of a Lacing Element ............................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.6 Mutually Opposed Lacing ............................................................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.7 Tie Plates ..................................................................................................................... K7 - 42 K7.8.5.3 Battened Compression Member K7.8.5.3.1 Slenderness Ratio of a Main Component ..................................................................... K7 - 42 K7.8.5.3.2 Slenderness Ratios of Battened Compression Member ............................................... K7 - 42 K7.8.5.3.3 Effective Length of a Batten ......................................................................................... K7 - 43 K7.8.5.3.4 Maximum Slenderness Ratio of a Batten ..................................................................... K7 - 43 K7.8.5.3.5 Width of a Batten .......................................................................................................... K7 - 43 K7.8.5.3.6 Thickness of a Batten ................................................................................................... K7 - 43

K7 - iii

K7.8.5.3.7

Loads on Battens ......................................................................................................... K7 - 43

K7.8.6 COMPRESSION MEMBERS BACK TO BACK K7.8.6.1 Components Separated K7.8.6.1.1 Application .................................................................................................................... K7 - 43 K7.8.6.1.2 Configuration ................................................................................................................ K7 - 40 K7.8.6.1.3 Slenderness ................................................................................................................. K7 - 40 K7.8.6.1.4 Connections ................................................................................................................. K7 - 44 K7.8.6.1.5 Design Forces .............................................................................................................. K7 - 44 K7.8.6.2 Components in Contact K7.8.6.2.1 Application .................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.2 Configuration ................................................................................................................ K7 - 44 K7.8.6.2.3 Slenderness ................................................................................................................. K7 - 44 K7.8.6.2.4 Connection ................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.5 Design Forces .............................................................................................................. K7 - 44 K7.8.7 RESTRAINTS K7.8.7.1 General .............................................................................................................................. K7 - 45 K7.8.7.2 Restraining Members and Connections ............................................................................. K7 - 45 K7.8.7.3 Parallel Braced Compression Members ............................................................................ K7 - 45 K7.9

TENSION MEMBERS K7.9.1 DESIGN FOR AXIAL TENSION K7.9.1.1 Design Method ................................................................................................................... K7 - 46 K7.9.1.2 Ultimate Limit State Design ................................................................................................ K7 - 46 K7.9.1.3 Working Stress Design ...................................................................................................... K7 - 47 K7.9.2 DISTRIBUTION OF FORCES K7.9.2.1 End Connections Providing Uniform Force Distribution ..................................................... K7 - 47 K7.9.2.2 End Connections Providing Non-Uniform Force Distribution ............................................. K7 - 47 K7.9.3 TENSION MEMBER WITH TWO OR MORE MAIN COMPONENTS K7.9.3.1 General .............................................................................................................................. K7 - 47 K7.9.3.2 Design Forces for Connections .......................................................................................... K7 - 48 K7.9.3.3 Tension Member Composed for Two components Back-to-Back ...................................... K7 - 48 K7.9.3.4 Laced Tension Member ..................................................................................................... K7 - 48 K7.9.3.5 Battened Tension Member ................................................................................................ K7 - 48 K7.9.4 MEMBERS WITH PIN CONNECTIONS ........................................................................................ K7 - 48

K7.10

COMBINED AXIAL FORCE AND BENDING K7.10.1 GENERAL ..................................................................................................................................... K7-49 K7.10.2 DESIGN METHOD ........................................................................................................................ K7 - 49 K7.10.3 DESIGN ACTIONS ........................................................................................................................ K7 - 49 K7.10.4 SECTION STRENGTH K7.10.4.1 General .............................................................................................................................. K7 - 49 K7.10.4.2 Uniaxial Bending About the Major Principal x-Axis ............................................................ K7 - 49 K7.10.4.3 Uniaxial bending About the Minor Principal y-Axis ............................................................. K7 - 50 K7.10.4.4 Biaxial Bending .................................................................................................................. K7 - 50 K7.10.5 MEMBER STRENGTH K7.10.5.1 General .............................................................................................................................. K7 - 50 K7.10.5.2 In-Plane Strength Elastic Analysis K7.10.5.2.1 Application .................................................................................................................... K7 - 50 K7.10.5.2.2 Compression Members ................................................................................................ K7 - 51 K7.10.5.2.3 Tension Members ........................................................................................................ K7 - 51 K7.10.5.3 Out-of-Plane Strength K7.10.5.3.1 Compression Members ................................................................................................ K7 - 51 K7.10.5.3.2 Tension Members ........................................................................................................... K7 - 52 K7.10.5.4 Biaxial Bending Strength K7.10.5.4.1 Compression Members ................................................................................................ K7-52 K7.10.5.4.2 Tension Members ........................................................................................................ K7 - 52 K7.10.5.5 Eccentrically Loaded Double Bolted or Welded Single Angles in Trusses K7 - 52 K7.10.6 TORSION K7.10.6.1 General .............................................................................................................................. K7 - 53 K7.10.6.2 Occurrence ........................................................................................................................ K7 - 54 K7.10.6.3 Types of Pure Torsion K7.10.6.3.1 Uniform Torsion ............................................................................................................ K7 - 55 K7.10.6.3.2 Warping Torsion ........................................................................................................... K7 - 55

K7 - iv

K7.10.6.3.3

Non-uniform Torsion .................................................................................................... K7 - 56

K7.10.6.4 Analysis of Torsion K7.10.6.4.1 Pure Torsion ................................................................................................................. K7 - 56 K7.10.6.4.2 Combined Bending and Torsion ................................................................................... K7 - 57 K7.10.6.5 Design for Torsion K7.10.6.5.1 Pure Torsion ................................................................................................................. K7 - 58 K7.10.6.5.2 Combined Bending and Torsion ................................................................................... K7 - 59 K7.11

TRUSSES ............................................................................................................................................... K7 - 60

K7.12

CONNECTIONS K7.12.1 GENERAL K7.12.1.1 Requirements For Connections ......................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.2 Classification of Connections ............................................................................................. K7 - 61 K7.12.1.3 Connections in Main Members .......................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.4 Design of Connections ....................................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.5 Minimum Design Actions on Connections ......................................................................... K7 - 62 K7.12.1.6 Intersections ...................................................................................................................... K7 - 62 K7.12.1.7 Non-slip Fasteners K7.12.1.7.1 General ........................................................................................................................ K7 - 63 K7.12.1.7.2 Friction at Contact Surfaces ......................................................................................... K7 - 63 K7.12.1.8 Combined Connections ..................................................................................................... K7 - 64 K7.12.1.9 Prying Forces ..................................................................................................................... K7 - 65 K7.12.1.10 Connection Components ................................................................................................... K7 - 65 K7.12.1.11 Deductions for Fastener Holes .......................................................................................... K7 - 65 K7.1 2.1.12 Hollow Section Connections .............................................................................................. K7 - 65 K7.12.2 DEFINITIONS ............................................................................................................................... K7 - 66 K7.12.3 DESIGN OF BOLTS K7.12.3.1 Bolts and Bolting Category ................................................................................................ K7 - 66 K7.12.3.2 Bolt Areas and Minimum Tensions .................................................................................... K7 - 66 K7.12.3.3 Design Method ................................................................................................................... K7 - 66 K7.12.3.4 Nominal Strengths of a Bolt K7.12.3.4.1 Nominal Shear Strength of a Bolt ................................................................................. K7 - 66 K7.12.3.4.2 Nominal Tension Strength of a Bolt .............................................................................. K7 - 68 K7.12.3.4.3 Nominal Bearing Strength of Ply .................................................................................. K7 - 69 K7.12.3.4.4 Nominal Shear Strength of a Bolt in a Friction Connection .......................................... K7 - 69 K7.12.3.5 Bolt Ultimate Limit States K7.12.3.5.1 Bolt in Shear ................................................................................................................. K7 - 70 K7.12.3.5.2 Bolt In Tension ............................................................................................................. K7 - 70 K7.12.3.5.3 Bolt Subject to Combined Shear and Tension ............................................................. K7 - 70 K7.12.3.5.4 Ply in Bearing ............................................................................................................... K7 - 71 K7.12.3.6 Bolt Serviceability Limit State K7.12.3.6.1 Bolt in Shear ................................................................................................................. K7 - 71 K7.12.3.6.2 Combined Shear and Tension ...................................................................................... K7 - 71 K7.12.3.7 Working Stress Design K7.12.3.7.1 Design Loads ............................................................................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.2 Bolts in a Friction Joint ................................................................................................. K7 - 72 K7.12.3.7.3 Bolt in Shear ................................................................................................................. K7 - 72 K7.12.3.7.4 Bolt in Tension ............................................................................................................. K7 - 72 K7.12.3.7.5 Bolt Subject to Combined Shear and Tension ............................................................. K7 - 72 K7.12.3.7.6 Ply in Bearing ............................................................................................................... K7 - 72 K7.12.3.8 Packing Plates ................................................................................................................... K7 - 72 K7.12.4 ASSESSMENT OF THE STRENGTH OF A BOLT GROUP K7.12.4.1 Bolt Groups Subject to In-plane Loading ........................................................................... K7 - 73 K7.12.4.2 Bolt Groups Subject to Out-of-plane Loading .................................................................... K7 - 74 K7.12.4.3 Bolt Groups Subject to Combinations of In-plane and Out-of-plane Loadings ................... K7 - 74 K7.12.5 DESIGN OF A PIN CONNECTION K7.12.5.1 Design Method ................................................................................................................... K7 - 74 K7.12.5.2 Nominal Strengths of a Pin K7.12.5.2.1 Nominal Shear Strength of a Pin .................................................................................. K7 - 75 K7.12.5.2.2 Nominal Bearing Strength of a Pin ............................................................................... K7 - 75 K7.12.5.2.3 Nominal Bending Strength of a Pin .............................................................................. K7 - 75

K7 - v

K7.12.5.3 Ultimate Limit State Design K7.12.5.3.1 Pin in Shear .................................................................................................................. K7 - 75 K7.12.5.3.2 Pin In Bearing ............................................................................................................... K7 - 75 K7.12.5.3.3 Pin in Bending .............................................................................................................. K7 - 75 K7.12.5.3.4 Ply in Bearing ............................................................................................................... K7 - 75 K7.12.5.4 Working Stress Design K7.12.5.4.1 Pin in Shear .................................................................................................................. K7 - 76 K7.12.5.4.2 Pin in Bearing ............................................................................................................... K7 - 76 K7.12.5.4.3 Pin in Bending .............................................................................................................. K7 - 76 K7.12.5.4.4 Ply in Bearing ............................................................................................................... K7 - 76 K7.12.6 DESIGN DETAILS FOR BOLTS AND PINS K7.12.6.1 Minimum Pitch ................................................................................................................... K7 - 76 K7.12.6.2 Minimum Edge Distance .................................................................................................... K7 - 76 K7.12.6.3 Maximum Pitch .................................................................................................................. K7 - 76 K7.12.6.4 Maximum Edge Distance ................................................................................................... K7 - 76 K7.12.6.5 Holes ................................................................................................................................. K7 - 77 K7.12.6.6 Locking of Nuts .................................................................................................................. K7 - 77 K7.12.6.7 Minimum Number of Bolts ................................................................................................. K7 - 77 K7.12.6.8 Size of Bolts ....................................................................................................................... K7 - 77 K7.12.7 FRICTION CONNECTIONS K7.12.7.1 Assembly ........................................................................................................................... K7 - 77 K7.12.7.2 Methods of Tensioning K7.12.7.2.1 General ........................................................................................................................ K7 - 77 K7.12.7.2.2 Part-turn Method of Tensioning .................................................................................... K7 - 78 K7.12.7.2.3 Tensioning by Use of Direct Tension Indicator ............................................................. K7 - 79 K7.12.8 DESIGN OF WELDS K7.12.8.1 Scope K7.12.8.1.1 General ........................................................................................................................ K7 - 80 K7.12.8.1.2 Weld Types .................................................................................................................. K7 - 80 K7.12.8.1.3 Design Method ............................................................................................................. K7 - 80 K7.12.8.2 Complete and Incomplete Penetration Butt Welds K7.12.8.2.1 Definitions .................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.2.2 Size of Weld ................................................................................................................. K7 - 80 K7.12.8.2.3 Design Throat Thickness ............................................................................................. K7 - 81 K7.12.8.2.4 Effective Length ........................................................................................................... K7 - 81 K7.12.8.2.5 Effective Area ............................................................................................................... K7 - 81 K7.12.8.2.6 Transition of Thickness or Width .................................................................................. K7 - 81 K7.12.8.2.7 Strength Assessment of a Butt Weld ............................................................................ K7 - 82 K7.12.8.3 Fillet Welds K7.12.8.3.1 Size of a Fillet Weld ..................................................................................................... K7 - 83 K7.12.8.3.2 Minimum Size of a Fillet Weld ...................................................................................... K7 - 83 K7.12.8.3.3 Maximum Size of a Fillet Weld Along an Edge ............................................................. K7 - 83 K7.12.8.3.4 Design Throat Thickness ............................................................................................. K7 - 83 K7.12.8.3.5 Effective Length ........................................................................................................... K7 - 84 K7.12.8.3.6 Effective Area ............................................................................................................... K7 - 84 K7.12.8.3.7 Transverse Spacing of Fillet Welds .............................................................................. K7 - 84 K7.12.8.3.8 Spacing of Intermittent Fillet Welds .............................................................................. K7 - 84 K7.12.8.3.9 Built-up Members - Intermittent Fillet Welds ................................................................ K7 - 84 K7.12.8.3.10 Ultimate Limit State for Fillet Welds .............................................................................. K7 - 84 K7.12.8.4 Plug and Slot Welds .......................................................................................................... K7 - 85 K7.12.8.5 Compound weld ................................................................................................................. K7 - 86 K7.12.9 ASSESSMENT OF THE STRENGTH OF A WELD GROUP K7.12.9.1 Weld Group Subject to In-plane Loading K7.12.9.1.1 General Method of Analysis ......................................................................................... K7 - 86 K7.12.9.1.2 Alternative Analysis ...................................................................................................... K7 - 87 K7.12.9.2 Weld Group Subject to Out-of-plane Loading K7.12.9.2.1 General Method of Analysis ......................................................................................... K7 - 87 K7.12.9.2.2 Alternative Analysis ...................................................................................................... K7 - 87 K7.12.9.3 Weld Group Subject to In-plane and Out-of-plane Loading ............................................... K7 - 88 K7.12.9.4 Combination of Weld Types ............................................................................................... K7 - 88 K7.12.10 PACKING IN CONSTRUCTION .................................................................................................... K7 - 88

K7 - vi

K7.13

DESIGN FOR FATIGUE K7.13.1 GENERAL K7.13.1.1 Requirements .................................................................................................................... K7 - 89 K7.13.1.2 Definitions .......................................................................................................................... K7 - 90 K7.13.1.3 Symbols ............................................................................................................................. K7 - 90 K7.13.1.4 Limitation ........................................................................................................................... K7 - 90 K7.13.2 FATIGUE LOADING ...................................................................................................................... K7-90 K7.13.3 DESIGN SPECTRUM K7.13.3.1 Stress Determination ......................................................................................................... K7 - 91 K7.13.3.2 Design Spectrum Calculation ............................................................................................. K7 - 92 K7.13.4 EXEMPTION FROM ASSESSMENT ............................................................................................ K7 - 92 K7.13.5 DETAIL CATEGORY K7.13.5.1 Detail Categories for Normal Stress .................................................................................. K7 - 93 K7.13.5.2 Detail Categories for Shear Stress .................................................................................... K7 - 93 K7.13.6 FATIGUE STRENGTH K7.13.6.1 Definition of Fatigue Strength for Normal Stress ................................................................ K7 - 93 K7.13.6.2 Definition of Fatigue Strength for Shear Stress .................................................................. K7 - 94 K7.13.7 EXEMPTION FROM FURTHER ASSESSMENT .......................................................................... K7 - 94 K7.13.8 THICKNESS EFFECT ................................................................................................................... K7 - 94 K7.13.9 FATIGUE ASSESSMENT K7.13.9.1 Method ............................................................................................................................... K7 - 94 K7.13.9.2 Constant Stress Range ...................................................................................................... K7 - 95 K7.13.10 PUNCHING LIMITATION .............................................................................................................. K7 - 95

REFERENCES .......................................................................................................................................................... K7-96

K7 - vii

DAFTAR ISI K7.1

PENDAHULUAN K7.1.1 RUANG LINGKUP ......................................................................................................................... K7 - 1 K7.1.2 PENGGUNAAN.............................................................................................................................. K7 - 1 K7.1.3 PENGATURAN BAGIAN ............................................................................................................... K7 - 2 K7.1.4 CARA PENGGUNAAN BAGIAN INI .............................................................................................. K7 - 2 K7.1.5 KETERANGAN TERCANTUM DALAM GAMBAR ........................................................................ K7 - 2 K7.1.6 IKHTISAR K7.1.6.1 Umum ....................................................................................................................................... K7 - 2 K7.1.6.2 Definisi ..................................................................................................................................... K7 - 2 K7.1.7 NOTASI ......................................................................................................................................... K7 - 2

K7.2

PERSYARATAN PERENCANAAN K7.2.1 UMUM ........................................................................................................................................... K7 - 3 K7.2.2 RENCANA KEKUATAN K7.2.2.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 3 K7.2.2.2 Faktor Reduksi Kekuatan .................................................................................................. K7 - 3 K7.2.3 RENCANA KELAYANAN K7.2.3.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 3 K7.2.3.2 Batas Lendutan Gelagar .................................................................................................... K7 - 3 K7.2.3.3 Hubungan Geser ............................................................................................................... K7 - 4 K7.2.3.4 Tulangan Baja dalam Lantai Komposit .............................................................................. K7 - 4 K7.2.3.5 Keadaan Batas Kelayanan Baut ........................................................................................ K7 - 4 K7.2.4 RENCANA KEKUATAN DAN KELAYANAN DENGAN PENGUJIAN BEBAN PADA PROTOTIPE ................................................................................................................................. K7 - 4 K7.2.5 KERETAKAN GETAS ................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.6 FATIK-LELAH ............................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.7 GEMPA .......................................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.8 KETAHANAN DAN PERLINDUNGAN KOROSI ........................................................................... K7 - 4 K7.2.9 LAWAN LENDUTAN ..................................................................................................................... K7 - 4 K7.2.10 PERSYARATAN RENCANA LAIN ................................................................................................ K7 - 5

K7.3

ANALISIS STRUKTURAL K7.3.1 CARA ANALISIS YANG DIPERBOLEHKAN ................................................................................. K7 - 6 K7.3.2 PENYEBARAN ULANG MOMEN K7.3.2.1 Penggunaan ...................................................................................................................... K7 - 6 K7.3.2.2 Gelagar Menerus ............................................................................................................... K7 - 6 K7.3.3 GELAGAR KOMPOSIT K7.3.3.1 Geser Longitudinal ............................................................................................................. K7 - 6 K7.3.3.2 Pengaruh Suhu dan Susut ................................................................................................. K7 - 7 K7.3.4 ANALISIS STRUKTURAL LENGKAP ........................................................................................... K7 - 7

K7.4

RENCANA BESARAN BAHAN K7.4.1 BAJA STRUKTURAL ..................................................................................................................... K7 - 8 K7.4.2 VARIASI BESARAN MEKANIKAL BAJA TERHADAP SUHU ....................................................... K7 - 8 K7.4.3 PERSETUJUAN BAJA STRUKTURAL .......................................................................................... K7 - 8 K7.4.4 PENGENCANG ............................................................................................................................. K7 - 9 K7.4.5 BAJA TUANG ................................................................................................................................ K7 - 9

K7.5

RENCANA KEKUATAN GELAGAR K7.5.1 UMUM ........................................................................................................................................... K7 - 10 K7.5.2 KEKUATAN GELAGAR DALAM LENTUR .................................................................................... K7 - 10 K7.5.3 BESARAN PENAMPANG UNTUK LENTUR TERHADAP SUMBU UTAMA K7.5.3.1 Kelangsingan Penampang ................................................................................................. K7 - 10 K7.5.3.2 Penampang Kompak ......................................................................................................... K7 - 11 K7.5.3.3 Penampang Tidak Kompak ............................................................................................... K7 - 12 K7.5.3.4 Penampang Langsing ........................................................................................................ K7 - 12 K7.5.3.5 Penampang Hibrid ............................................................................................................. K7 - 13 K7.5.3.6 Moduli Elastis dan Plastis Penampang .............................................................................. K7 - 13

K7 - viii

K7.5.4 KEKUATAN LENTUR SEGMEN DENGAN PENAHAN LATERAL PENUH K7.5.4.1 Kekuatan Lentur Segmen .................................................................................................. K7 - 14 K7.5.4.2 Segmen dengan Penahan Lateral Penuh K7.5.4.2.1 Umum .......................................................................................................................... K7 - 14 K7.5.4.2.2 Segmen dengan Penahan Lateral Menerus ................................................................. K7 - 14 K7.5.4.2.3 Segmen dengan Penahan Lateral Antara .................................................................... K7 - 15 K7.5.4.2.4 Segmen dengan Penahan Penuh atau Sebagian pada Kedua Ujung ......................... K7 - 15 K7.5.4.3 Potongan Kritikal ................................................................................................................ K7 - 15 K7.5.5 PENAHAN-PENAHAN K7.5.5.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 15 K7.5.5.2 Penahan pada Penampang Melintang K7.5.5.2.1 Tertahan Penuh ........................................................................................................... K7 - 16 K7.5.5.2.2 Tertahan Sebagian ....................................................................................................... K7 - 16 K7.5.5.2.3 Tertahan Terhadap Rotasi ........................................................................................... K7 - 16 K7.5.5.2.4 Tertahan Lateral ........................................................................................................... K7 - 17 K7.5.5.3 Elemen Penahan K7.5.5.3.1 Penahan Terhadap Lendutan Lateral ........................................................................... K7 - 17 K7.5.5.3.2 Penahan Terhadap Rotasi Puntir ................................................................................. K7 - 17 K7.5.5.3.3 Unsur Tertahan Sejajar ................................................................................................ K7 - 18 K7.5.5.3.4 Penahan Terhadap Rotasi Lateral ............................................................................... K7 - 18 K7.5.6 FLENS KRITIKAL .......................................................................................................................... K7 - 18 K7.5.7 KEKUATAN LENTUR SEGMEN TANPA PENAHAN LATERAL PENUH K7.5.7.1 Segmen yang Tertahan Penuh atau Sebagian pada Kedua Ujung K7.5.7.1.1 Penampang Terbuka dengan Flens Sama ................................................................... K7 - 19 K7.5.7.1.2 Penampang I dengan Flens Tidak Sama ..................................................................... K7 - 20 K7.5.7.1.3 Penampang Siku .......................................................................................................... K7 - 20 K7.5.7.1.4 Penampang Berongga ................................................................................................. K7 - 21 K7.5.7.2 Segmen Tidak Tertahan pada Satu Ujung ......................................................................... K7 - 21 K7.5.7.3 Panjang Efektip .................................................................................................................. K7 - 21 K7.5.7.4 Rencana dengan Analisis Tekuk ....................................................................................... K7 - 22 K7.5.8 LENTUR DALAM BIDANG TIDAK-UTAMA K7.5.8.1 Lendutan Terbatas pada Bidang Tidak-Utama .................................................................. K7 - 23 K7.5.8.2 Lendutan Tidak Dibatasi .................................................................................................... K7 - 23 K7.5.9 PEMISAH DAN DIAFRAGMA ....................................................................................................... K7 - 24 K7.5.10 PERENCANAAN BADAN K7.5.10.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 24 K7.5.10.2 Definisi Panel Badan ......................................................................................................... K7 - 24 K7.5.10.3 Tebal Minimum Panel Badan ............................................................................................. K7 - 24 K7.5.11 RANCANGAN BADAN K7.5.11.1 Badan Tidak Diperkaku ..................................................................................................... K7 - 24 K7.5.11.2 Dimensi Maksimum Panel Badan ...................................................................................... K7 - 25 K7.5.11.3 Pengaku Penahan Beban Tumpuan .................................................................................. K7 - 25 K7.5.11.4 Pelat Penguat Sisi ............................................................................................................. K7 - 25 K7.5.11.5 Badan Diperkaku Arah Melintang ...................................................................................... K7 - 25 K7.5.11.6 Badan dengan Pengaku Memanjang dan Melintang ......................................................... K7 - 26 K7.5.11.7 Rongga dalam Badan ........................................................................................................ K7 - 26 K7.5.12 KEKUATAN GESER BADAN K7.5.12.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 26 K7.5.12.2 Rencana Keadaan Batas Ultimate ..................................................................................... K7 - 26 K7.5.12.3 Rencana Tegangan Kerja .................................................................................................. K7 - 27 K7.5.12.4 Pembagian Tegangan Geser Merata Perkiraan ................................................................ K7 - 27 K7.5.12.5 Pembagian Tegangan Geser Tidak Merata ....................................................................... K7 - 27 K7.5.12.6 Kekuatan Geser Tekuk K7.5.12.6.1 Badan Tidak Diperkaku ................................................................................................ K7 - 27 K7.5.12.6.2 Badan Diperkaku .......................................................................................................... K7 - 28 K7.5.13 INTERAKSI GESER DAN LENTUR K7.5.13.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 28 K7.5.13.2 Cara Pembagian Kekuatan ................................................................................................ K7 - 28 K7.5.13.3 Cara Interaksi Geser dan Lentur ........................................................................................ K7 - 29 K7.5.14 AKSI TEKANAN TUMPUAN PADA UJUNG BADAN K7.5.14.1 Penyebaran Gaya pada Badan .......................................................................................... K7 - 29 K7.5.14.2 Kekuatan Tumpuan K7.5.14.2.1 Rencana Keadaan Batas Ultimate ............................................................................... K7 - 29 K7.5.14.2.2 Kekuatan Leleh Tumpuan ............................................................................................ K7 - 29

K7 - ix

K7.5.14.2.3 Rencana Tegangan Kerja ............................................................................................ K7 - 29 K7.5.14.3 Kekuatan Tekuk Tumpuan ................................................................................................. K7 - 29 K7.5.15 PERENCANAAN PENGAKU PENAHAN BEBAN TUMPUAN K7.5.15.1 Persyaratan Rencana Keadaan Batas Ultimate ................................................................. K7 - 30 K7.5.15.2 Persyaratan Rencana Tegangan Kerja .............................................................................. K7 - 30 K7.5.15.3 Kekuatan Leleh .................................................................................................................. K7 - 30 K7.5.15.4 Kekuatan Tekuk ................................................................................................................. K7 - 30 K7.5.15.5 Lebar Pengaku .................................................................................................................. K7 - 30 K7.5.15.6 Pemasangan Pengaku Penahan Beban Tumpuan ............................................................ K7 - 29 K7.5.15.7 Perencanaan Penahan Ujung untuk Puntir ........................................................................ K7 - 29 K7.5.16 PERENCANAAN PENGAKU BADAN MELINTANG ANTARA K7.5.16.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 29 K7.5.16.2 Jarak Antara K7.5.16.2.1 Panel Tengah ............................................................................................................... K7 - 31 K7.5.16.2.2 Panel Ujung ................................................................................................................. K7 - 31 K7.5.16.3 Was Minimum .................................................................................................................... K7 - 32 K7.5.16.4 Kekuatan Tekuk K7.5.16.4.1 Cara.Rencana Keadaan Batas Ultimate ...................................................................... K7 - 32 K7.5.16.4.2 Cara Rencana Tegangan Kerja ................................................................................... K7 - 32 K7.5.16.5 Kekakuan Minimum ........................................................................................................... K7 - 32 K7.5.16.6 Lebar Pengaku .................................................................................................................. K7 - 32 K7.5.16.7 Gaya Luar K7.5.16.7.1 Peningkatan Kekakuan ................................................................................................ K7 - 33 K7.5.16.7.2 Peningkatan Kekuatan ................................................................................................. K7 - 33 K7.5.16.8 Hubungan Pengaku Antara Pada Badan ........................................................................... K7 - 33 K7.5.16.9 Penahan Ujung .................................................................................................................. K7 - 33 K7.5.17 PERENCANAAN PENGAKU BADAN MEMANJANG K7.5.17.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 33 K7.5.17.2 Kekakuan Minimum ........................................................................................................... K7 - 34 K7.6

GELAGAR KOMPOSIT .......................................................................................................................... K7 - 35

K7.7

UNSUR DAN PENAHAN MELINTANG .................................................................................................. K7 - 36

K7.8

UNSUR TEKAN K7.8.1 Cara Perencanaan ........................................................................................................................ K7 - 37 K7.8.2 PERENCANAAN UNTUK TEKANAN AKSIAL .............................................................................. K7 - 37 K7.8.3 KEKUATAN NOMINAL PENAMPANG K7.8.3.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 37 K7.8.3.2 Faktor Bentuk .................................................................................................................... K7 - 37 K7.8.3.3 Lebar Efektip ...................................................................................................................... K7 - 38 K7.8.3.4 Kelangsingan Elemen Pelat ............................................................................................... K7 - 38 K7.8.4 KEKUATAN NOMINAL UNSUR K7.8.4.1 Definisi ............................................................................................................................... K7 - 38 K7.8.4.2 Panjang Efektip .................................................................................................................. K7 - 39 K7.8.4.3 Kekuatan Nominal Unsur dengan Penampang Melintang Tetap ....................................... K7 - 39 K7.8.4.4 Kekuatan Nominal Unsur dengan Penampang Melintang Tidak Tetap ............................. K7 - 40 K7.8.5 UNSUR TEKAN DENGAN IKATAN DIAGONAL DAN PELAT K7.8.5.1 Gaya Rencana ................................................................................................................... K7 - 40 K7.8.5.2 Unsur Tekan dengan Ikatan Diagonal K7.8.5.2.1 Nilai Perbandingan Kelangsingan Komponen Utama .................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.2 Nilai Perbandingan Kelangsingan Unsur Tekan dengan Ikatan Diagonal .................... K7 - 41 K7.8.5.2.3 Sudut Ikatan Diagonal .................................................................................................. K7 - 41 K7.8.5.2.4 Panjang Efektip Elemen Ikatan Diagonal ..................................................................... K7 - 41 K7.8.5.2.5 Batas Nilai Perbandingan Kelangsingan Elemen Ikatan Diagonal ............................... K7 - 41 K7.8.5.2.6 Ikatan Diagonal Berlawanan ........................................................................................ K7 - 41 K7.8.5.2.7 Pelat Pengikat .............................................................................................................. K7 - 42 K7.8.5.3 Unsur Tekan Yang Dikopel K7.8.5.3.1 Nilai Perbandingan Kelangsingan Komponen Utama .................................................. K7 - 42 K7.8.5.3.2 Nilai Perbandingan Kelangsingan dari Unsur Tekan yang Dikopel .............................. K7 - 42 K7.8.5.3.3 Panjang Efektip Kopel .................................................................................................. K7 - 43 K7.8.5.3.4 Nilai Perbandingan Kelangsingan Maksimum Kopel .................................................... K7 - 43 K7.8.5.3.5 Lebar Kopel .................................................................................................................. K7 - 43 K7.8.5.3.6 Tebal Kopel .................................................................................................................. K7 - 43

K7 - x

K7.8.5.3.7

Beban pada Kopel ........................................................................................................ K7 - 43

K7.8.6 UNSUR TEKAN YANG DIHUSUNGKAN PADA SISI BELAKANG K7.8.6.1 Komponen Terpisah K7.8.6.1.1 Penggunaan ................................................................................................................. K7 - 43 K7.8.6.1.2 Konfigurasi ................................................................................................................... K7 - 40 K7.8.6.1.3 Kelangsingan ............................................................................................................... K7 - 40 K7.8.6.1.4 Hubungan .................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.1.5 Gaya Rencana ............................................................................................................. K7 - 44 K7.8.6.2 Komponen Berdampingan K7.8.6.2.1 Penggunaan ................................................................................................................. K7 - 44 K7.8.6.2.2 Konfigurasi ................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.3 Kelangsingan ............................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.4 Hubungan .................................................................................................................... K7 - 44 K7.8.6.2.5 Gaya Rencana ............................................................................................................. K7 - 44 K7.8.7 PENAHAN K7.8.7.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 45 K7.8.7.2 Unsur dan Hubungan Penahan ......................................................................................... K7 - 45 K7.8.7.3 Unsur Tekan Terikat Sejajar .............................................................................................. K7 - 45 K7.9

UNSUR TARIK K7.9.1 Perencanaan Tarik Aksial K7.9.1.1 Cara Perencanaan ............................................................................................................. K7 - 46 K7.9.1.2 Rencana Keadaan Batas Ultimate ..................................................................................... K7 - 46 K7.9.1.3 Rencana Tegangan Kerja .................................................................................................. K7 - 47 K7.9.2 PENYEBARAN GAYA K7.9.2.1 Hubungan Ujung yang Mengadakan Penyebaran Gaya Merata ....................................... K7 - 47 K7.9.2.2 Hubungan Ujung yang Mengadakan Penyebaran Gaya Tidak Merata .............................. K7 - 47 K7.9.3 UNSUR TARIK DENGAN DUA ATAU LEBIH KOMPONEN UTAMA K7.9.3.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 47 K7.9.3.2 Gaya Rencana untuk Hubungan ........................................................................................ K7 - 48 K7.9.3.3 Unsur Tarik yang Tersusun untuk Dua Komponen Sisi-ke-Sisi ......................................... K7 - 48 K7.9.3.4 Unsur Tarik dengan Ikatan Diagonal ................................................................................. K7 - 48 K7.9.3.5 Unsur Tarik yang Dikopel .................................................................................................. K7 - 48 K7.9.4 UNSUR DENGAN HUBUNGAN PEN ........................................................................................... K7 - 48

K7.10

KOMBINASI GAYA AKSIAL DAN LENTUR K7.10.1 UMUM ........................................................................................................................................... K7 - 49 K7.10.2 CARA PERENCANAAN ................................................................................................................ K7 - 49 K7.10.3 AKSI RENCANA ........................................................................................................................... K7 - 49 K7.10.4 KEKUATAN PENAMPANG K7.10.4.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 49 K7.10.4.2 Lentur Uniaksial Terhadap Sumbu Dasar Utama X ........................................................... K7 - 49 K7.10.4.3 Lentur Uniaksial Terhadap Sumbu Dasar Tidak Utama Y ................................................. K7 - 50 K7.10.4.4 Lentur Biaksial ................................................................................................................... K7 - 50 K7.10.5 KEKUATAN UNSUR K7.10.5.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 50 K7.10.5.2 Analisis Elastis Kekuatan Dalam Bidang K7.10.5.2.1 Penggunaan ................................................................................................................. K7 - 50 K7.10.5.2.2 Unsur Tekan ................................................................................................................ K7 - 51 K7.10.5.2.3 Unsur Tarik .................................................................................................................. K7 - 51 K7.10.5.3 Kekuatan Diluar Bidang K7.10.5.3.1 Unsur Tekan ................................................................................................................ K7 - 51 K7.10.5.3.2 Unsur Tarik .................................................................................................................. K7 - 52 K7.10.5.4 Kekuatan Lentur Siaksial K7.10.5.4.1 Unsur Tekan ................................................................................................................ K7 - 52 K7.10.5.4.2 Unsur Tarik .................................................................................................................. K7 - 52 K7.10.5.5 Profil Siku Tunggal Dibaut Rangkap atau Dilas yang Dibebani Eksentris dalam Rangka... K7 - 52 K7.10.6 K7.10.6.1 Umum ................................................................................................................................ K7 - 53 K7.10.6.2 Terjadinya .......................................................................................................................... K7 - 54 K7.10.6.3 Jenis Puntir Murni K7.10.6.3.1 Puntir Merata ............................................................................................................... K7- 55

K7 - xi

K7.10.6.3.2 Puntir Melentur ............................................................................................................. K7 - 55 K7.10.6.3.3 Puntir Tak Merata ......................................................................................................... K7 - 56 K7.10.6.4 Analisis Puntir K7.10.6.4.1 Puntir Murni .................................................................................................................. K7 - 57 K7.10.6.4.2 Kombinasi Lentur dan Puntir ........................................................................................ K7 - 58 K7.10.6.5 Rencana Puntir K7.10.6.5.1 Puntir Murni .................................................................................................................. K7 - 58 K7.10.6.5.2 Kombinasi Lentur Dan Puntir ....................................................................................... K7 - 58 K7.11

RANGKA ................................................................................................................................................ K7 - 60

K7.12

HUBUNGAN K7.12.1 UMUM K7.12.1.1 Persyaratan Hubungan ...................................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.2 Klasifikasi Hubungan ......................................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.3 Hubungan dalam Unsur Utama ......................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.4 Perencanaan Hubungan .................................................................................................... K7 - 61 K7.12.1.5 Aksi Rencana Minimum pada Hubungan ........................................................................... K7 - 62 K7.12.1.6 Pertemuan ......................................................................................................................... K7 - 62 K7.12.1.7 Pengencang Tidak Gelincir K7.12.1.7.1 Umum .......................................................................................................................... K7 - 63 K7.12.1.7.2 Gesek pada Permukaan Kontak .................................................................................. K7 - 63 K7.12.1.8 Hubungan Kombinasi ........................................................................................................ K7 - 64 K7.12.1.9 Gaya Melenting .................................................................................................................. K7 - 65 K7.12.1.10 Komponen Hubungan ........................................................................................................ K7 - 65 K7.12.1.11 Pengurangan untuk Lubang Pengencang ......................................................................... K7 - 65 K7.12.1.12 Hubungan Penampang Berongga ..................................................................................... K7 - 65 K7.12.2 DEFINISI ....................................................................................................................................... K7 - 66 K7.12.3 PERENCANAAN BAUT K7.12.3.1 Kategori Baut dan Pembautan ........................................................................................... K7 - 66 K7.12.3.2 Was Baut dan Tarikan Minimum ........................................................................................ K7 - 66 K7.12.3.3 Cara Perencanaan ............................................................................................................. K7 - 66 K7.12.3.4 Kekuatan Nominal Baut K7.12.3.4.1 Kekuatan Geser Nominal Baut ..................................................................................... K7 - 66 K7.12.3.4.2 Kekuatan Tarik Nominal Baut ...................................................................................... K7 - 68 K7.12.3.4.3 Kekuatan Tumpuan Nominal Pelat Lapis ..................................................................... K7 - 69 K7.12.3.4.4 Kekuatan Geser Nominal Baut dalam Hubungan Gesek ............................................. K7 - 69 K7.12.3.5 Keadaan Batas Ultimate Baut K7.12.3.5.1 Baut dalam Geser ........................................................................................................ K7 - 70 K7.12.3.5.2 Baut dalam Tarik .......................................................................................................... K7 - 70 K7.12.3.5.3 Baut yang Memikul Kombinasi Geser dan Tarik .......................................................... K7 - 70 K7.12.3.5.4 Pelat Lapis dalam Tumpuan ........................................................................................ K7 - 71 K7.12.3.6 Keadaan Batas Kelayanan Baut K7.12.3.6.1 Baut dalam Geser ........................................................................................................ K7 - 71 K7.12.3.6.2 Kombinasi Geser dan Tarik .......................................................................................... K 7- 71 K7.12.3.7 Rencana Tegangan Kerja K7.12.3.7.1 Beban Rencana ........................................................................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.2 Baut dalam Sambungan Gesek ................................................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.3 Baut dalam Geser ........................................................................................................ K7 - 72 K7.12.3.7.4 Baut dalam Tarik .......................................................................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.5 Baut yang Memikul Kombinasi Geser dan Tarik .......................................................... K7 - 72 K7.12.3.7.6 Pelat Lapis dalam Tumpuan ........................................................................................ K7 - 72 K7.12.3.8 Pelat Pengisi ...................................................................................................................... K7 - 72 K7.12.4 PENDEKATAN KEKUATAN KELOMPOK BAUT K7.12.4.1 Kelompok Baut yang Memikul Pembebanan dalam Bidang .............................................. K7 - 73 K7.12.4.2 Kelompok Baut yang Memikul Pembebanan Luar Bidang ................................................. K7 - 74 K7.12.4.3 Kelompok Baut yang Memikul Kombinasi Pembebanan Dalam dan Luar Bidang ............. K7 - 74 K7.12.5 RENCANA HUBUNGAN PEN K7.12.5.1 Cara Perencanaan ............................................................................................................. K7 - 74 K7.12.5.2 Kekuatan Nominal Pen K7.12.5.2.1 Kekuatan Geser Nominal Pen ...................................................................................... K7 - 74 K7.12.5.2.2 Kekuatan Tumpuan Nominal Pen ................................................................................ K7 - 75 K7.12.5.2.3 Kekuatan Lentur Nominal Pen ..................................................................................... K7 - 75

K7 - xii

K7.12.5.3 Rencana Keadaan Batas Ultimate K7.12.5.3.1 Pen dalam Geser ......................................................................................................... K7 - 70 K7.12.5.3.2 Pen dalam Tumpuan .................................................................................................... K7 - 75 K7.12.5.3.3 Pen dalam Lentur ......................................................................................................... K7 - 75 K7.12.5.3.4 Pelat Lapis dalam Tumpuan ........................................................................................ K7 - 75 K7.12.5.4 Rencana Tegangan Kerja K7.12.5.4.1 Pen dalam Geser ......................................................................................................... K7 - 76 K7.12.5.4.2 Pen dalam Tumpuan .................................................................................................... K7 - 76 K7.12.5.4.3 Pen dalam Lentur ......................................................................................................... K7 - 76 K7.12.5.4.4 Pelat Lapis dalam Tumpuan ........................................................................................ K7 - 76 K7.12.6 DETAIL PERENCANAAN BAUT DAN PEN K7.12.6.1 Jarak Minimum .................................................................................................................. K7 - 76 K7.12.6.2 Jarak Tepi Minimum .......................................................................................................... K7 - 76 K7.12.6.3 Jarak Maksimum ................................................................................................................ K7 - 76 K7.12.6.4 Jarak Tepi Maksimum ........................................................................................................ K7 - 76 K7.12.6.5 Lubang-lubang ................................................................................................................... K7 - 77 K7.12.6.6 Penguncian Mur ................................................................................................................. K7 - 77 K7.12.6.7 Jumlah Baut Minimum ....................................................................................................... K7 - 77 K7.12.6.8 Ukuran Baut ....................................................................................................................... K7 - 77 K7.12.7 HUBUNGAN GESEK K7.12.7.1 Pemasangan ...................................................................................................................... K7 - 77 K7.12.7.2 Cara Pengencangan K7.12.7.2.1 Umum .......................................................................................................................... K7 - 77 K7.12.7.2.2 Cara Pengencangan Fraksi-putaran ............................................................................ K7 - 78 K7.12.7.2.3 Pengencangan dengan Penggunaan Indikator Tarik Langsung .................................. K7 - 79 K7.12.8 RENCANA PENGELASAN K7.12.8.1 Lingkup K7.12.8.1.1 Umum .......................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.1.2 Jenis Las ...................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.1.3 Cara Perencanaan ....................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.2 Las Tumpul Penetrasi Penuh dan Sebagian K7.12.8.2.1 Definisi ......................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.2.2 Ukuran Las ................................................................................................................... K7 - 80 K7.12.8.2.3 Tebal Rencana Leher ................................................................................................... K7 - 81 K7.12.8.2.4 Panjang Efektip ............................................................................................................ K7 - 81 K7.12.8.2.5 Luas Efektip ................................................................................................................. K7 - 81 K7.12.8.2.6 Peralihan Tebal atau Lebar .......................................................................................... K7 - 81 K7.12.8.2.7 Pendekatan Kekuatan Las Tumpul .............................................................................. K7 - 82 K7.12.8.3 Las Sudut K7.12.8.3.1 Ukuran Las Sudut ........................................................................................................ K7 - 83 K7.12.8.3.2 Ukuran Minimum Las Sudut ......................................................................................... K7 - 83 K7.12.8.3.3 Ukuran Maksimum Las Sudut Sepanjang Tepi ............................................................ K7 - 83 K7.12.8.3.4 Tebal Rencana Leher ................................................................................................... K7 - 83 K7.12.8.3.5 Panjang Efektip ............................................................................................................ K7 - 84 K7.12.8.3.6 Luas Efektip ................................................................................................................. K7 - 84 K7.12.8.3.7 Jarak Melintang antar Las Sudut .................................................................................. K7 - 84 K7.12.8.3.8 Jarak antar Las Sudut Tidak Menerus ......................................................................... K7 - 84 K7.12.8.3.9 Unsur Tersusun - Las Sudut Tidak Menerus ................................................................ K7 - 84 K7.12.8.3.10 Keadaan Batas Ultimate untuk Las Sudut .................................................................... K7 - 84 K7.12.8.4 Las Pengisi ........................................................................................................................ K7 - 85 K7.12.8.5 Las Tersusun ..................................................................................................................... K7 - 86 K7.12.9 PENDEKATAN KEKUATAN KELOMPOK LAS K7.12.9.1 Kelompok Las yang Memikul Pembebanan dalam Bidang K7.12.9.1.1 Cara Analisis Umum .................................................................................................... K7 - 86 K7.12.9.1.2 Analisis Alternatip ......................................................................................................... K7 - 87 K7.12.9.2 Kelompok Las yang Memikul Pembebanan Luar Bidang K7.12.9.2.1 Cara Analisis Umum .................................................................................................... K7 - 87 K7.12.9.2.2 Analisis Alternatip ......................................................................................................... K7 - 87 K7.12.9.3 Kelompok Las yang Memikul Pembebanan Dalam dan Luar Bidang ..................................... K7 - 88 K7.12.9.4 Kombinasi Jenis Las .......................................................................................................... K7 - 88 K7.12.10 PELAT PENGISI DALAM PELAKSANAAN ................................................................................... K7 - 88

K7 - xiii

K7.13

RENCANA UNTUK FATIK K7.13.1 UMUM K7.13.1.1 Persyaratan ....................................................................................................................... K7 - 89 K7.13.1.2 Definisi ............................................................................................................................... K7 - 90 K7.13.1.3 Notasi ................................................................................................................................ K7 - 90 K7.13.1.4 Pembatasan ....................................................................................................................... K7 - 90 K7.13.2 PEMBEBANAN FATIK .................................................................................................................. K7 - 90 K7.13.3 SPEKTRUM RENCANA K7.13.3.1 Penentuan Tegangan ........................................................................................................ K7 - 91 K7.13.3.2 Perhitungan Spektrum Rencana ........................................................................................ K7 - 92 K7.13.4 PENGECUALIAN UNTUK PENDEKATAN .................................................................................... K7 - 92 K7.13.5 Kategori Detail K7.13.5.1 Kategori Detail untuk Tegangan Biasa .............................................................................. K7 - 93 K7.13.5.2 Kategori Detail untuk Tegangan Geser .............................................................................. K7 - 93 K7.13.6 KEKUATAN FATIK K7.13.6.1 Definisi Kekuatan Fatik urituk Tegangan Biasa ................................................................. K7 - 93 K7.13.6.2 Definisi Kekuatan Fatik untuk Tegangan Geser ................................................................. K7 - 94 K7.13.7 PENGECUALIAN DARI PENDEKATAN LANJUTAN .................................................................... K7 - 94 K7.13.8 PENGARUH TEBAL....................................................................................................................... K7 - 94 K7.13.9 PENDEKATAN FATIK K7.13.9.1 Cara ................................................................................................................................... K7 - 94 K7.13.9.2 Batas Variasi Tegangan Tetap .......................................................................................... K7 - 95 K7.13.10 PEMBATASAN PONS ................................................................................................................... K7 - 95

REFERENCES .......................................................................................................................................................... K7 - 96

K7 - xiv

SECTION K7 STRUCTURAL STEEL DESIGN K7.1

INTRODUCTION

BAGIAN K7 PERENCANAAN BAJA STRUKTURAL K7.1

PENDAHULUAN

K7.1.1 SCOPE

K7.1.1 RUANG LINGKUP

The code sets out the minimum requirements for the design and modification of safe, serviceable and durable steel structures. There may be additional requirements not specifically covered that may also have to be considered by designers.

Peraturan meliputi persyaratan minimum untuk perencanaan dan modifikasi dari struktur baja yang aman, layan dan awet. Mungkin terdapat persyaratan tambahan yang tidak dibahas secara khusus yang juga boleh dipertimbangkan oleh Perencana.

K7.1.2 APPLICATION

K7.1.2 PENGGUNAAN

Steel elements less than 3 mm in thickness are excluded for reasons of practically and concern about corrosion.

Elemen baja yang kurang dari ketebalan 3 mm tidak termasuk mengingat alasan praktis dan keraguan terhadap korosi.

The limit of 450 MPa for the yield stress used in design stems from a lack of research data on steel grades above this value, and the applicability of all of the member design provisions for a higher design yield stress cannot be confirmed. Additional provisions to those in the standards may be required for steels of higher yield stress.

The Article does not preclude the use of steels having a specified yield stress greater than 450 MPa provided that the yield stress used in design (f) is limited to 450 MPa. Note, however, that the use of a steel having a specified yield stress greater than 360 MPa is specifically excluded from plastic hinge zones by clause A. 4.3.6 of Appendix A.

Hollow section members are most commonly coldformed, but have traditionally been designed using the methods set out in this Section since they were for many years hot-formed. Tests carried out on members manufactured confirm the applicability of the provisions of the code for such members. However, cold-formed hollow section members with a wall thickness less than 3 mm should not be designed in accordance with the code. The code is not intended to be used for thin walled shell or plate structures since such structures are subject to failure modes not addressed in the code.

Batas 450 MPa untuk tegangan leleh digunakan pada pelat badan rencana mengingat kekurangan data penelitian mengenai mutu baja diatas nilai tersebut, dan kesesuaian semua syarat rencana unsur untuk tegangan leleh rencana lebih tinggi tidak dapat dijamin. Syarat tambahan disamping yang terdapat dalam standar mungkin diperlukan untuk baja dengan tegangan leleh lebih tinggi. Artikel ini tidak melarang penggunaan baja yang mempunyai spesifikasi tegangan leleh melebihi 450 MPa dengan syarat bahwa tegangan leleh yang digunakan dalam perencanaan (f) dibatasi sampai 450 MPa. Perhatikan, bagaimanapun, bahwa penggunaan baja yang mempunyai spesifikasi tegangan leleh melebihi 360 MPa khususnya harus dihindari pada daerah sendi plastis mengingat pasal A.4.3.6 dari Lampiran A. Unsur penampang berongga paling umum dibentukdingin, tetapi telah lajim direncana dengan menggunakan cara yang terdapat dalam Bagian ini karena mereka dibentuk-panas selama bertahuntahun. Pengujian yang dilakukan pada unsur yang dipabrikasi membenarkan kesesuaian syarat peraturan untuk unsur demikian. Bagaimanapun, penampang berongga yang dibentuk-dingin dengan tebal dinding kurang dari 3 mm tidak boleh direncana sesuai peraturan ini. Peraturan ini tidak dimaksud untuk digunakan pada dinding selaput tipis atau struktur pelat karena struktur demikian mengalami perubahan bentuk runtuh yang tidak dibahas dalam peraturan ini.

K7 - 1

K7.1.3 ORGANISATION OF SECTION

K7.1.3 PENGATURAN BAGIAN

No commentary.


K7.1.4 HOW TO USE THIS SECTION

K7.1.4 CARA PENGGUNAAN BAGIAN INI

This Article is included as additional explanation and requires no commentary.

Artikel ini dimasukan sebagai uraian tambahan dan tidak perlu penjelasan.

K7.1.5 INFORMATION TO BE SHOWN ON THE DRAWINGS

K7.1.5 KETERANGAN DALAM GAMBAR

This information is in addition requirements set out in Section 1.

Keterangan ini sebagai tambahan pada persyaratan umum yang dibahas dalam Bagian 1.

to

the

general

K7.1.6 GLOSSARY

K7.1.6 IKHTISAR

K7.1.6.1

K7.1.6.1

General

TERCANTUM

Umum

Technical definitions are provided in this Article. Some technical definitions which are applicable to only one Sub-section are also given in the Subsection in which they are relevant.

Definisi teknik diadakan dalam Artikel ini. Beberapa definisi yang hanya sesuai untuk satu Bab juga diberikan pada Bab dimana mereka relevan.

K7.1.6.2

K7.1.6.2

Definitions

Definisi

No commentary.


K7.1.7 SYMBOLS

K7.1.7 NOTASI

The notation adopted in this Section foHOws "whenever and as far as practicable" recommendations of the International Organisation for Standardisation (ISO).

Notasi yang' diambil dalam Bagian ini mengikuti anjuran 'sedapat mungkin dibuat praktis' dari Orgaisasi Internasional untuk standarisasi (ISO).

The notation is based on ISO Standard 3898 (1987), which sets out rules for constructing a coherent and consistent set of symbols applicable to the design of structures. That Standard specifies only the general terms, so the particular terms relevant to steel structures have been derived and included in this Article.

Notasi adalah berdasarkan standar ISO 3898 (1987), yang meliputi peraturan untuk membangun kesatuan dan keseragaman susunan simbol yang sesuai untuk perencanaan struktur. Standar tersebut hanya menspesifikasi istilah umum, sehingga istilah khusus yang relevan dengan struktur baja telah disusun dan dimasukan dalam Artikel ini.

K7 - 2

K7.2

DESIGN REQUIREMENTS

K7.2

PERSYARATAN PERENCANAAN

K7.2.1 GENERAL

K7.2.1 UMUM

No commentary.


K7.2.2 DESIGN FOR STRENGTH

K7.2.2 RENCANA KEKUATAN

K7.2.2.1

K7.2.2.1

General

Umum

No commentary.


K7.2.2.2

K7.2.2.2

Strength Reduction Factors

Faktor Reduksi Kekuatan

The Strength Reduction Factor takes the following into account:

Faktor Reduksi berikut:

i.

The probability of under-strength members or connections due to variations in material strength, material properties, sizes of members and connection elements, and homogeneity.

i.

Kemungkinan bahwa unsur atau hubungan mempunyai kekuatan kurang akibat variasi dalam kekuatan bahan, besaran bahan, ukuran unsur dan homogenitas.

ii.

The differences between the strengths in tests of isolated members, connections, or test pieces and the strength of the members in the structure.

ii.

Perbedaan kekuatan pada pengujian unsur terisolasi, hubungan, atau benda uji dibanding kekuatan unsur dalam struktur.

iii.

The inaccuracies in the design equations related to member or connection design, and inadequacies in our understanding of behaviour.

iii.

Rumus perencanaan yang kurang tepat berkaitan dengan perencanaan unsur atau hubungan, dan terdapatnya kurang pengertian akan perilaku.

iv. iv.

The degree of ductility and reliability required of the member or connection element under thew action effects being considered.

Tingkat daktilitas dan keandalan yang diperlukan untuk unsur atau elemen sambungan pada pengaruh aksi berat yang dipertimbangkan.

v. v.

The accidental eccentricities in columns, beams and connections.

Eksentrisitas tidak terduga dalam kolom, balok dan hubungan -sambungan.

Kekuatan

memperhitungkan

yang

Faktor Reduksi Kekuatan adalah selalu kurang dari 1.0. The Strength Reduction Factor is always less than 1.0.

K7.2.3 DESIGN FOR SERVICEABILITY K7.2.3.1

General

K7.2.3 RENCANA KELAYANAN K7.2.3.1

Umum

Tidak perlu penjelasan. No commentary.

K7.2.3.2

Deflection Limits for Beams

The deflection limits represent past good practice.

K7.2.3.2

Batas Lendutan Gelagar

Batasan lendutan mewakili pengalaman baik yang terdahulu.

K7 - 3

K7.2.3.3

Shear Connection

K7.2.3.3

Hubungan Geser

No commentary.


K7.2.3.4

K7.2.3.4

Steel Reinforcement in Composite Slabs

Tulangan Baja dalam Lantai Komposit

No commentary.


K7.2.3.5

K7.2.3.5

Bolt Serviceability Limit State

Keadaan Batas Kelayanan Baut

This requirement may be relaxed where the force on a friction connection is primarily due to permanent loads and the Design Engineer considers that the consequences of a "once only" slip will have no significant effect on the serviceability of the bridge. Care is required that such a slip does not adversely affect the design profile of the bridge.

Persyaratan ini dapat diabaikan bila gaya pada sambungan gesek terutama disebabkan oleh beban tetap dan Ahli Teknik Perencana mempertimbangkan bahwa akibat dari 'hanya satu' slip tidak akan mempunyai pengaruh berarti pada kelayanan jembatan. Perlu dijaga agar slip demikian tidak merugikan profil rencana jembatan.

K7.2.4 DESIGN FOR STRENGTH AND SERVICEABILITY BY LOAD TESTING OF A PROTOTYPE

K7.2.4 RENCANA KEKUATAN DAN KELAYANAN DENGAN PENGUJIAN BEBAN PADA PROTOTIPE

No commentary.


K7.2.5 BRITTLE FRACTURE

K7.2.5 KERETAKAN GETAS

No commentary.


K7.2.6 FATIGUE

K7.2.6 FATIK-LELAH

No commentary.


K7.2.7 EARTHQUAKE

K7.2.7 GEMPA

No commentary.


K7.2.8

CORROSION RESISTANCE PROTECTION

AND

K7.2.8 KETA HANAN DAN PERLINDUNGAN KOROSI

No commentary.


K7.2.9 CAMBER

K7.2.9 LAWAN LENDUTAN

Camber is usually required to enhance the appearance of a bridge: bridges with an obvious sag under permanent loads are likely to give an impression of inadequacy. Precamber is also required where a member must conform to a certain profile in the finished structure.

Lawan lendut umumnya diperlukan untuk mempertahankan pandangan jembatan: jembatan dengan lendutan besar pada beban tetap umumnya memberikan kesan kurang baik. Lawan lendut juga diperlukan bila unsur harus mengikuti profil tertentu dalam struktur akhir.

K7 - 4

K7.2.10 OTHER DESIGN REQUIREMENTS

K7.2.10 PERSYARATAN RENCANA LAIN

No commentary.


K7 - 5

K7.3

STRUCTURAL ANALYSIS

K7.3

ANALISIS STRUKTURAL

K7.3.1 PERMITTED METHODS OF ANALYSIS

K7.3.1 CARA ANALISIS YANG DIPERBOLEHKAN

The method of elastic analysis can be used quite generally and there are a number of commercial computer programs available which allow the analysis of large structures. Most of these programs ignore all warping effects in modelling torsional actions.

Cara analisis elastis dapat digunakan pada umumnya dan terdapat sejumlah program komputer komersial yang mengijinkan analisis struktur yang luas. Kebanyakan program tersebut mengabaikan pengaruh pelenturan dalam menyusun aksi puntiran.

The method of rigorous analysis leads to the simplest method of checking the adequacy of a structure, but requires the ability to analyse accurately the effects of yielding and instability on frames where the component members have residual stresses and initial crookedness. Computer programs for this type of analysis are not widely available and are limited in their application.

Cara analisis mendalam menuju pada cara termudah untuk memeriksa kecukupan struktur, tetapi memerlukan kemampuan untuk menganalisa dengan tepat pengaruh dari leleh dan kurang stabilitas pada kerangka dimana unsur komponen mempunyai tegangan sisa dan perubahan bentuk sejak awal. Program komputer untuk jenis analisis tersebut tidak banyak tersedia dan terbatas dalam penggunaann ya.

K7.3.2 MOMENT REDISTRIBUTION

K7.3.2 PENYEBARAN ULANG MOMEN

K7.3.2.1

K7.3.2.1

Application

Penggunaan

Since the Working Stress Method does not include any provision for assessing the ductility of a member, it is inappropriate to allow moment redistribution for members designed this way.

Karena Cara Tegangan Kerja tidak mencakup syarat untuk pendekatan daktilitas unsur, adalah tidak sesuai bila mengijinkan penyebaran ulang dari momen untuk unsur yang direncana dengan cara tersebut.

K7.3.2.2

K7.3.2.2

Continuous Beams

Gelagar Menerus

The limits on redistribution are related to the comparative ductility of compact, non-compact and slender sections. Although these limits are mostly empirically based, they represent values that have been found satisfactory in the past.

Pembatasan pada penyebaran ulang berkaitan dengan perbandingan daktilitas antara penampang kompak, tidak-kompak dan langsing. Walaupun batas-batas tersebut sebagian besar berdasarkan percobaan, mereka mewakili nilai yang telah terbukti memadai selama ini.

K7.3.3 COMPOSITE BEAMS

K7.3.3 GELAGAR KOMPOSIT

K7.3.3.1

K7.3.3.1

Longitudinal Shear

Geser Longitudinal

The values of longitudinal shear for composite beams are calculated on the assumption of fully composite connection between the concrete slab and the steel beam. In a fully composite connection, the strength of the shear connectors is sufficient to develop the ultimate strength of the composite section without allowing an unacceptable amount of slip at the interface.

Nilai geser memanjang untuk balok komposit dihitung berdasarkan anggapan hubungan komposit penuh antara lantai beton dan balok baja. Dalam hubungan komposit penuh, kekuatan penghubung geser adalah cukup untuk mengembangkan kekuatan ultimate dari penampang komposit tanpa mengijinkan jumlah slip yang terlalu besar pada permukaan antara.

Where the strength of the shear connectors is less than that required for a fully composite connection, the ultimate strength of this partially composite member depends upon the load/slip characteristics of the connectors. Partially

Bila kekuatan penghubung geser adalah kurang dari yang diperlukan untuk hubungan komposit penuh, kekuatan ultimate unsur komposit parsial tergantung pada karakteristik beban/slip dari penghubung. Hubungan komposit parsial tidak

K7 - 6

composite bridges.

K7.3.3.2

connections

are

not

Temperature Effects

recommended

and

for

Shrinkage

dianjurkan pada jembatan.

K7.3.3.2

Pengaruh Suhu dan Susut

Temperature and shrinkage forces are caused by incompatible deformations between the components of a composite member. At the serviceability limit state these forces contribute to the stresses and deformations in an elastic manner.

Gaya suhu dan susut disebabkan oleh perubahan bentuk tidak sama antara komponen dari unsur komposit. Pada keadaan batas kelayanan gaya tersebut menyebabkan penambahan tegangan dan perubahan bentuk secara elastis.

At the ultimate limit state, temperature and shrinkage deformations are absorbed by plastic deformation of the member, provided the member has sufficient ductility. Non-compact and slender sections have little reserve ductility at their ultimate limit state, so the forces flowing from temperature and shrinkage must be accounted for.

Pada keadaan batas ultimate, perubahan bentuk dari suhu dan susut diserap oleh perubahan bentuk plastis unsur, dengan syarat bahwa unsur mempunyai daktilitas memadai. Penampang tidakkompak dan langsing mempunyai sedikit cadangan daktilitas pada keadaaan batas ultimate, sehingga gaya akibat suhu dan susut harus diperhitungkan.

K7.3.4 RIGOROUS STRUCTURAL ANALYSIS

K7.3.4 ANALISIS STRUKTURAL LENGKAP

No commentary.


K7 - 7

K7.4

DESIGN PROPERTIES MATERIALS

OF

K7.4

RENCANA BESARAN BAHAN

Throughout sub-section 7.4 provision is made for the particular design property to be either taken as the prescribed value, or be determined by testing the material. For bridge work test results are always preferable and should be obtained for similar local materials or, where it is considered particularly important for the design, tested specially for that project.

Dalam Bab 7.4 diadakan syarat untuk besaran rencana tertentu apakah diambil seperti nilai yang diberikan atau ditentukan melalui pengujian bahan. Untuk pekerjaan jembatan selalu diutamakan dan harus diperoleh hasil pengujian untuk bahan lokal serupa atau, dimana dipertimbangkan sangat penting untuk perencanaan, diuji khusus untuk proyek tersebut.

Prescribed values may be considered as average values (or median values if these are higher) taken over the whole of Indonesia. It should be recognised that there can be a wide variation from place to place and over time for many of these properties. For example, for concrete this can be caused by the cement because of variations in properties and changes in technology, variations in properties of different aggregates, and changes in the technology of manufacturing concrete Current data should therefore always be sought for all material properties.

Nilai yang diberikan dapat dipertimbangkan sebagai nilai rata-rata (atau nilai menengah bila ini lebih tinggi) yang diambil untuk seluruh Indonesia. Perlu diingat bahwa dapat terjadi variasi besar dari tempat ke tempat dan sepanjang waktu untuk kebanyakan besaran tersebut. Sebagai contoh, untuk beton ini dapat disebabkan oleh semen karena variasi besarannya dan perubahan teknologi, variasi besaran agregat yang berbeda, dan perubahan teknologi pembuatan beton. Data yang berlaku harus selalu dicari untuk semua besaran bahan.

K7.4.1 STRUCTURAL STEEL

K7.4.1 BAJA STRUKTURAL

No commentary.


K7.4.2 VARIATION OF MECHANICAL PROPERTIES OF STEEL WITH TEMPERATURE

K7.4.2 VARIASI BESARAN MEKANIKAL BAJA TERHADAP SUHU

The relationship between yield stress ratio and temperature is based on regression analysis of data using elevated-temperature tensile tests conducted in Australia and the UK (Ref. 1). The variation of the modulus of elasticity with temperature is based on CTICM recommendations (Ref. 2).

Hubungan antara rasio tegangan leleh dan suhu adalah berdasarkan analisis regresi dari data dengan menggunakan pengujian tarik pada suhu meningkat yang dilakukan di Australia dan Inggris (Pustaka 1). Variasi modulus elastisitas sesuai suhu adalah berdasarkan saran CTICM (Pustaka 2).

K7.4.3 ACCEPTANCE OF STRUCTURAL STEEL

K7.4.3 PERSETUJUAN BAJA STRUKTURAL

It is preferable that any unidentified steel should be tested in accordance with the appropriate standard, but if this is not possible, the Code requires the severe assumption that a design yield stress not exceeding 170 MPa and a design tensile strength not exceeding 300 MPa be used. Clearly, many steels will have a yield stress and tensile strength in excess of these and testing may give a more economic result.

Adalah diutamakan bahwa setiap baja yang tidak teridentifikasi harus diuji menurut standar yang sesuai, tetapi bila ini tidak mungkin, Peraturan mensyaratkan anggapan berat bahwa digunakan tegangan leleh rencana yang tidak melebihi 170 MPa dan kekuatan tarik rencana yang tidak melebihi 300 MPa. Jelas bahwa banyak baja akan mempunyai tegangan leleh dan kekuatan tarik yang melebihi nilai diatas dan pengujian dapat memberikan hasil Iebih ekonomis.

K7 - 8

K7.4.4 FASTENERS

K7.4.4 PENGENCANG

No commentary.


K7.4.5 STEEL CASTINGS

K7.4.5 BAJA TUANG

No commentary.


K7 - 9

K7.5

DESIGN OF BEAMS FOR STRENGTH

K7.5

RENCANA KEKUATAN GELAGAR

K7.5.1 GENERAL

K7.5.1 UMUM

See Article 7.1.4 of the Code.

Lihat Artikel 7.1.4 dari Peraturan.

K7.5.2 STRENGTH OF BEAMS IN BENDING

K7.5.2 KEKUATAN GELAGAR DALAM LENTUR

This clause provides relationships between the design bending moment M* and the nominal capacities Ms, Mb of the member to resist crosssection yielding or local buckling (section moment capacity Ms) and overall flexural-torsional buckling (member moment capacity Mb). These all involve a capacity factor of = 0.9.

Pasal ini menyediakan hubungan antara momen lentur rencana M* dan kapasitas nominal Ms, Mb dari unsur untuk menahan pelelehan penampang melintang atau tekuk setempat (kapasitas momen penampang M,) dan tekuk lentur-puntir keseluruhan (kapasitas momen unsur Mb). Ini semua mencakup faktor kapasitas sebesar 0.9.

Note,that members must satisfy the requirements of Clause 5.12 for combined bending and shear. This will only affect members with high coincident moment and shear and whose webs are required to provide some resistance to bending moment.

Perhatikan bahwa unsur harus memenuhi persyaratan Pasal 5.12 untuk kombinasi lentur dan geser. Ini hanya akan mempengaruhi unsur dengan momen dan geser bersamaan yang tinggi dan pelat badan perlu mengadakan sebagian tahanan terhadap momen lentur.

K7.5.3 SECTION PROPERTIES FOR BENDING ABOUT A PRINCIPAL AXIS

K7.5.3 BESARAN PENAMPANG UNTUK LENTUR TERHADAP SUMBU UTAMA

The nominal section moment capacity (to resist yielding or local buckling) is defined by the yield stress and by the effective section modulus. The effective section modulus is defined in terms of the section slenderness, which provides a measure of the relative importance of yielding and local buckling.

Kapasitas momen nominal penampang (untuk menahan leleh dan tekuk setempat ditetapkan oleh tegangan leleh dan oleh modulus penampang efektif. Modulus penampang efektif ditetapkan dalam besaran kelangsingan penampang, yang memyediakan ukuran relatif dari leleh dan tekuk setempat.

K7.5.3.1

K7.5.3.1

Section Slenderness

The section slenderness is used to determine the effects of local buckling on the effective section modulus. For sections consisting of flat plate elements, it is defined in terms of the widththickness ratio of the most slender compression plate and its yield stress, and is used to classify a section as compact, non-compact, or slender. This and subsequent expressions involving the yield stress are arranged so that the yield stress term can be omitted altogether when Fy = 250 MPa. Flat compression plates include those supported on one or both longitudinal edges, as well as those in uniform and nonuniform compression.

The section slenderness of a circular hollow section is defined in terms of its outside diameter to thickness ratio and its yield stress. Flat plates may be supported by webs and longitudinal stiffeners. when longitudinal stiffeners

Kelangsingan Penampang

Kelangsingan penampang digunakan untuk menentukan pengaruh tekuk setempat pada modulus penampang efektif. Untuk penampang yang terdiri dari elemen pelat rata, ini ditetapkan dalam besaran rasio lebar-ketebalan pelat tekan paling langsing dan tegangan lelehnya, dan digunakan untuk klasifikasi penampang sebagai kompak, tidak-kompak, atau langsing. IN dan rumus berikut yang mencakup tegangan leleh disusun demikian sehingga bagian tegangan leleh dapat diabaikan seluruhnya bila Fy = 250 MPa. Pelat tekan rata mencakup yang didukung pada satu atau kedua tepi memanjang, dan juga yang dalam tekanan merata dan tidak-merata. Kelangsingan penampang dari penampang bulat berongga ditetapkan dalam besaran diameter luarnya terhadap rasio ketebalan dan tegangan lelehnya. Pelat rata dapat didukung oleh pelat badan dan pengaku memanjang. Bila pengaku memanjang

K7 - 10

are used, they must be stiff enough to effectively prevent deflection of the stiffened plate. For a single stiffener between two supporting webs, it is suggested that the stiffener should have second moment of area Ig which satisfies. Ig

4.5 bt3 [1 + (2.3 Ag/bt) (1 + 0.5 Ag/bt)]

digunakan, mereka harus cukup kaku untuk secara efektif mencegah lendutan dari pelat yang diperkaku. Untuk pengaku tunggal antara dua pelat badan pendukung, disarankan agar pengaku harus mempunyai momen kedua dari luas Ig yang memenuhi: Ig

4.5 bt3 [1 + (2.3 Ag/bt) (1 + 0.5 Ag/bt)]

in which b is half the plate width between supporting webs, t is the plate thickness, and A, is the stiffener area (see also Ref. 7).

dimana b adalah setengah lebar pelat antara pelat badan pendukung, t adalah tebal pelat dan A, adalah luas pengaku (lihat juga Pust.7).

For an edge stiffener alone, it is suggested that the stiffener should have a second moment of area which satisfies.

Untuk pengaku ujung saja, disarankan agar pengaku harus mempunyai momen kedua dari luas yang memenuhi:

Ig

Ig

2.3 bt3 [1 + (4.6 Ag /bt) (1 + Ag/bt)

2.3 bt3 [1 + (4.6 Ag /bt) (1 + Ag/bt)

in which b is the plate width between the supporting web and the edge stiffener. For with more thank a single stiffness may be needed to prevent global buckling of the stiffened plate. Advice on this is given in References 7 and 8.

dimana b adalah lebar pelat antara pelat badan pendukung dan pengaku ujung. Dengan lebih banyak manfaat suatu kekakuan tunggal dapat diperlukan untuk mencegah tekuk global dari pelat yang diperkaku. Petunjuk untuk ini diberikan dalam Pustaka 7 dan 8.

K7.5.3.2

K7.5.3.2

Compact Sections

Penampang Kompak

Compact sections are those for which the full plastic moment can be reached and maintained until a plastic collapse mechanism develops, without any local buckling effects. For these sections, the section moment capacity is determined by the lesser of the plastic section modulus or 1.5 times the elastic section modulus, corresponding to the case of a solid rectangular section.

Penampang kompak adalah untuk mana momen plastis penuh dapat tercapai dan dipertahankan sampai berkembang mekanisme keruntuhan plastis, tanpa terjadi tekuk setempat. Untuk penampang tersebut, kapasitas momen penampang ditentukan oleh nilai terkecil dari modulus plastis penampang atau 1.5 kali modulus elastis penampang, sesuai dengan kasus penampang persegi kompak.

The plasticity slenderness limits for compact sections are given in Table 5.2 for different plate support and stress conditions. Plates supported on one edge include the flange outstands of UB, UC, channel, angle and Tsections, while plates supported on both edges include the flanges of box sections and the webs of section with two flanges. All UBs in Grade 250 steel are compact, as are most (but not all) UCs.

Batas kelangsingan plastis untuk penampang kompak diberikan dalam Tabel 5.2 untuk pendukung pelat berbeda dan keadaan tegangan. Pelat yang didukung pada satu ujung meliputi flens menggantung dari penampang UB, UC, kanal, siku dan T, sedang pelat yang didukung pada dua ujung meliputi flens dari penampang boks dan pelat badan penampang dengan dua flens. Semua UB dengan mutu baja 250 adalah kompak, seperti kebanyakan (tetapi tidak semua) UC.

The plasticity limits for flat plates supported on one edge in uniform compression are also used when the elastic stress distribution is non-uniform, as in the case of the stems of tee-sections and the flanges of 1-sections bent about the minor axis, since these stress distributions become more uniform after yielding. These limits may also be used for other stress distributions.

Batas plastis untuk pelat rata yang didukung pada satu ujung dalam tekanan merata juga digunakan bila pembagian tegangan elastis adalah tidak merata, seperti dalam kasus pelat badan penampang-T dan flens penampang I yang dilengkung terhadap sumbu lemah karena pembagian tegangan tersebut menjadi lebih merata setelah leleh. Batas tersebut juga boleh digunakan untuk pembagian tegangan yang lain.

The plasticity limit for plates supported on both edges and in uniform compression may also be used for plates in non-uniform compression.

Batas plastis untuk pelat yang didukung pada kedua ujung dan dalam tekanan merata juga boleh digunakan untuk pelat dalam tekanan tidak merata.

K7 - 11

K7.5.3.3

Non-compact Sections

K7.5.3.3

Penampang Tidak Kompak

Non-compact sections have section slendernesses lying between the plasticity and yield limits of Table 7.3. The yield limits are the same as those used for compression members in Table 7.11 (except for circular hollow sections), and are generally based on lower bound fits to the experimental local buckling resistances of plate elements in uniform compression (see also Ref. 8).

Penampang tidak kompak mempunyai kelangsingan penampang yang berada antara batas plastisitas dan leleh sesuai Tabel 7.3. Batas leleh adalah sama seperti yang digunakan untuk unsur tekan dalam Tabel 7.11 (kecuali untuk penampang bulat berongga), dan adalah umumnya berdasarkan batas bawah yang sesuai terhadap tahanan tekuk eksperimental setempat dari elemen pelat dalam tekanan merata (Iihat juga Pustaka 8).

The resistance to local buckling is generally affected by the level of the residual compressive stresses induced in a member during manufacture or fabrication. Thus the plate slenderness yield limits given in Table 7.3 are highest for stress relieved members, and lowest for heavily welded members. The distinction in Table 7.3 between lightly and heavily welded members is set at 40 MPa. The magnitudes of the welding residual stresses increase with the rate of heat input to the weld, and so members with small welds or multi-pass welds can be expected to be lightly welded. Information for predicting the residual compression stress induced by welding can be obtained from Ref. 9.

Tahanan terhadap tekuk setempat umumnya dipengaruhi oleh tingkat tegangan tekan sisa yang terjadi dalam unsur selama pembuatan atau fabrikasi. Jadi batas leleh kelangsingan pelat yang diberikan dalam Tabel 7.3 adalah tertinggi untuk unsur degan tegangan yang dikurangi selama pembuatan, dan paling rendah untuk unsur yang dilas berat. Perbedaan antara unsur yang dilas ringan dan berat ditetapkan pada 40 Mpa dalam Tabel 7.3. Besaran tegangan las sisa meningkat dengan laju penggunaan panas pada pengelasan, dan demikian unsur dengan [as tipis atau las berlapis dapat dianggap sebagai dilas ringan. Keterangan untuk perkiraan tegangan tekan sisa yang terjadi akibat pengelasan dapat diperoleh dari Pustaka 9.

The yield limits given in Table 7.3 for plates supported on one edge and in non-uniform compression are based on elastic buckling at the yield stress of plates with maximum compression at the free edge, and zero stress at the supported edge. The values for uniform compression may conservatively be used for other stress distributions.

Batas leleh yang diberikan dalam Tabel 7.3 untuk pelat yang didukung pada satu ujung dan dalam tekanan tidak merata adalah berdasarkan tekuk elastis pada tegangan leleh pelat dengan tegangan maksimum pada ujung bebas, dan tegangan minimum pada ujung terdukung. Nilai untuk tekanan merata dapat digunakan secara konservatif untuk pembagian tegangan yang lain.

The yield limits for plates supported on both edges and in uniform compression may conservatively be used for plates in non-uniform compression. A higher limit is given for plates with compression at one edge and tension at the other.

Batas tegangan leleh untuk pelat yang didukung pada kedua ujung dan dalam tekanan merata dapat secara konservatif digunakan untuk pelat dalam tekanan tidak merata. Batas lebih tinggi diberikan untuk pelat dengan tekanan pada satu ujung dan tarikan pada ujung lain.

The nominal moment capacity of a section having a slenderness equal to the yield limit is based on the elastic section modulus.

Kapasitas momen minimal dari penampang dengan kelangsingan sama dengan batas leleh adalah berdasarkan modulus elastis penampang.

The capacity of a section whose slenderness is in the range between the plasticity and yield limits is obtained by linear interpolation.

Kapasitas penampang dengan kelangsingan yang berada antara batas plastisitas dan leleh diperoleh melalui interpolasi linier.

K7.5.3.4

K7.5.3.4

Slender Sections

Penampang Langsing

Slender sections have section slenderness higher than the yield limits of Table 7.3. None of the hotrolled sections in Grade 250 steel are slender when used in bending, except for some Qf the thinner angles, and some tees cut from UBG

Penampang langsing mempunyai kelangsingan penampang melebihi batas leleh dalam Tabel 7.3. Tidak ada penampang hasil canai panas dengan mutu baja 250 yang langsing bila digunakan untuk lentur kecuali untuk beberapa siku lebih tipis, dan beberapa T yang dipotong dari UBG.

For a section with a flat plate element in uniform compression, the capacity is based on the additional

Untuk penampang dengan elemen pelat rata dalam tekanan merata, kapasitas adalah berdasarkan

K7 - 12

post-buckling capacity, and the effective section modulus is taken as being inversely proportional to the action slenderness. An alternative method is permitted for these sections which is based on the effective width concept, in which any widths in excess of those corresponding to the yield limits are ignored in the calculation of the effective section modulus.

kapasitas pasca-tekuk tambahan, dan modulus penampang efektif diambil sebagai berbanding terbalik dengan kelangsingan aksi. Cara alternatif diijinkan untuk penampang tersebut berdasarkan konsep lebar efektif, padamana tiap lebar yang melebihi dari kesesuaian batas leleh diabaikan dalam perhitungan modulus penampang efektif.

A section with a flat plate element in non-uniform compression may conservatively be treated as if in uniform compression. For a section with a flat plate element with compression at a free edge and tension at a supported edge, the capacity is taken as equivalent to the elastic buckling capacity, and the effective section modulus is conservatively taken as being inversely proportional to the square of the section slenderness (Ref. 10).

Penampang dengan elemen pelat rata dalam tekanan tidak merata dapat dihitung secara konservatif seperti dalam tekanan merata. Untuk penampang dengan elemen pelat rata dengan tekanan pada ujung bebas dan tarik pada ujung terdukung, kapasitas diambil ekivalen dengan kapasitas tekuk elastis, dan modulis efektif penampang diambil secara konservatif sebagai berbanding terbalik dengan kuadrat kelangsingan penampang (Pustaka 10).

For circular hollow sections, two approximations are given for the effective section modulus, one for moderate slendernesses, and another for high slendernesses.

Untuk penampang bulat berongga, dua perkiraan diberikan untuk modulus penampang efektif, satu untuk kelangsingan menengah dan yang lain untuk kelangsingan tinggi.

It should be noted that the section modulus is the only property that is reduced below the value for the full cross-section. Other properties, such as those used in determining the lateral buckling capacity are not reduced.

Perlu diperhatikan bahwa modulus penampang adalah satu-satunya besaran yang dikurangi dibawah nilai penampang penuh. Besaran lain, seperti yang digunakan dalam penentuan kapasitas tekuk lateral tidak dikurangi.

Finally, some deformation slenderness limits are given in Table 7.3 for flat plate elements in uniform compression. When these are exceeded, elastic local buckling may occur under service loading, leading to noticeable distortions or deformations.

Akhirnya, beberapa batas kelangsingan perubahan bentuk diberikan dalam Tabel 7.3 untuk elemen pelat rata dalam tekanan merata. Bila ini dilampaui, tekuk elastis setempat dapat terjadi pada pembebanan layan, menuju pada gangguan atau perubahan bentuk yang berarti.

K7.5.3.5

K7.5.3.5

Hybrid Sections

No commentary.

K7.5.3.6

Elastic Moduli

Penampang Hibrid


and

Plastic

Section

K7.5.3.6

Moduli Elastis Penampang

dan

Plastis

This clause allows the effects of small holes on the elastic and plastic section moduli to be neglected, while requiring that these be calculated for larger holes, either by a simple approximation, or from the net section.

Pasal ini mengijinkan untuk mengabaikan pengaruh dari lubang kecil pada moduli penampang elastis dan plastis, sedang mensyaratkan bahwa ini diperhitungkan bila lubang lebih besar, dengan pendekatan sederhana atau dari penampang bersih.

The clause is based on the results of experiments (Chapter 16 of Reference 11 ) which show that compact beams with bolt holes in their flanges can still reach the full plastic moment capacity of the gross section, because of local strain-hardening around the holes. The limit given for the maximum size of holes that can be neglected is consistent with that used in Clause 7.9.1.2 for holes in tension members. Fastener holes in webs have virtually no effect on the moment capacity, but reduced section moduli should be calculated from the net sections of

Pasal ini adalah berdasarkan hasil percobaan (Pasal 16 dalam Pust.11) yang menunjukan bahwa balok kompak dengan lubang baut dalam flens dapat mencapai kapasitas momen plastis penuh dari penampang penuh, karena pengerasan ulur setempat sekitar lubang. Batas yang diberikan untuk ukuran maksimum lubang yang dapat diabaikan, ditetapkan sesuai yang digunakan dalam pasal 7.9.1.2 untuk lubang dalam unsur tarik. Lubang pengencang dalam pelat badan tidak mempunyai pengaruh pada kapasitas momen, tetapi moduli penampang

K7 - 13

beams with large openings in their webs.

terkurangi harus dihitung dari penampang bersih balok dengan rongga besar dalam badannya.

K7.5.4 BENDING STRENGTH OF SEGMENTS WITH FULL LATERAL RESTRAINT

K7.5.4 KEKUATAN LENTUR SEGMEN DENGAN PENAHAN LATERAL PENUH

K7.5.4.1

K7.5.4.1

Segment Bending Strength

Kekuatan Lentur Segmen

The term "restraint" is used to refer to an element which inhibits deflection or twisting out of the plane of loading, while the word "support" is used to refer to an element which inhibits deflection in the plane of loading.

Istilah 'penahan' digunakan untuk menunjuk pada elemen yang menahan lendutan atau puntiran keluar bidang pembebanan,sedang kata 'pendukung' digunakan untuk menunjuk pada elemen yang menahan lendutan dalam bidang pembebanan.

Full lateral restraint of a segment prevents lateral buckling, in which case the member moment capacity is equal to the section moment capacity at the critical at the critical section.

Penahan lateral penuh dari segmen mencegah tekuk lateral, padamana kapasitas momen unsur adalah sama dengan kapasitas momen penampang pada potongan kritik.

The design of a member against lateral buckling is carried out for each segment of the member. A segment is a length of the member which is fully or partially restrained against lateral deflection and twist rotation out of the plane of loading, either at both ends, or at one end when the other end is free, as it often is for cantilevers. It is assumed that all supports in the plane of loading will also provide full or partial restrain at the support against deflection and twist out of the plane of loading.

Perencanaan unsur terhadap tekuk lateral dilakukan untuk tiap segmen dari unsur. Segmen adalah panjang unsur yang penuh atau sebagian tertahan terhadap lendutan lateral dan rotasi puntir yang diluar bidang pembebanan, pada kedua ujung atau pada satu ujung bila ujung lainnya bebas, yang sering terdapat pada kantilever. Dianggap bahwa semua pendukung dalam bidang pembebanan juga akan mengadakan penahan penuh atau sebagian pada pendukung. terhadap lendutan dan puntiran yang diluar bidang pembebanan.

K7.5.4.2

Segments Restraint

K7.5.4.2

Segmen dengan Lateral Penuh

K7.5.4.2.1

General

K7.5.4.2.1

Umum

with

Full

Lateral

Penahan

This provides the obvious definition of effective lateral restraint in terms of preventing failure by lateral buckling by ensuring that the segment moment capacity is not less than the section moment capacity. When this is so, the design is governed by the section capacity.

Ini mengadakan ketentuan tegas dari penahan lateral efektif dalam pencegahan keruntuhan oleh tekuk lateral dengan menjamin bahwa kapasitas momen segmen tidak kurang dari kapasitas momen penampang. Bila demikian, perencanaan ditentukan oleh kapasitas penampang.

The following clauses give expansions of this definition for three common situations for which it can be assumed that the segment has full lateral restraint. For other situations, this cannot be assumed, and so the member moment capacity must be evaluated using Clause 7.5.7.

Pasal berikut memberikan perluasan ketentuan tersebut untuk tiga keadaan umum padamana dapat dianggap bahwa segmen mempunyai penahan lateral penuh. Untuk keadaan lain, ini tidak dapat dianggap, dan demikian kapasitas momen unsur harus dievaluasi dengan menggunakan Pasal 7.5.7.

K7.5.4.2.2

K7.5.4.2.2

Segments with Continuous Lateral Restraints

This requires two provisions to be met. Firstly, overall torsional restraint must be provided at both ends by full or partial restraints, and secondly, the continuous restraints must act at the critical flange.

Segmen dengan Penahan Lateral Menerus

Ini menuntut bahwa dua syarat terpenuhi. Pertama, penahan puntir keseluruhan harus diadakan pada kedua ujung oleh penahan penuh atau sebagian, dan kedua, penahan menerus harus bekerja pada flens kritik.

K7 - 14

K7.5.4.2.3

Segments with Intermediate Lateral Restraints

K7.5.4.2.3

Segmen dengan Penahan Lateral Antara

This clause is similar to Clause 7.5.4.2.2 for continuous restraints, except that the possibility of segment buckling between the restraints must be eliminated before the segment as a whole can be considered to be fully braced. All three provisions must be satisfied.

Pasal ini serupa dengan pasal 7.5.4.2.2. untuk penahan menerus, kecuali bahwa kemungkinan tekuk segmen antara penahan harus dihilangkan sebelum keseluruhan segmen dapat dipertimbangkan sebagai terikat penuh. Ketiga syarat harus terpenuhi.

A segment has at least one end laterally restrained. Its other end may be fully or partially restrained, or laterally restrained (against deflection but not against twist), but may not be unrestrained.

Segmen mempunyai paling sedikit satu ujung tertahan lateral. Pada ujung lain dapat tertahan penuh atau sebagian, atau tertahan lateral (terhadap lendutan tetapi tidak terhadap puntiran), tetapi tidak boleh tidak tertahan.

Note that this clause cannot be applied to lengths of segments which are unrestrained at one end.

Perhatikan bahwa pasal ini tidak dapat berlaku untuk panjang segmen yang tidak tertahan pada satu ujung.

K7.5.4.2.4

K7.5.4.2.4

Segments with Full Restraints at Both Ends

or

Partial

Segmen dengan Penahan Penuh atau Sebagian pada Kedua Ujung

This clause gives limiting segment slenderness ratios for segments under end moments M and Em M. The limits are higher for segments with high moment gradient (high values of the end moment ratio Em ) than for near uniform bending (low values of Em).

Pasal ini memberikan rasio kelangsingan batas untuk segmen pada momen ujung M dan Em M. Batasbatas adalah lebih tinggi untuk segmen dengan gradien momen tinggi (nilai tinggi dari rasio momen ujung Em) dibanding dengan lenturan hampir merata (nilai rendah dari Em).

The limits for channel section members are seemingly lower than those for I-section members because they have higher than values of ry. The limits for rectangular hollow section members, which may also be used for circular hollow section members by setting bf = bw are high because these rarely buckle laterally.

Batas untuk unsur penampang kanal kelihatan lebih rendah dibanding dengan unsur penampang I karena mereka mempunyai nilai lebih tinggi dari ry. Batabatas untuk unsur penampang persegi berongga, yang juga dapat digunakan untuk unsur penampang bulat berongga dengan menetapkan bf = bw adalah tinggi karena mereka jarang tertekuk lateral.

K7.5.4.3

K7.5.4.3

Critical Section

Potongan Kritikal

The critical cross-section is the section which will control the design of a member with full lateral restraint. It is therefore defined in terms of the relative magnitudes of the design bending moment and the nominal section moment capacity.

Penampang melintang kritik adalah penampang yang akan mengendalikan perencanaan unsur dengan penahan lateral penuh. Dengan demikian ini dinyatakan dalam besaran relatif dari momen lentur rencana dan kapasitas momen nominal penampang.

K7.5.5 RESTRAINTS

K7.5.5 PENAHAN-PENAHAN

K7.5.5.1

K7.5.5.1

General

Umum

This clause directs the designer to the appropriate subclause following.

Pasal ini mengarahkan Perencana ke ayat sesuai yang berikut.

An obvious definition of an unrestrained crosssection is given here for the sake of completeness.

Ketentuan tegas dari penampang tidak diberikan disini dengan tujuan melengkapi.

tertahan

K7 - 15

K7.5.5.2

Restraints at a Cross-section

K7.5.5.2

Penahan pada Melintang

Penampang

These definitions are of the various are of the various restraint conditions considered when designing against lateral buckling. Examples of these restraint categories are shown in figures in each sub-clause.

Ketentuan ini adalah dari berbagai kondisi penahan yang dipertimbangkan bila merencanakan terhadap tekuk lateral. Contoh kategori penahan tersebut ditunjukan dalam gambar pada tiap ayat.

These case of a cross-section which is restrained against twist rotation but free to deflect laterally is not included because of the difficulty of providing simple guidance. Some very stiff torsional restraints may induce buckling modes in which the crosssection act as if fully restrained, while in other cases torsional restrains may be comparative, and the restrained cross-section may deflect laterally. Some information on the effects of torsional restraints alone is given in Section 4.2.2. of Reference 12.

Kasus penampang yang tertahan terhadap rotasi puntir tetapi bebas melendut dalam arah lateral tidak termasuk karena kesulitan pengadaan pedoman sederhana. Beberapa penahan puntir yang sangat kaku dapat menimbulkan perubahan bentuk tekuk padamana penampang melintang bekerja seperti tertahan penuh, sedang dalam kasus lain penahan puntir dapat sebanding, dan penampang tertahan dapat melendut lateral. Berbagai keterangan untuk pengaruh penahan puntir saja diberikan dalam Bagian 4.2.2 dari Pustaka 12.

K7.5.5.2.1

K7.5.5.2.1

Fully Restrained

Tertahan Penuh

While theoretical restraints must often be infinitely stiff to provide full restraint, a more realistic approach is taken by requiring the restraints to effectively prevent lateral deflection and twist of the cross-section.

Meskipun penahan teoritik sering harus kaku sempurna agar mengadakan penahan penuh, pendekatan lebih wajar diambil dengan mensyaratkan agar penahan secara efektif mencegah lendutan lateral dan puntiran penampang.

The examples of full restraint shown in Figure 7.3(a) are ones for which the lateral deflections of both flanges are effectively prevented, while those shown in Figure 7.3(b) are ones for which the lateral deflection of the critical flange is effectively prevented, in which case partial torsional restraint is sufficient.

Contoh penahan penuh yang ditunjukan dalam Gambar 7.3(a) adalah dimana lendutan lateral dari kedua flens dicegah secara efektif, sedang yang terdapat dalam Gambar 7.3(b) adalah dimana lendutan lateral dari flens kritik dicegah secara efektif, dalam hal mana penahan puntir parsial mencukupi.

The examples shown in Figure 7.3(c) are ones for which the lateral deflection of some other point of the crosssection than the critical flange is effectively prevented, in which case effective restraint against twist rotation is required, and partial torsional restraint is not sufficient.

Contoh yang ditunjukan dalam Gambar 7.3(c) adalah dimana lendutan lateral dari titik lain pada penampang melintang selain flens kritik dicegah secara efektif, dalam hal mana penahan efektif terhadap rotasi puntir diperlukan, dan penahan puntir parsial tidak mencukupi.

K7.5.5.2.2

K7.5.5.2.2

Partially Restrained

Tertahan Sebagian

The distinction between full an partial restraint is qualitative only. The examples shown in Figure 7.4 are ones for which lateral deflection of some other point of the cross-section than the critical flange is effectively prevented, and for which there is only partial restraint against twist rotation of the crosssection.

Perbedaan antara penahan penuh dan parsial adalah hanya kualitatif. Contoh yang ditunjukan dalam Gambar 7.4 adalah dimana lendutan lateral dari titik lain pada penampang melintang selain flens kritik dicegah secara efektif, dan untuk mana hanya terdapat penahan parsial terhadap rotasi puntir penampang melintang.

K7.5.5.2.3

K7.5.5.2.3

Rotationally Restrained

Rotational restraints at a cross-section reduce lateral rotation of the segment out of the plane of bending, and increase the resistance to lateral buckling. The first example in figure 7.5 shows two parallel segments which are rotationally restrained by two

Tertahan Terhadap Rotasi

Penahan rotasi pada penampang melintang mengurangi rotasi lateral segmen yang diluar bidang lentur, dan meningkatkan tahanan terhadap tekuk lateral. Contoh pertama dalam Gambar 7.5 menunjukan dua segmen sejajar yang tertahan

K7 - 16

transverse members with moment connections.

terhadap rotasi oleh dua unsur melintang dengan hubungan momen.

The second example in Figure 7.5 shows the central of a laterally continuous member being rotationally restrained at both of its end cross-sections by the adjacent segments. Care should be taken when assessing the effectiveness of such restraining segments, since their out-of-plane stiffnesses are often substantially reduced by their own loadings which reduce their resistances to lateral buckling.

Contoh kedua dalam Gambar 7.5 menunjukan pusat unsur menerus lateral yang tertahan terhadap rotasi pada kedua ujung penampang melintang oleh segmen berdekatan. Harus berhati-hati bila memperkirakan efektivitas segmen penahan tersebut, karena kekakuan diluar bidang sering sangat berkurang oleh beban sendiri yang mengurangi tahanan terhadap tekuk lateral.

K7.5.5.2.4

K7.5.5.2.4

Laterally Restrained

Tertahan Lateral

When only lateral deflection of the critical flange of a cross-section is effectively prevented, as indicated in Figure 7.6, then the cross-section may be considered to be laterally restrained, provided it is within a segment which is fully or laterally restrained at both ends. This cannot be assumed for segments which are free at one end, for which the effectiveness of lateral restrains is uncertain.

Bila hanya lendutan lateral dari flens kritik penampang melintang dicegah secara efektif, seperti terdapat dalam Gambar 7.6, maka penampang melintang dapat dipertimbangkan tertahan lateral, dengan syarat ini berada dalam segmen yang tertahan penuh atau lateral pada kedua ujung. Ini tidak dapat dianggap untuk segmen yang bebas pada satu ujung, untuk mana efektivitas penahan lateral tidak pasti.

K7.5.5.3

Restraining Elements

K7.5.5.3

Elemen Penahan

K7.5.5.3.1

Restraint Against Lateral Deflection

K7.5.5.3.1

Penahan Terhadap Lendutan Lateral

At a cross-section which is to be considered as fully, partially, or laterally restrained, the restraint against lateral deflection out of the plane of loading is required to be able to transfer 2.5% of the maximum critical flange force. A stiffness requirement is not given, even though there is a theoretical solution (Ref. 13). This follows the finding (Ref. 14) that the stiffness requirements for centrally braced columns are satisfied by practical braces which satisfy the 2.5% rule. When the restraints are more closely spaced than is required for full lateral restraint of the segment or subsegment, then an appropriate group of restraints is required as a whole to be able to transfer the 2.5% of the flange force, rather than each individual restraint. This may also be used for continuous restraints. When the restraints are less closely spaced than is required for full lateral restraint of the segment or subsegment, then each restraint must be designed to transfer the 2.5% of the flange force.

K7.5.5.3.2

Restraint Against Twist Rotation

At a cross-section which requires effective restrained against twist rotation about the longitudinal axis of the segment, the restraint must be capable of transferring the moment action of a

Pada penampang melintang yang akan dipertimbangkan sebagai tertahan penuh, parsial, atau lateral, penahan terhadap lendutan lateral diluar bidang pembebanan perlu mampu menyalurkan 2.5% dari gaya maksimum flens kritik. Persyaratan kekakuan tidak diberikan, walaupun terdapat pemecahan teoritik (Pust.13). Ini mengikuti penemuan (Pust.14) bahwa persyaratan kekakuan untuk kolom terikat terpusat dipenuhi oleh ikatan praktis yang memenuhi aturan 2.5%. Bila penahan berjarak lebih dekat dari yang diperlukan untuk penahan lateral penuh dari segmen dan subsegmen, maka kelompok penahan yang sesuai diperlukan sebagai kesatuan untuk mampu menyalurkan 2.5% dari gaya flens, bukan tiap penahan tersendiri. Ini dapat juga digunakan untuk penahan menerus. Bila penahan berjarak kurang dekat maka diperlukan penahan lateral penuh dari segmen atau subsegmen, maka tiap penahan harus direncanakan agar menyalurkan 2.5% dari gaya flens.

K7.5.5.3.2

Penahan Terhadap Rotasi Puntir

Pada penampang melintang yang memerlukan penahan efektif untuk rotasi puntir terhadap sumbu memanjang segmen, penahan harus mampu menyalurkan aksi momen sebesar 2.5% gaya

K7 - 17

2.5% transverse force from the unrestrained flange through the web and the lateral restraint.

melintang dari flens tidak tertahan melalui pelat badan dan penahan lateral.

In the case of a section which only requires partial against twist rotation, only qualitative indications are given of the stiffness required of the partial restraint.

Dalam kasus penampang yang hanya memerlukan penahan parsial untuk rotasi puntir, hanya syarat kualitatif diberikan untuk kekakuan yang diperlukan dari penahan parsial.

K7.5.5.3.3

K7.5.5.3.3 Unsur Tertahan Sejajar

Parallel Restrained Members

This clause provides for a reduction in the rate of accumulation of the restraint forces for parallel members beyond the connected member from 2.5% to 1.25%. This reduction reflects the possibility that the crookedness or load eccentricity of any other member may act in the opposite sense, and reduce the total restraint force.

Pasal ini mengadakan pengurangan dalam laju akumulasi gaya penahan untuk unsur sejajar melewati unsur sambungan dari 2.5% sampai 1.25%. Pengurangan tersebut mencerminkan kemungkinan bahwa kurang ketepatan atau eksentrisitas beban dari tiap unsur lain dapat bekerja dalam bentuk berlawanan, dan mengurangi gaya penahan total.

K7.5.5.3.4

K7.5.5.3.4

Restraint Against Lateral Rotation

Penahan Terhadap Rotasi Lateral

Only a qualitative indication is given of the stiffness required for a restraint against lateral rotation of the segment.

Hanya syarat kualitatif diberikan untuk kekakuan yang diperlukan dari penahan terhadap rotasi lateral segmen.

Only a segment which itself may be considered to be fully restrained should be considered as being capable of providing restraint against lateral rotation, and then only if it is continuous with the segment it is to restraint or has a moment connection to it.

Hanya segmen yang sendiri boleh dipertimbangkan tertahan penuh harus dipertimbangkan sebagai mampu mengadakan penahan terhadap rotasi lateral, dan kemudian hanya bila ini menerus dengan segmen yang ditahannya atau mempunyai hubungan momen dengannya.

The method of design by buckling analysis allows the actual effective stiffness of the rotational restraint to be taken into account.

Cara perencanaan dengan analisis tekuk mengijinkan agar diperhitungkan kekakuan efektif aktual dari penahan rotasi.

K7.5.6 CRITICAL FLANGE

K7.5.6 FLENS KRITIKAL

The term critical flange is used in the restraint definitions for the flange for which lateral restraint is the more effective. For segments restrained at both ends, this is the compression flange, but for segments unrestrained at one end, it is usually the tension flange which buckles more.

Istilah flens kritik digunakan dalam ketentuan penahan untuk flens padamana penahan lateral adalah lebih efektif. Untuk segmen tertahan pada kedua ujung, ini adalah flens tekan, tetapi untuk segmen tidak tertahan pada satu ujung, ini umumnya flens tarik yang lebih menekuk.

K7.5.7 BENDING STRENGTH OF SEGMENTS WITHOUT FULL LATERAL RESTRAINT

K7.5.7 KEKUATAN LENTUR SEGMEN TANPA PENAHAN LATERAL PENUH

This clause only to members without full lateral restraint which are bent about the major principal axis, and which may buckle laterally by deflecting and twisting out of the plane of loading. Members which are bent about the minor principal axis do not buckle laterally, unless their loads act far above the shear centre.

Pasal ini hanya untuk unsur tanpa penahan lateral penuh yang dilengkung terhadap sumbu dasar utama, dan yang dapat menekuk lateral oleh lendutan dan puntiran diluar bidang pembebanan. Unsur yang dilengkung terhadap sumbu dasar tidak utama tidak menekuk arah lateral, kecuali bila bebannya bekerja jauh diatas pusat geser.

K7 - 18

Each segment of the member must be designed against lateral buckling using the following subclauses. A segment is a length of the member which is fully or partially restrained against lateral deflection and twist rotation out of the plane of loading, either at both ends, or at one end when the other end is free, as it often is in cantilevers. It is assumed that each support in the plane of loading will also provide full or partial restraint at the support out of the plane of loading.

Tiap segmen unsur harus direncanakan terhadap tekuk lateral dengan menggunakan ayat berikut. Suatu segmen adalah suatu panjang unsur yang tertahan penuh atau sebagian terhadap lendutan lateral dan rotasi puntir diluar bidang pembebanan, pada kedua ujung atau pada satu ujung bila ujung lain adalah bebas, seperti pada kantilever. Dianggap bahwa tiap pendukung dalam bidang pembebanan juga akan mengadakan penahan penuh atau parsial pada pendukung diluar bidang pembebanan.

K7.5.7.1

Segments Fully or Partially Restrained at Both Ends

K7.5.7.1

Segmen yang Tertahan Penuh atau Sebagian pada Kedua Ujung

K7.5.7.1.1

Open Sections with Equal Flanges

K7.5.7.1.1

Penampang Terbuka dengan Flens Sama

i.

Segments of constant cross-section This is the most common case and applies to Isection members and channels. The member moment capacity may be reduced below the section moment capacity by the slenderness reduction factor aG which depends on the relative magnitudes of the section moment capacity MG of the gross-section and the elastic buckling moment Moa (Ref. 15). An equation is given for the elastic buckling moment Moa in terms of the properties of the gross cross-section and the effective length Le„ which depends on the twist and lateral rotation restraint conditions and the load height above the shear centre. Alternatively, the elastic buckling moment Moa may be determined by an elastic buckling analysis.

i.

Segmen dengan penampang melintang tetap Ini adalah kasus paling umum dan berlaku pada unsur penampang I dan kanal. Kapasitas momen unsur dapat dikurangi dibawah kapasitas momen penampang oleh faktor reduksi kelangsingan a, yang tergantung pada besaran relatif dari dari kapasitas momen penampang MG penampang penuh dan momen tekuk elastis Moa (Pust.15). Suatu rumus diberikan untuk momen tekuk elastis Moa dalam besaran penampang penuh dan panjang efektif Le , yang tergantung pada kondisi penahan puntir dan rotasi lateral dan tinggi beban diatas pusat geser. Sebagai alternatif, momen tekuk elastis Moa dapat ditentukan dengan analisis tekuk elastis.

The member moment capacity may be increased by the moment modification factor am.The use of this factor will often lead to significant economies, especially when there are rapid variations in the bending moment along the segment.

Kapasitas momen unsur dapat ditingkatkan dengan faktor modifikasi momen am. . Penggunaan faktor ini akan sering menuju pada penghematan, khusus bila terdapat variasi pesat dalam momen lentur sepanjang segmen.

Four different methods are permitted for approximating the moment modification factor. The simplest (and most conservative) is to use Om = 1, and the most complicated (and most accurate) is to use an elastic buckling analysis (clause 7.5.7.4).

Untuk cara berbeda diiiinkan agar memperkirakan faktor modifikasi momen. Paling mudah (dan paling konservatif) adalah menggunakan Om.m = 1, dan paling rumit (dan paling tepat) adalah menggunakan analisis tekuk elastis (pasal 7.5.7.4).

The second method provides approximations of high accuracy through the formulae of Table 7.4. It will be noted that the last three cases in this table correspond to segments which are cantilevered in the plane of loading, but fully or partially restrained out-of-plane at both ends. Segments which are unrestrained out-of-plane at one end are dealt with in Clause 7.5.7.2 and Table 7.5. For members with small distributed loads, such as self weight, these loads may be allowed for approximately by

Cara kedua mengadakan perkiraan dengan ketelitian tinggi melalui rumus dalam Tabel 7.4. Perlu diperhatikan bahwa ketiga kasus akhir dalam tabel tersebut sehubungan dengan segmen yang dikantilever dalam bidang pembebanan, tetapi penuh atau sebagian tertahan diluar-bidang pada kedua ujung. Segmen yang tidak tertahan diluar-bidang pada satu ujung dibahas dalam Pasal 7.5.7.2 dan Tabel 7.5. Untuk unsur dengan pembagiari beban kecil, seperti berat sendiri, beban

K7 - 19

ii.

adding their moment effect to the maximum moment caused by the primary loads without changing the calculated value of Om.

tersebut dapat diijinkan dengan perkiraan menambah pengaruh momennya pada momen maksimum akibat beban utama tanpa mengubah nilai terhitung Om .

The third method allows a simple equivalent weighted average moment for the segment to be used. This covers a complete range of moment distributions, but sometimes is less accurate is less accurate than the second method.

Cara ketiga mengijinkan momen rata-rata ekivalen sederhana untuk segmen yang digunakan. Ini meliputi suatu batas variasi lengkap dari pembagian momen, tetapi kadangkadang kurang tepat dibanding cara kedua.

The first three of these methods of determining the moment modification factor are for shear centre loading, and the effects of loading above the shear centre must be accounted for separately, by modifying the effective length, using Clause 7.5.7.3.

Tiga cara pertama tersebut untuk penentuan faktor modifikasi momen adalah untuk pembebanan pusat geser,dan pengaruh pembebanan diatas pusat geser harus diperhitungkan terpisah, dengan modifikasi panjang efektif, menggunakan Pasal 7.5.7.3.

Segments of varying cross-section Stepped or tapered members may be designed conservatively by using the gross properties of the minimum cross-section, or more economically by using the gross properties of the critical crosssection and a reduction factor Ost which provides an approximation to the more accurate elastic buckling solutions (Refs 16-18). The reduction factor depends not only on the section properties at the minimum and critical cross-sections, but also on the length Lr of the segment over which the cross-section is reduced.

K7.5.7.1.2

I-Sections with Unequal Flanges

ii.

Segmen dengan penampang melintang berubah Unsur bertangga atau mengecil dapat direncanakan secara konservatif dengan menggunakan besaran penuh dari penampang melintang minimum, atau lebih ekonomis dengan menggunakan besaran penuh dari penampang melintang kritik dan suatu faktor reduksi Ost yang mengadakan perkiraan terhadap hasil tekuk elastis lebih tepat (Pust. 16-18). Faktor reduksi tidak hanya tergantung pada besaran penampang dipenampang melintang minimum dan kritik, tetapi juga pada panjang Lr dari segmen padamana penampang melintang dikurangi.

K7.5.7.1.2

Penampang I dengan Flens Tidak Sama

For monosymmetric I-section members, the elastic buckling capacity depends on the monosymmetry of the cross-section: a member whose larger flange is in tension has a greatly reduced member capacity. An approximation for the monosymmetry section property Bx is given, while some computer programs calculate both Bx and Yo. Simple approximations for the effects of monosymmetry have been developed (Ref. 19).

Untuk unsur penampang I monosimetrik, kapasitas tekuk elastis tergantung pada monosimetri dari penampang melintang:unsur dengan f lens lebih besar yang berada dalam tarik mempunyai kapasitas unsur yang sangat berkurang. Pendekatan untuk besaran penampang monosimetri Bx diberikan, sedang beberapa program komputer menghitung Bx dan Yo keduanya. Pendekatan sederhana untuk pengaruh monosimetri telah dikembangkan (Pust.19).

K7.5.7.1.3

K7.5.7.1.3

Angle Sections

Penampang Siku

Sub-clause 7.5.7.1.1.(a) may be used to design an equal leg angle bent about its major principal axis by using Iw = 0.

Ayat 7.5.7.1.1.(a) dapat digunakan untuk merencanakan suatu siku berkaki sama yang dilengkung terhadap sumbu dasar utama dengan menggunakan Iw = 0.

Although unequal leg angles bent about the major principal axis are really asymmetric and theoretically should be analysed for elastic buckling using the equations in Sub-clause 7.5.7.1.2, it seems likely that a sufficiently accurate answer would usually be obtained by using Sub-clause 7.5.7.1.1.(i).

Walaupun siku berkaki tidak sama yang dilengkung terhadap sumbu dasar utama adalah sungguhsungguh asimetrik dan teoritik harus dianalisa untuk tekuk elastis dengan menggunakan rumus dalam ayat 7.5.7.1.2, rupanya jawaban yang cukup tepat akan umumnya diperoleh dengan menggunakan ayat 7.5.7.1.1.(i).

K7 - 20

An angle which is bent in one of the planes of its legs is bent in a non-principal plane, and must be designed using Article 7.5.8.

Suatu siku yang dilengkung dalam satu bidang kakinya adalah dilengkung dalam bidang tidak utama, dan harus direncanakan sesuai Artikel 7.5.8.

K7.5.7.1.4

K7.5.7.1.4

Hollow Sections

Penampang Berongga

Because rectangular hollow section members have very high torsional rigidities J, they rarely buckle laterally, except for extreme sections with Ix, much less than Iy or when the load acts far above the shear centre. An approximate slenderness limit for hollow section segments which may be considered to have full lateral restraint is given in Sub-clause 7.5.4.2.4. The elastic buckling of hollow section segments without full lateral restraint may be evaluated using Sub-clause 7.5.7.1.1(i) with Iw taken as zero.

Karena unsur penampang persegi berongga mempunyai kekakuan puntir sangat tinggi J, mereka jarang menekuk lateral, kecuali untuk penampang ekstrim dengan Ix, jauh lebih kecil dari Iy , atau bila beban bekerja jauh diatas pusat geser. Perkiraan batas kelangsingan untuk segmen penampang berongga yang dapat dianggap mempunyai penahan lateral penuh diberikan dalam ayat 7.5.4.2.4. Tekuk elastis dari segmen penampang berongga tanpa penahan lateral penuh dapat dievaluasi dengan menggunakan ayat 7.5.7.1.1.(i) dengan mengambil Iw sebesar nol.

Similar comments also apply to circular hollow sections

Keterangan serupa juga berlaku untuk penampang bulat berongga.

K7.5.7.2

K7.5.7.2

Segments Unrestrained at One End

Segmen Tidak Tertahan pada Satu Ujung

Segments unrestrained at one end are usually cantilevered in the plane of loading, and have their free ends unrestrained against lateral deflection and twist rotation out of the plane of loading. It is also possible that one end of a segment may be supported in-plane on a skate so that it is unrestrained out of plane.

Segmen tidak tertahan pada satu ujung adalah umumnya dikantilever dalam bidang pembebanan, dan mempunyai ujung bebas yang tidak tertahan terhadap lendutan lateral dan rotasi puntir diluar bidang pembebanan. Juga mungkin bahwa satu ujung segmen dapat didukung dalam bidang pada keadaan demikian sehingga tidak tertahan diluar bidang.

The simple rules given apply only to segments which are restrained at the support both against rigid body twist rotations about the segment longitudinal axis, and against rigid body lateral rotations out of the plane of loading.

Aturan sederhana yang diberikan hanya berlaku untuk segmen yang tertahan pada pendukung terhadap rotasi puntir dari badan kaku melalui sumbu memanjang segmen, dan terhadap rotasi lateral dari badan kaku diluar bidang pembebanan.

Segments which are not so restrained, such as some double cantilevers, or segments coped at the support, do not easily satisfy the format of the elastic buckling capacity given in Sub-clause 7.5.7.1.1(i) (Ref. 20). These segments may be designed by the method of buckling analysis (Clause 7.5.7.4.)

Segmen yang tidak tertahan demikian, seperti beberapa kantilever ganda , atau segmen bersama pada pendukung, tidak mudah memenuhi format kapasitas tekuk elastis yang diberikan dalam ayat 7.5.7.1.1.(i) (Pust.20). Segmen tersebut dapat direncanakan dengan cara analisis tekuk (ayat 7.5.7.4).

K7.5.7.3

K7.5.7.3

Effective Length

This clause provides an approximate equation for the effective length Le of the segment which incorporates factors to allow for the end restraints against twist rotations, for the height of the load above the shear centre, and for any end restraints against lateral rotations out of the plane of loading. These latter restraints are often ineffective because any element providing the restraint usually has low geometrical stiffness which is reduced by any destabilizing loads carried by it. Because of this, Sub-clause 7.5.5.3.4. is referenced to ensure that

Panjang Efektip

Ayat ini menyediakan rumus perkiraan untuk panjang efektif segmen Le yang mencakup faktor agar mengijinkan penahan ujung terhadap rotasi puntir, untuk tinggi beban diatas pusat geser, dan untuk tiap penahan ujung terhadap rotasi lateral diluar bidang pembebanan. Penahan belakangan ini sering tidak efektif karena tiap elemen yang mengadakan penahan umumnya mempunyai kekakuan geometrik rendah yang terkurangi oleh tiap beban destabilisasi yang dipikulnya. Karena ini, ayat 7.5.5.3.4 dikutip agar menjamin bahwa penahan demikian tidak

K7 - 21

such a restraint is effective before it can be allowed for.

efektif sebelum dapat diijinkan.

The effective length factors use a basic value of 1 .0 Partial torsional restraint is accounted for by increasing the factor by appropriate multiples of (dw/L)(tf/2tw)3 (Ref. 21). This factor will usually be close to 1.0, except for long shallow beams with very thick flanges and very thin webs. The approximate effective length factor of 1.4 for within segment gravity loads at the top flange allows for the destabilizing effects of this type of loading by comparison with shear centre loading, as does the value of 2.0 used for top flange loads at the free ends (U) of cantilevers which are restrained and their supports against out-of-plane twisting and rotation. For uplift loads such as those caused by wind loading, the critical loading position is at the bottom flange instead of the top.

Faktor panjang efektif menggunakan nilai dasar sebesar 1 .0. Penahan puntir parsial diperhitungkan dengan meningkatkan faktor oleh perkalian sesuai sebesar (dw/L)(tf/2tw)3 (Pust.21). Faktor tersebut umumnya akan mendekati 1.0, kecuali untuk balok dangkal yang panjang dengan flens sangat tebal dan pelat badan sangat tipis. Faktor panjang efektif sesuai sebesar 1.4 untuk beban gravitas dalam segmen pada flens atas mengijinkan untuk pengaruh destabilisasi dari jenis pembebanan tersebut dibandingkan dengan pembebanan pusat geser, seperti pada nilai 2.0 yang digunakan untuk beban flens atas diujung bebas (U) kantilever yang tertahan pada pendukung terhadap puntir dan rotasi diluar bidang. Untuk beban angkat seperti yang disebabkan oleh pembebanan angin, kedudukan pembebanan kritik berada pada flens bawah dan bukan flens atas.

The lateral rotation restraint factors of 0.85 and 0.70 are for values of intermediate stiffness, and are based on the closed form solution reported in Ref. 12. The theoretical limiting values for rigid restraints are 0.7 approximately and 0.5, as for compression members.

Faktor penahan rotasi lateral sebesar 0.85 dan 0.70 adalah untuk nilai kekakuan menengah, dan adalah berdasarkan solusi bentuk tertutup yang dilaporkan dalam Pustaka 12. Nilai batas teoritik untuk penahan kaku adalah kurang lebih 0.7 dan 0.5, seperti untuk unsur tekan.

K7.5.7.4

K7.5.7.4

Design by Buckling Analysis

Rencana Tekuk

dengan

Analisis

The method of design by buckling analysis provides an alternative to the method given in Clauses 7.5.7.1 and 2. Although it is not as simple to use, it is of much wider application. It is most likely to be used when it is desirable to have a more accurate prediction of the buckling capacity, as when designing critically important members, in repeated applications of a single design, when assessing an existing member, or when establishing reasons for failure.

Cara perencanaan dengan analisis tekuk menyediakan alternatif untuk cara yang diberikan dalam Pasal 7.5.7.1 dan 2. Walaupun ini tidak sederhana dalam penggunaan, ini mempunyai kegunaan lebih luas. Paling mungkin ini digunakan bila diinginkan suatu perkiraan kapasitas tekuk lebih tepat, seperti bila merencana unsur kritik serta penting, dalam pemakaian perencanaan tunggal yang berulang, pada pendekatan unsur lama, atau bila menentukan sebab keruntuhan.

The method generally requires the use of the results of an elastic buckling analysis determined by specialized computer programs (Refs 22,23).

Cara tersebut umumnya perlu menggunakan hasil analisis tekuk elastis yang ditentukan oleh program komputer khusus (Pust.22,23).

The results of the elastic buckling analysis may be used to determine the elastic buckling moment Mob at the most critical section in the complete member, and thence to find the value of Moa to be used in determining the slenderness reduction factor 0s of Sub-clause 7.5.7.1.1.(1). For this purpose, the moment modification factor Om may be taken as 1.0 for members in- near uniform bending, which is conservative. More generally, advantage may be taken of the increased buckling capacity of a member with moment gradient by calculating an approximate value of the moment modification factor Om from the results of elastic buckling analyses.

Hasil analisis tekuk elastis dapat digunakan untuk menentukan momen tekuk elastis Mob pada potongan paling kritik dalam unsur lengkap, dan kemudian mencari nilai Moa yang digunakan dalam penentuan faktor reduksi kelangsingan 0s dari ayat 7.5.7.1.1(i). Untuk maksud tersebut, faktor modifikasi momen Om dapat diambil sebesar 1.0 untuk unsur dengan pembebanan hampir merata, yang adalah konservatif. Lebih umum, dapat diambil keuntungan dari kapasitas tekuk meningkat dari unsur dengan gradien momen oleh perhitungan nilai perkiraan faktor modifikasi momen Om dari hasil analisis tekuk elastis.

K7 - 22

K7.5.8 BENDING IN A NON - PRINCIPAL PLANE

K7.5.8 LENTUR DALAM BIDANG TIDAK UTAMA

This clause applies to the common use of angle section members, channels and zeds as purlins and girts. Two different situations commonly arise, depending on whether the sheeting or other elements connected to the member are effective or not in preventing deflection in the plane of the sheeting. The clause also covers the general case of biaxial bending of members in which the resultant moment does not act in a principal plane.

Pasal ini berlaku untuk penggunaan umum dari unsur penampang siku, kanal dan balok gording. Timbul dua keadaan berbeda, tergantung apakah lapis penutup atau elemen lain yang dihubungkan pada unsur adalah efektif atau tidak dalam mencegah lendutan dalam bidang lapis penutup. Pasal ini juga mencakup kasus umum dari lenturan biaksial dari unsur padamana momen resultanta tidak bekerja dalam bidang utama.

K7.5.8.1

K7.5.8.1

Deflections Constrained to a Non-principal Plane

Lendutan Terbatas Bidang Tidak-Utama

pada

When deflections are constrained to occur in particular plane, then the resulting moment acting is the vector sum of the free moment exerted by the applied loads and the constraining moment exerted by the restraining elements. The constraining moment may be evaluated by a rational method (e.g. elastic analysis) by constraining the deflection to occur in the specified plane (Ref. 24).

Bila lendutan dibatasi untuk berada dalam bidang tertentu, maka momen yang dihasilkan adalah jumlah vektor dari momen bebas akibat beban yang bekerja dan momen menahan akibat elemen penahan. Momen menahan dapat dievaluasi secara rasional (misalnya analisis elastis) dengan membatasi lendutan sehingga terjadi dalam bidang yang ditentukan (Pust.24).

Because of the deflection constrains, there is no possibility of any lateral buckling effects, and the moment capacity is controlled by the section moment capacity. Thus the calculated principal axis moments are required to satisfy the biaxial bending section capacity requirement of Clause 7.10.4.4.

Karena lendutan tertahan, tidak ada kemungkinan terjadinya pengaruh tekuk lateral, dan kapasitas momen dikendalikan oleh kapasitas momen penampang. Jadi momen sumbu dasar terhitung diperlukan untuk memenuhi syarat kapasitas lentur biaksial penampang dari Pasal 7.10.4.4.

K7.5.8.2

K7.5.8.2

Deflections Unconstrained

Lendutan Tidak Dibatasi

When the deflections are unconstrained, then the principal axis moments can be determined by elastic analyses of the bending in each principal plane. For short span members, the moment capacity will be controlled by the section moment capacity, and so the biaxial bending section capacity requirement of Clause 7.10.4.4 is invoked. For long span members, lateral buckling effects will be important, and so the biaxial bending member capacity requirement of Clause 7.10.5.4. is involved.

Bila lendutan tidak dibatasi, maka momen sumbu dasar dapat ditentukan oleh analisis elastis dari lenturan dalam tiap bidang dasar. Untuk unsur bentang pendek, kapasitas momen akan dikendalikan oleh kapasitas momen penampang, dan demikian syarat kapasitas lentur biaksial penampang dari Pasal 7.10.4.4 berlaku. Untuk unsur bentang panjang, pengaruh tekuk lateral akan menjadi penting, dan demikian kapasitas lentur biaksial unsur dari Pasal 7.10.5.4 yang berlaku.

One common example where an unconstrained member is bent in a non-principal plane is that of a crane runway girder which is to be designed for both vertical forces and lateral forces acting above the top flange. In this case the lateral forces induce both minor axis bending and torsion in the girder. The Code gives no guidance for designing against torsion.

Satu contoh umum dimana unsur yang tidak tertahan dilengkungkan dalam bidang tidak dasar adalah suatu gelagar jalur keran yang direncanakan untuk gaya vertikal dan lateral yang bekerja diatas flens atas. Dalam hal ini gaya lateral menyebabkan lenturan sumbu tidak utama dan puntir dalam gelagar. Peraturan tidak memberikan pedoman untuk perencanaan terhadap puntir.

In the case of a crane runway girder, it is suggested that each lateral force be replaced by statically equivalent lateral forces acting at the shear centres of the top and bottom flanges, and that the minor axis bending of these (in their own planes) be analysed independently. It is further suggested that the crane runway girder be designed by adapting Clauses 7.10.4.4 and 7.10.5.4 twice, once for each

Dalam kasus gelagar jalur keran, disarankan agar tiap gaya lateral diganti oleh gaya lateral statik ekivalen yang bekerja pada pusat geser dari flens atas dan bawah, dan bahwa lenturan sumbu tidak utama dari yang disebut diatas (dalam bidang mereka sendiri) dianalisa secara tidak tergantung satu sama lain. Kemudian disarankan agar gelagar jalur keran direncanakan dengan mengambil Pasal

K7 - 23

flange. In these adaptations, the girder major axis terms should remain unchanged, but the minor axis girder terms should be replaced by corresponding terms for the appropriate flange (assuming it to be braced by the girder web against buckling in the vertical plane).

7.10.4.4 dan 7.10.5.4 dua kali, sekali untuk tiap flens. Dalam anggapan ini, bagian dengan sumbu utama gelagar tetap tidak berubah, tetapi bagian dengan sumbu tidak utama gelagar harus diganti oleh bagian sehubungan flens yang sesuai (menganggap ini terikat oleh badan gelagar terhadap tekuk dalam bidang vertikal).

K7.5.9 SEPARATORS AND DIAPHRAGMS

K7.5.9 PEMISAH DAN DIAFRAGMA

This clause gives the requirements for separators and diaphragms when either of these two methods is used to connect individual components together so as to form a single member.

Pasal ini memberikan syarat untuk pemisah dan diafragma bila salah satu dari dua cara digunakan untuk menghubungk an komponen tersendiri bersama sehingga membentuk unsur tunggal.

K7.5.10 DESIGN OF WEBS

K7.5.10 PERENCANAAN BADAN

K7.5.10.1

K7.5.10.1

General

Umum

No commentary.


K7.5.10.2

K7.5.10.2

Definitions of Web Panel

Definisi Panel Badan

Definitions are included of the longitudinal panel dimension s, and the clear transverse panel dimension d,. Clarification of what constitutes an edge of a web panel is given in this clause.

Definisi dimasukan untuk dimensi memanjang panel s, dan dimensi melintang bersih panel d, . Penjelasan apa yang membentuk ujung dari panel badan diberikan dalam pasal ini.

K7.5.10.3

K7.5.10.3

Minimum Thickness of Web Panel

Tebal Minimum Panel Badan

A web thinner than that given by the clause is permitted, provided that it can be justified by a rational analysis which incorporates both stiffness (deflection) and strength (yielding and buckling) considerations. Guidance for this analysis is given in Ref. 25.

Badan lebih tipis dari yang diberikan oleh pasal ini diijinkan, dengan syarat bahwa dapat dibenarkan oleh analisis rasional yang mencakup pertimbangan kekakuan (lendutan) dan kekuatan (leleh dan tekuk). Pedoman untuk analisis tersebut diberikan dalam Pustaka 25.

K7.5.11 ARRANGEMENT OF WEBS

K7.5.11 RANCANGAN BADAN

K7.5.11.1

K7.5.1 1.1

Unstiffened Webs

Badan Tidak Diperkaku

This clause is based on the bending resistance of a web (Ref.3). The effects of flanges on the local behaviour of the web in bending have been studied in detail in Ref. 8. The limits given in this clause are greater than the web bending yield limits of Table 7.3, and allow for the restraining actions of the flanges on the web. Note, however, that the bending capacity of a web with (d1/tw)(fY/250) 115 will be reduced by the section capacity requirements of Clause 7.5.3.4.

Pasal ini adalah berdasarkan ketahanan lentur dari pelat badan (Pust.3). Pengaruh flens pada perilaku setempat dari pelat badan dalam lentur telah diteliti dalam Pustaka 8. Batas-batas yang diberikan dalam pasal ini adalah lebih besar dari batas leleh lentur pelat badan dalam Tabel 7.3 dan mengijinkan untuk aksi penahan dari flens pada pelat badan. Perhatikan, bagaimanapaun, bahwa kapasitas lentur pelat badan dengan (d1/tw)(fY/250) < 115 akan dikurangi oleh syarat kapasitas penampang dari Pasal 7.5.3.4.

The limit for a web with a free edge is based on the assumption that the flange is in compression and the free edge of the web is in tension. The results of research in Ref. 26 show that in the unlikely event

Batas untuk pelat badan dengan ujung bebas adalah berdasarkan anggapan bahwa flens berada dalam tekan dan ujung bebas dari pelat badan berada dalam tarik. Hasil penelitian dalam Pustaka 26

K7 - 24

that the free edge is in compression, then a thickness of (d1/90)(fY/250) will not allow the full bending strength of the web to be developed, and the provisions of this clause will be unconservative. However, the bending capacities of webs with (d1/tw)(fY/250) 22 will be reduced by the section capacity requirements of Clause 7.5.3.4.

menunjukan bahwa dalam kejadian tidak lajim dimana ujung bebas berada dalam tekan, maka ketebalan sebesar (d1/90)(fY/250) tidak akan mengijinkan perkembangan kekuatan lentur penuh dari badan, dan syarat pasal ini akan menjadi tidak aman. Bagaimanapun, kapasitas lentur pelat badan dengan (d1/tw)(fY/250) < 22 akan dikurangi oleh syarat kapasitas penampang dari Pasal 7.5.3.4.

K7.5.11.2

K7.5.11.2

Maximum Web Panel Dimension

Dimensi Maksimum Panel Badan

No commentary.


K7.5.11.3

K7.5.11.3

Load Bearing Stiffeners

Pengaku Tumpuan

Penahan

Beban

Load bearing stiffeners are provided to transfer concentrated bearing loads or reactions which would otherwise lead to web yielding or buckling, or when an end post needs to be provided to anchor the tension field action in a transversely stiffened web.

Pengaku penahan beban tumpuan diadakan untuk menyalurkan beban tumpuan terpusat atau reaksi yang tanpa pengaku tersebut menyebabkan pelelehan pelat badan atau tekuk, atau bila suatu penahan ujung perlu diadakan untuk menjangkar aksi lapangan tarik dalam badan yang diperkaku arah melintang.

K7.5.11.4

K7.5.11.4

Side Reinforcing Plates

Pelat Penguat Sisi

If side reinforcing plates are used, then proper account must be taken of any lack of symmetry caused by placing the side reinforcing plate on one side only of the web. A shear flow analysis such as that described in Ref. 3 may need to be undertaken to calculate the horizontal shear which is to be transmitted through the fasteners to the web and to the flanges.

Bila pelat penguat sisi digunakan, maka harus diperhitungkan setiap kekurangan simetri yang disebabkan oleh penempatan pelat penguat sisi pada hanya satu sisi pelat badan. Analisis alir geser seperti yang diuraikan dalam Pustaka 3 perlu dibuat untuk menghitung geser horisontal yang akan diteruskan melalui pengencang pada pelat badan dan flens.

K7.5.1 1.5

K7.5.11.5

Transversely Stiffened Webs

Badan Diperkaku Melintang

Arah

This clause allows smaller thickness than does Clause 7.5.11.1 for unstiffened webs, and takes into account the stiffening effects of transverse stiffeners. It can be shown that (d1/tw)(fY/250) is limited to 200 or less when s/d1 is between 1 and 3, but this limit becomes 270 for s/d1 > 0.741. The limit of 270 is derived from experiments which show unfavourable results for webs whose slendernesses are greater than this value (Ref. 27).

Pasal ini mengijinkan ketebalan lebih kecil daripada pasal 7.5.11.1 untuk pelat badan yang tidak diperkaku, dan memperhatikan pengaruh perkakuan dari pengaku melintang. Dapat ditunjukan bahwa (d1/tw)(fY/250) dibatasi sampai 200 atau kurang bila s/d1 berada antara 1 dan 3, tetapi batas ini menjadi 270 untuk s/d1 > 0.741. Batas 270 telah diturunkan dari percobaan yang menunjukan hasil kurang baik untuk pelat badan dimana kelangsingannya lebih besar dari nilai ini (Pust.27).

If transverse stiffeners are placed at spacing greater than 3d1, then the tension field action on which the increased shear resistance of the web is based is ineffective. Because of this, such a web is considered as being unstiffened transversely, and the design capacity is based on the elastic buckling capacity, as given by Clause 7.5.12.6.

Bila pengaku melintang ditempatkan pada jarak lebih dari 3d1 , maka aksi lapangan tarik padamana tahanan geser pelat badan yang meningkat didasarkan menjadi tidak efektif. Karena ini, pelat badan demikian dipertimbangkan sebagai tidak diperkaku dalam arah melintang, dan kapasitas rencana didasarkan pada kapasitas tekuk elastis, seperti diberikan dalam pasal 7.5.12.6.

K7 - 25

K7.5.11.6

Webs with Longitudinal and Transverse Stiffeners

K7.5.11.6

Badan dengan Pengaku Memanjang dan Melintang

Longitudinal stiffeners increase the bending capacity of a web (Ref.8). Longitudinally stiffened webs must also be stiffened transversely.

Pengaku memanjang meningkatkan kapasitas lentur pelat badan (Pust.8). Pelat badan yang diperkaku dalam arah memanjang juga harus diperkaku dalam arah melintang.

Only one longitudinal stiffener is required when (d1/tw)(fY/250) < 250 in webs for which s/d, is between 1 and 2.4. It is placed at a distance of 0.2d2 from the compression flange, where the bending buckling deformations are high (Ref.7).

Hanya satu pengaku melintang diperlukan bila (d1/tw)(fY/250) < 250 dalam pelat badan untuk mana s/d, adalah antara 1 dan 2.4. Ini ditempatkan pada jarak sebesar 0.2d2 dari flens tekan, dimana perubahan bentuk tekuk lentur adalah tinggi (Pust.7).

For a web with slenderness greater than the single longitudinal stiffener provisions, an additional longitudinal stiffener is required at the neutral axis, in which case the web slenderness limit increases to (d1/tw)(fY/250) < 400.

Untuk pelat badan dengan kelangsingan lebih besar dari pengadaan pengaku memanjang tunggal, diperlukan pengaku memanjang tambahan pada sumbu netral, dalam hal mana batas kelangsingan pelat badan meningkat sampai (d1/tw)(fY/250) < 400.

K7.5.11.7

K7.5.11.7

Openings in Webs

Rongga dalam Badan

In most cases, webs with openings will satisfy the limits of (i) and (ii) of this clause.

Dalam kebanyakan kasus, pelat badan dengan rongga akan mempunyai batas dari (i) dan (ii) dalam pasal ini.

For webs which do not, stiffened opening are required. The design of members with stiffened openings and castellated members may be based on published data. While there have been many research findings on openings in webs in the last few decades, most of them relate to working stress design. However, the recommendations of Ref. 28 are in an ultimate strength format, and may be used for limit state design, provided a strength reduction factor of 0.9 is used. A list of references on research work carried out prior to 1973 is given in Ref. 29.

Untuk pelat badan yang tidak memenuhi, diperlukan rongga diperkaku. Perencanaan unsur dengan rongga diperkaku dan unsur kastelasi dapat didasarkan pada data yang dipublikasi. Telah terdapat banyak penemuan penelitian untuk rongga dalam pelat badan selama beberapa puluh tahun akhir ini, kebanyakan berkaitan dengan perencanaan tegangan kerja. Bagaimanapun, anjuran dari Pustaka 28 berada dalam format kekuatan ultimate, dan dapat digunakan untuk perencanaan keadaan batas, dengan syarat bahwa digunakan faktor reduksi kekuatan sebesar 0.9. Daftar pustaka untuk pekerjaan penelitian yang dilalukan sebelum 1973 diberikan dalam Pustaka 29.

K7.5.12 SHEAR STRENGTH OF WEBS

K7.5.12 KEKUATAN GESER BADAN

K7.5.12.1

K7.5.12.1

General

Umum

This clause provides the general inequality for shear design.

Pasal ini mengadakan ketidaksamaan umum untuk perencanaan geser.

K7.5.12.2

K7.5.12.2


Rencana Ultimate

Keadaan

Batas

The strength reduction factor of 0.9 was obtained from the calibration studies of Ref. 30.

Faktor reduksi kekuatan sebesar 0.9 diperoleh dari studi kalibrasi dalam Pustaka 30.

The shear yield strength will govern the design of web panels with (d1/tw)(fY/250) < 82. The yield strength is also used in determining the capacity of more slender web panels.

Kekuatan geser leleh akan menentukan perencanaan panel badan dengan (d1/tw)(fY/250) < 82. Kekuatan leleh juga digunakan dalam menentukan kapasitas dari panel badan yang lebih langsing.

K7 - 26

The shear yield strength is based on the yield stress of the web in shear (fY/ 3 = 0.6 fY) and an approximate shear shape factor of 1.04.

Kekuatan geser leleh adalah berdasarkan tegangan leleh pelat badan dalam geser (fY/ 3 = 0.6 fY) dan suatu perkiraan faktor bentuk geser sebesar 1.04.

For circular hollow sections, the approximate shear yield stress 0.6 fY is multiplied by 0.6 times the effective area Ac so that the shear yield strength corresponds approximately to the fully plastic strength of the crosssection.

Untuk penampang bulat berongga, perkiraan tegangan leleh geser sebesar 0.6 fY dikali dengan 0.6 kali luas efektif Ac sedemikian hingga kekuatan geser leleh kurang lebih sesuai dengan kekuatan plastis penuh dari penampang melintang.

K7.5.12.3

K7.5.12.3


Rencana Tegangan Kerja

No commentary.


K7.5.12.4

K7.5.12.4

Approximately Uniform Shear Stress Distribution

Pembagian Tegangan Merata Perkiraan

Geser

In most-section members, the ratio fvm/fva of the maximum and average shear stresses is less than 1.1, and the shear stress distribution in the web may be considered to be uniform. The uniform shear capacity Vv is given by the shear yield capacity Vw of Clause 7.5.12.6 for webs for which (dp/tw)] (fy /250) < 82, which yield before local buckling. On the other hand, if the dp/tw ratio exceeds this limit, the web will buckle elastically before yielding. If such as a web is unstiffened, then Sub-clause 7.5.12.6.1 applies, while Subclause 7.5.12.6.2. is used for stiffened webs.

Pada kebanyakan penampang unsur, rasio fvm/fva, dari tegangan geser maksimum dan rata-rata adalah kurang dari 1.1, dan pembagian tegangan geser dalam pelat badan dapat dianggap merata. Kapasitas geser merata V, diberikan oleh kapasitas geser leleh Vv dari pasal 7.5.12.6 untuk pelat badan dimana (dp/tw)] (fy /250) < 82, yang leleh sebelum menekuk setempat. Dilain pihak, bila rasio d,/tw melebihi batas tersebut, pelat badan akan menekuk elastis sebelum leleh. Bila suatu pelat badan tidak diperkaku, maka ayat 7.5.12.6.1 berlaku, sedang ayat 7.5.12.6.2 digunakan untuk pelat badan diperkaku.

K7.5.12.5

K7.5.12.5

Non-uniform Distribution

Shear

Stress

Pembagian Tegangan Tidak Merata

Geser

This clause covers those sections for which Clause 7.5.12.4 does apply, such as rectangular sections, teesections, angle sections and some I-sections with unequal flanges, and should be used when the ratio fvm of the maximum and average elastic shear stresses is greater than 1.1. The equation given lies approximately halfway between the first yield limit of an elastic shear stress distribution, and the fully plastic condition.

Pasal ini mencakup penampang untuk mana pasal 7.5.12.4 berlaku, seperti penampang persegi, penampang T, penampang siku dan beberapa penampang I dengan flens tidak sama, dan harus digunakan bila rasio fvm dari tegangan geser elastis maksimum dan rata-rata adalah melebihi 1.1. Rumus yang diberikan berada kurang lebih ditengah antara batas Ieleh pertama dari suatu pembagian tegangan geser elastis, dan keadaan plastis penuh.

Calculations of elastic shear stresses can be made by the methods of analysis in Ref. 3, and solutions for some particular cases are given in Ref. 31. A computer method of determining elastic shear stresses is given in Ref. 32.

Perhitungan tegangan geser elastis dapat dibuat dengan cara analisis dalam Pustaka 3, dan solusi untuk beberapa kasus khusus diberikan dalam Pustaka 31. Cara komputer dalam penentuan tegangan geser elastis diberikan dalam Pustaka 32.

K7.5.12.6

Shear Buckling Strength

K7.5.12.6

Kekuatan Geser Tekuk

K7.5.12.6.1

Unstiffened Web

K7.5.12.6.1

Badan Tidak Diperkaku

The shear buckling capacity of an unstiffened web assumes no post local buckling capacity in shear, and is based on elastic buckling analyses such as those cited in Ref. 3.

Kapasitas geser tekuk dari pelat badan yang tidak diperkaku menganggap bahwa tidak ada kapasitas pasca-tekuk setempat dalam geser, dan adalah berdasarkan analisis tekuk elastis seperti yang disebut dalam Pustaka 3.

K7 - 27

K7.5.12.6.2

Stiffened Web

K7.5.12.6.2

Badan Diperkaku

The favourable effect of tension field action may be utilized when the web is provided with intermediate transverse stiffeners. In tension field design, the factor Oy, allows for the elastic buckling resistance, while the factor Od allows for the tension field component. For slender webs, the provision of transverse stiffeners significantly enhances the shear capacity of the web.

Pengaruh menguntungkan dari aksi bidang tarik dapat dimanfaatkan bila pelat badan diperlengkapi dengan pengaku melintang antara. Dalam perencanaan bidang tarik, faktor 0, mengijinkan ketahanan tekuk elastis, sedang faktor Od mengijinkan untuk komponen bidang tarik. Untuk pelat badan langsing, pengadaan pengaku melintang sangat mempertahankan kapasitas geser pelat badan.

The capacity of the web may be further enhanced by the rigidity of the flanges. The is allowed for by the introduction of the factor a, which depends on the ration

Kapasitas pelat badan dapat kemudian dipertahankan oleh kekakuan flens. Ini diijinkan dengan memasukan faktor a, , yang tergantung pada rasio kapasitas momen

of the plastic moment capacity of the flange (fyd1t

2 f

,/4) to

plastis flens (fyd1t

2 f

,/4) terhadap rasio pelat badan

that of the web (fyd1tw/4). Ref 25 gives some guidance on a rational analysis that can be used as an alternative to the provisions of Sub-clause 7.5.12.6.2. to calculate af.

((fyd1tw/4). Pustaka 25 memberikan petunjuk untuk analisis rasional yang dapat digunakan sebagai alternatif terhadap pengadaan ayat 7.5.12.6.2 untuk menghitung af.

The presence in a web of compression stresses caused by axial load decreases the shear capacity.

Terdapatnya tegangan tekan dalam pelat badan akibat beban aksial mengurangi kapasitas geser.

The design of intermediate transverse stiffeners is governed by Article 7.5.16.

Perencanaan pengaku melintang antara ditentukan oleh Artikel 7.5.16.

K7.5.13 INTERACTION OF SHEAR AND BENDING

K7.5.13 INTERAKSI GESER DAN LENTUR

K7.5.13.1

K7.5.13.1

General

Umum

When substantial bending actions are present, the shear capacity may be reduced, as for example at the interior supports of continuous beams. While the designer may use either the proportioning method of Clause 7.5.13.2, or the shear and bending interaction method of Clause 7.5.13.3, the proportioning method is more suitable for members with slender webs [(d1/tw)] (fy /250) > 82], and the interaction method more suitable for members with stocky webs (Ref.6).

Bila terdapat aksi lentur yang besar, kapasitas geser dapat berkurang, sebagai contoh pada perletakan antara dari balok menerus. Sedang perencana dapat menggunakan cara pembagian kekuatan dari ayat 7.5.13.2, atau cara interaksi geser dan lentur dari ayat 7.5.13.3, cara pembagian kekuatan lebih sesuai untuk unsur dengan pelat badan Iangsing [(d1/tw)] (fy /250) > 82] dan cara interaksi lebih sesuai untuk unsur dengan pelat badan kokoh (Pustaka 6).

K7.5.13.2

K7.5.13.2

Proportioning Method

The proportioning method is based on the assumption that the web shear capacity remains unchanged while the bending moment is less than the value which is sufficient to fully yield the flanges if they alone resisted the bending moment. In this case, the flanges, are designed of carry all of the bending moment, leaving the web free to carry all of the shear force. It is therefore necessary to base the member moment capacity on the nominal capacity of the lesser flange. In order to allow for the effects of flange local buckling, the compression flange area is reduced to the effective area while the tension flange area may be reduced by holes.

Cara Pembagian Kekuatan

Cara pembagian kekuatan adalah berdasarkan anggapan bahwa kapasitas geser pelat badan tetap tidak berubah sedang momen lentur adalah lebih kecil dari nilai yang cukup untuk sepenuhnya melelehkan flensflens bila mereka hanya menahan momen lentur. Dalam hal ini, flens direncanakan agar memikul seluruh momen lentur, meninggalkan pelat badan bebas untuk memikul semua gaya geser. Dengan demikian perlu untuk mendasarkan kapasitas momen unsur pada kapasitas nominal dari flens yang lebih kecil. Agar mengijinkan untuk pengaruh tekuk flens setempat, luas flens tekan dikurangi sampai luas efektif sedang luas flens tarik dapat dikurangi oleh lubang.

K7 - 28

K7.5.13.3

Shear and Bending Interaction Method

K7.5.13.3

Cara Interaksi Lentur

Geser

dan

This clause provides a semi-empirical equation which reduces the shear capacity Vvm when the design bending moment M* is greater than 0.75 Mb.

Pasal ini menyediakan rumus semi-empirik yang mengurangi kapasitas geser Vvm bila momen lentur rencana M* adalah lebih besar dari 0.75 Mb.

K7.5.14 COMPRESSIVE BEARING ACTION ON THE EDGE OF A WEB

K7.5.14 AKSI TEKANAN TUMPUAN PADA UJUNG BADAN

K7.5.14.1

K7.5.14.1

Dispersion of Force to Web

Penyebaran Gaya pada Badan

This clause defines the length bG of the stiff portion of flange under a bearing action R* (Figure 7.7), and the rate of dispersion of the bearing force through the flange to the flange-web junction (Figure 7.8).

Pasal ini menetapkan panjang bG dari bagian kaku flens pada aksi tumpuan R* (Gambar 7.7), dan laju penyebaran gaya tumpuan melalui flens sampai pertemuan flens-pelat badan (Gambar 7.8).

K7.5.14.2

Bearing Strength

K7.5.14.2

Kekuatan Tumpuan

K7.5.14.2.1


K7.5.14.2.1

Rencana Keadaan Batas Ultimate

This clause presents the general design inequality for bearing capacity. The two bearing limit states of yielding and buckling need to be checked separately. Yielding is considered in Sub-clause 7.5.14.2.2 and buckling is considered in Clause 7.5.14.3.

Pasal ini mengadakan ketidaksamaan rencana yang umum untuk kapasitas tumpuan. Kedua keadaan batas leleh dan tekuk tumpuan perlu diperiksa secara terpisah. Pelelehan dipertimbangkan dalam ayat 7.5.14.2.2 dan tekuk dipertimbangkan dalam ayat 7.5.14.3.

K7.5.14.2.2

K7.5.14.2.2

Bearing Yield Strength

Kekuatan Leleh Tumpuan

The yield bearing width bbf at the flange-web junction is obtained by the dispersion of Clause 7.5.14.1 and is shown in figure 7.7. The factor of 1.25 has been introduced because of the favourable redistribution of bearing stress in the web which takes place after yielding, and because of the benign nature of bearing failure which leads to local thickening in areas of high bearing stress.

Lebar leleh tumpuan bbf pada pertemuan flens-pelat badan diperoleh dengan penyebaran dari Pasal 7.5.14.1 dan ditunjukan dalam Gambar 7.7. Faktor 1.25 telah digunakan karena keuntungan penyebaran ulang dari tegangan tumpuan dalam pelat badan yang terjadi setelah pelelehan, dan karena sifat menguntungkan dari keruntuhan tumpuan yang menyebabkan penebalan setempat dalam daerah tegangan tumpuan tinggi.

K7.5.14.2.3

K7.5.14.2.3



No commentary.


K7.5.14.3

K7.5.14.3

Bearing Buckling Strength

Kekuatan Tekuk Tumpuan

For this clause, the web is considered as a compression member of height d1, breadth bb and thickness tw. The value of bb is obtained by a further dispersion at a slope of 1:1 of the bearing force through the web to the neutral axis.

Untuk pasal ini, pelat badan dianggap sebagai unsur tekan dengan tinggi d1 lebar bb dan tebal tw. Nilai bb diperoleh dengan penyebaran lebih lanjut pada kelandaian 1:1 dari gaya tumpuan melalui pelat badan sampai sumbu netral.

In calculating the slenderness ratio, it is assumed that the effective length factor kc is approximately equal to 0.7, which allows for the restraining effects of the flanges. The assumption leads to the slenderness ratio of 2.5 d1/tw given in the clause.

Dalam perhitungan rasio kelangsingan, dianggap bahwa faktor panjang efektif kc adalah kurang lebih sama dengan 0.7, yang mengijinkan untuk pengaruh penahan dari flens. Anggapan menuju pada rasio kelangsingan sebesar 2.5 d1/tw yang diberikan dalam

K7 - 29

pasal ini.

K7.5.15 DESIGN OF LOAD BEARING STIFFENERS

K7.5.15 PERENCANAAN PENGAKU PENAHAN BEBAN TUMPUAN

K7.5.15.1

K7.5.15.1

Requirements for Limit State Design

Ultimate

Persyaratan Rencana Keadaan Batas Ultimate

If the web alone does not meet the provisions of Clause 7.5.14.2, then load bearing stiffeners must be provided. The stiffened web is then designed for the yield (Clause 7.5.15.3) and the buckling (Clause 7.5.15.4) limit states.

Bila pelat badan sendiri tidak memenuhi syarat Pasal 7.5.14.2, maka pengaku penahan beban tumpuan harus diadakan. Pelat badan diperkaku kemudian direncanakan untuk keadaan batas leleh (pasal 7.5.15.3) dan tekuk (Pasal 7.5.15.4).

K7.5.15.2

K7.5.15.2

Requirements Stress Design

for

Working

Persyaratan Tegangan Kerja

No commentary.


K7.5.15.3

K7.5.15.3

Yield Strength

Rencana

Kekuatan Leleh

The total yield capacity is obtained by adding the stiffener yield capacity Asfys to the yield capacity of the web alone given in Clause 7.5.14.3.

Kapasitas leleh total diperoleh dengan menambah kapasitas leleh pengaku Asfys pada kapasitas leleh badan sendiri yang diberikan dalam Pasal 7.5.14.3.

K7.5.15.4

K7.5.15.4

Buckling Strength

Kekuatan Tekuk

The clause requires the web-stiffener combination to be designed as a compression member. The effective section of this combination consists of the stiffener, plus a length of web on either side of the stiffener centreline equal to the lesser of 17.5tw/(fy/250) and s/2, if available. If the stiffener is close to the end of the beam, then a reduced length of web should be used. The radius of gyration of the web-stiffener combination is obtained from its area and second moment of area about the web midplane.

Pasal ini mensyaratkan agar kombinasi pengakupelat badan direncanakan sebagai unsur tekan. Penampang efektif dari kombinasi ini terdiri dari pengaku, ditambah suatu panjang pelat badan pada tiap sisi garis pusat pengaku yang sama dengan nilai terkecil dari 17.5tw/(fy/250) dan s/2, bila ada. Bila pengaku berada dekat pada ujung balok, maka panjang pelat badan terkurangi harus digunakan. Jari-jari girasi dari kombinasi pengaku-pelat badan diperoleh dari luasnya dan momen kedua dari luas terhadap bidang tengah pelat badan.

The effective length for calculating the slenderness ratio is taken as 0.7d1 when both flanges are restrained against rotation in the stiffener plane. If either flange is not so restrained, the effective length is taken conservatively as 1.0 d1. In calculating the axial capacity, the column curve (Section 3) corresponding to Db = 0.5 should be used when the stiffener is welded to the web.

Panjang efektif untuk perhitungan rasio kelangsingan diambil sebesar 0.7 d1 bila kedua flens tertahan terhadap rotasi dalam bidang pengaku. Bila salah satu flens tidak tertahan demikian, panjang efektif diambil konservatif sebesar 1.0 d1. Dalam perhitungan kapasitas aksial, lengkung kolom (Bagian 3) yang berkaitan dengan Db = 0.5 harus digunakan bila pengaku dilas pada pelat badan.

K7.5.15.5

K7.5.15.5

Outstand of Stiffeners

This clause provides a limit to the stiffener outstand in order to ensure that the stiffener does not buckle locally before it can transmit its full squash load. This limit is the same as the local buckling yield limit given in Table 7.3.

Lebar Pengaku

Pasal ini mengadakan batas pada lebar bebas pengaku agar menjamin bahwa pengaku tidak menekuk setempat sebelum dapat menyalurkan beban tertekan sepenuhnya. Batas ini adalah sama seperti batas leleh tekuk setempat yang diberikan dalam Tabel 7.3.

K7 - 30

K7.5.15.6

Fitting of Load Bearing Stiffeners

K7.5.15.6

Pemasangan Pengaku Penahan Beban Tumpuan

Because the web is designed to carry some of the bearing load, the stiffener connections need only to be able to transmit the stiffener's share of the design bearing force R*. This share may be approximated by multiplying R* by the ratio of the stiffener area to the area of the effective section of the web and stiffener.

Karena pelat badan direncanakan untuk memikul sebagian beban tumpuan, hubungan pengaku hanya perlu mampu menyalurkan bagian pengaku.dari gaya tumpuan rencana R*. Bagian tersebut dapat diperkirakan dengan mengalikan R* dengan rasio dari luas pengaku terhadap luas penampang efektif pelat badan dan pengaku.

K7.5.15.7

K7.5.15.7

Design for Torsional End Restraint

Perencanaan Penahan Ujung untuk Puntir

When required to provide effective torsional restraint (Clause 7.5.5.3.2) at the support of a beam (so that the effective length factor Kr given in Table 7.8 can be taken as unity), then the load bearing stiffeners must possess a minimum stiffness. This clause requires that the load bearing stiffeners satisfy a stiffness limit as well as being designed for the yielding and buckling limit states of the webstiffener combination.

Bila perlu untuk mengadakan penahan puntir efektif (Pasal 7.5.5.3.2) pada perletakan balok (sehingga faktor panjang efektif Kr yang diberikan dalam Tabel 7.8 dapat diambil sebesar satu), maka pengaku penahan beban tumpuan harus memiliki kekakuan minimum. Pasal ini mensyaratkan bahwa pengaku penahan beban tumpuan memenuhi batas kekakuan dan juga direncanakan untuk keadaaan batas leleh dan tekuk dari kombinasi pengakupelat badan.

K7.5.16 DESIGN OF INTERMEDIATE TRANSVERSE WEB STIFFENERS

K7.5.16 PERENCANAAN PENGAKU BADAN MELINTANG ANTARA

Intermediate transverse web stiffeners may be provided to prevent local buckling of the web in shear, and must be provided when the factors av, a2 are used to calculate the shear capacity. In order to be effective, they require stiffness as well as strength.

Pengaku badan melintang antara dapat diadakan untuk mencegah tekuk setempat dari pelat badan dalam geser, dan harus diadakan bila faktor av, a2 digunakan untuk menghitung kapasitas geser. Agar menjadi efektif, mereka memerlukan kekakuan selain kekuatan.

K7.5.16.1

K7.5.16.1

General

Umum

Intermediate web stiffeners are often not connected to the tension flange, and need not be connected to the compression flange. It is permissible to provide stiffeners on one side of the web only, as long as the stiffness and strength criteria are met.

Pengaku badan antara sering tidak dihubungkan pada flens tarik, dan tidak perlu dihubungkan pada flens tekan. Adalah diperbolehkan untuk mengadakan pengaku pada hanya satu sisi badan, selama kriteria kekakuan dan kekuatan dipenuhi.

K7.5.16.2

Spacing

K7.5.16.2

Jarak Antara

K7.5.16.2.1

Interior Panels

K7.5.16.2.1

Panel Tengah

This clause refers to the maximum requirements of Clauses 7.5.11.5 and 7.5.11.6. Clause 7.5.11.5 requires that effective web stiffeners must be spaced closer than 3d1. When spaced farther apart, then the tension field on which the increased shear resistance of the web is based is ineffective.

Pasal ini menunjuk pada persyaratan maksimum dari Pasal 7.5.11.5 dan 7.5.11.6. Pasal 7.5.11.5 mensyaratkan bahwa pengaku badan efektif harus berjarak lebih dekat dari 3d1 . Bila jarak tersebut Iebih besar, maka bidang tarik padamana tahanan geser badan yang meningkat didasarkan adalah tidak efektif.

K7.5.16.2.2

K7.5.16.2.2

End Panels

An end post is required to anchor any unbalanced adjacent tension field in an end panel. The design of

Panel Ujung

Penahan ujung diperlukan untuk menjangkar tiap bidang tarik berdekatan yang tidak seimbang

K7 - 31

an end post (see Clause 7.5.16.9) in an end panel may be avoided by reducing the length s of the end panel so that the tension field action is not required. In this case Dd = 1.0.

kedalam suatu panel ujung. Perencanaan penahan ujung (lihat Pasal 7.5.16.9) dalam suatu panel ujung dapat dihindari dengan mengurangi panjang s dari panel ujung sehingga aksi bidang tarik tidak diperlukan. Dalam hal ini Dd = 1.0.

K7.5.16.3

K7.5.16.3

Minimum Area

Luas Minimum

This clause ensure that the stiffener has a yield capacity sufficient to transmit the force actions induced by the tension field. This minimum area rule must be used in conjunction with the buckling rule of Clause 7.5.16.4 and the minimum stiffness rule of Clause 7.5.16.5 for adequate stiffener design.

Pasal ini menjamin bahwa pengaku mempunyai kapasitas leleh memadai untuk menyalurkan aksi gaya yang timbul oleh lapangan tarik. Aturan luas minimum tersebut harus digunakan bersama dengan aturan tekuk dari Pasal 7.5.16.4 dan aturan kekakuan minimum dari Pasal 7.5.16.5 untuk perencanaan pengaku yang memadai.

K7.5.16.4

Buckling Strength

K7.5.16.4

Kekuatan Tekuk

K7.5.16.4.1

Ultimate Limit State Design Method

K7.5.16.4.1

Cara Rencana Ultimate

Because part of the applied shear is resisted by the elastic buckling capacity Vb of the web, the buckling design of the stiffener need only be carried out for the net R

tension field component (V* - R S sVb). The design R

Keadaan

Batas

Karena bagian dari geser yang bekerja ditahan oleh kapasitas tekuk elastis badan Vb perencanaan tekuk pengaku hanya perlu dilakukan untuk komponen R

lapangan tarik netto (V* - R S sVb). Perencanaan R

stiffener capacity K S Rsb is determined using the load

kapasitas

bearing stiffener provisions of Clause 7.5.15.2, but with an effective length of d1.

menggunakan syarat pengaku penahan beban tumpuan dari Pasal 7.5.15.2, tetapi dengan panjang efektif sebesar d1.

K7.5.16.4.2

K7.5.16.4.2

Working Stress Design Method

pengaku

ditentukan

dengan

Cara Rencana Tegangan Kerja

No commentary.


K7.5.16.5

K7.5.16.5

Minimum Stiffness

K S Rsb

Kekakuan Minimum

The intermediate stiffeners must have sufficient stiffness to ensure that a web buckling node is maintained at the stiffener-web junction. This is deemed to be achieved by satisfying the appropriate limit on the second moment of area of the stiffener about the web centreline.

Pengaku antara harus mempunyai kekakuan memadai agar menjamin bahwa titik buhul tekuk badan terpelihara pada pertemuan pengaku-pelat badan. Hal ini dianggap tercapai dengan memenuhi batas sesuai untuk momen kedua dari luas pengaku terhadap garis pusat badan.

K7.5.16.6

K7.5.16.6

Outstand of Stiffeners

Lebar Pengaku

The outstand width should be limited so that the stiffener will not buckle locally when it is required to carry the tension field contribution, which may be close to its squash load. The limit of Clause 7.5.15.3 for load bearing stiffeners is used, which is the same as the yield limit of Table 7.3.

Lebar bebas harus dibatasi sedemikian agar pengaku tidak menekuk setempat bila harus memikul bagian lapangan tarik, yang mendekati beban tertekannya. Batas Pasal 7.5.15.3 untk pengaku penahan beban tumpuan digunakan, yang sama dengan batas leleh dari Tabel 7.3.

K7.5.16.7

K7.5.16.7 Gaya Luar

External Forces

Intermediate stiffeners are often used as connection plates for incoming beams, and this clause provides

Pengaku antara sering digunakan sebagai penghubung untuk balok yang bersambung, dan

pelat

K7 - 32

safeguards against the reduction of the intended stiffening effect by the external forces transmitted. Undesirable performance is guarded against by satisfying both the stiffness and the strength requirements of the following clauses.

pasal ini mengadakan pengamanan terhadap pengurangan pengaruh perkakuan yang diharapkan akibat gaya luar yang disalurkan. Perilaku yang tidak diinginkan diamankan dengan memenuhi persyaratan kekakuan dan kekuatan dari pasal-pasal berikut.

K7.5.16.7.1

K7.5.16.7.1

Increase in Stiffness

Peningkatan Kekakuan

The stiffness provision requires an increase in the second moment of area when the actions produce shears and moments in the plane of the stiffener.

Pengadaan kekakuan memerlukan kenaikan dalam momen kedua dari luas bila aksi menghasilkan geser dan momen dalam bidang pengaku.

K7.5.16.7.2

K7.5.16.7.2

Increase in Strength

Peningkatan Kekuatan

The strength provision requires that the stiffener be designed as a load bearing stiffener, using Article 7.5.15.

Pengadaan kekuatan memerlukan bahwa pengaku direncanakan sebagai pengaku penahan beban tumpuan dengan menggunakan Artikel 7.5.15.

K7.5.16.8

K7.5.16.8

Connection of Intermediate Stiffeners to Web

Hubungan Pengaku Pada Badan

Antara

The shear flow calculated from this clause is used in the design for the connectors according to Subsection 12.

Aliran geser yang dihitung dengan pasal ini digunakan dalam perencanaan untuk penghubung sesuai Bab 12.

K7.5.16.9

K7.5.16.9

End Posts

Penahan Ujung

The requirement of an end post consisting of an end plate and adjacent load bearing stiffener is included in order. to anchor any unbalanced tension field action in the panel. The dimensions of the end plate are obtained from the area provision of the clause, and the load bearing stiffener must be designed in accordance with the requirements in Article 7.5.15 for load bearing stiffeners.

Keperluan penahan ujung yang terdiri dari pelat ujung dan pengaku penahan beban tumpuan berdekatan termasuk agar menjangkar tiap aksi lapangan tarik yang tidak seimbang kedalam panel. Dimensi pelat ujung diperoleh dari syarat luas dalam pasal, dan pengaku penahan beban tumpuan harus direncanakan sesuai syarat Artikel 7.5.15. untuk pengaku penahan beban tumpuan.

K7.5.17 DESIGN OF LONGITUDINAL WEB STIFFENERS

K7.5.17 PERENCANAAN PENGAKU BADAN MEMANJANG

The main function of longitudinal stiffeners is to allow increased web depths or decreased web thicknesses. However, the savings resulting from this may be offset by increased fabrication costs.

Fungsi utama dari pengaku memanjang adalah untuk mengijinkan tinggi pelat badan yang meningkat atau mengurangi tebal pelat badan. Bagaimanapun, penghematan yang dihasilkan dari ini dapat hilang karena biaya pabrikasi meningkat.

A full treatment of longitudinal web stiffeners is not given. Designers are referred to Refs 25, 26, and 33 for a discussion of the effects of longitudinal stiffeners on web bending capacity.

Uraian lengkap untuk pengaku memanjang pelat badan tidak diberikan. Perencana dapat melihat Pustaka 25, 26, dan 33 untuk membahas pengaruh pengaku memanjang pada kapasitas lentur pelat badan.

K7.5.17.1

K7.5.17.1

General

The clause requires that webs stiffened longitudinal have transverse stiffeners. If these are not necessary to increase the shear capacity, then they may be spaced at 3dp.

Umum

Pasal ini mensyaratkan bahwa pelat badan yang diperkaku memanjang memiliki pengaku melintang. Bila ini tidak perlu untuk menaikan kapasitas geser, maka mereka dapat berjarak antara sebesar 3 dp.

K7 - 33

K7.5.17.2

Minimum Stiffness

The requirements for the positioning of the longitudinal stiffeners and their stiff nesses are based on local buckling studies, as discussed in Refs 3,7, and 35.

K7.5.17.2

Kekakuan Minimum

Persyaratan untuk penempatan pengaku memanjang dan kekakuannya adalah berdasarkan studi tekuk setempat, seperti dibahas dalam Pustaka 3,7, dan 35.

K7 - 34

K7.6

COMPOSITE BEAMS

The text of Sub-section 7.6 Part 5 of British Standard Concrete and Composite should be referred to for reference.

has been taken directly from BS 5400 "Design of Steel, Bridges". That publication any explanation or further

K7.6

GELAGAR KOMPOSIT

Uraian dalam Bab 7.6 telah diambil langsung dari Bagian 5 British Standard BS 5400 "Design of Steel, Concrete and Composite Bridges". Publikasi tersebut harus dilihat untuk tiap penjelasan atau petunjuk lebih lanjut.

K7 - 35

K7.7

TRANSVERSE MEMBERS AND RESTRAINTS

No commentary.

K7.7

UNSUR DAN PENAHAN MELINTANG


K7 - 36

K7.8

COMPRESSION MEMBERS

K7.8

UNSUR TEKAN

Further information on the basis of the clauses is given Refs 1 to 5. The behaviour on which these clauses is based is described in textbooks such as Ref. 6. This commentary should be read in conjunction with such a textbook.

Keterangan lebih lanjut berdasarkan pasal-pasal diberikan dalam Pustaka 1 sampai 5. Perilaku padamana pasal ini didasarkan dijelaskan dalam buku seperti Pustaka 6. Penjelasan ini harus dibaca sehubungan buku tersebut.

K7.8.1 DESIGN METHOD

K7.8.1 Cara Perencanaan

Compression members have been traditionally designed for the stability (buckling) limit state. The Ultimate Limit State design method for compression members is merely a reformulation of this traditional method.

Unsur tekan telah umum direncanakan untuk keadaan batas stabilitas (tekuk). Cara rencana keadaan batas ultimate untuk unsur tekan merupakan suatu perumusan ulang dari cara umum tersebut.

K7.8.2 DESIGN FOR AXIAL COMPRESSION

K7.8.2 PERENCANAAN UNTUK TEKANAN AKSIAL

No comment.


K7.8.3 NOMINAL SECTION STRENGTH

K7.8.3 KEKUATAN NOMINAL PENAMPANG

K7.8.3.1

K7.8.3.1

General

Umum

The nominal section capacity NG is the strength of a short or stub column which cannot undergo overall member buckling. If such a column does not buckle locally before squashing, its nominal capacity is An fy, where An is the net area of the section. Provided that unfilled holes or penetrations on the crosssection are significantly small, the gross area may be used instead of the net area.

Kapasitas penampang nominal NG adalah kekuatan kolom pendek yang tidak dapat mengalami tekuk keseluruhan unsur. Bila kolom tersebut tidak menekuk setempat sebelum tertekan penuh, kapasitas momennya adalah An fy, dimana An adalah luas penampang bersih. Dengan syarat bahwa lubang tidak terisi atau penetrasi pada penampang cukup kecil, luas penuh boleh digunakan sebagai luas terhitung.

There is a significant class of columns composed of slender plate elements, and these will buckle locally before the squash load is reached. Because of this, the squash capacity An fy is modified by the local buckling form factor kf calculated according to Clause 7.8.3.2.

Terdapat kelas kolom berarti yang tersusun dari elemen pelat langsing, dan mereka akan menekuk setempat sebelum beban tertekan penuh dicapai. Karena hal tersebut, kapasitas tertekan penuh An fy dimodifikasi oleh faktor bentuk tekuk setempat kf yang dihitung sesuai Pasal 7.8.3.2.

K7.8.3.2

K7.8.3.2

Form Factor

The concept of using a form factor kf is discussed in Ref. 10. In order to calculate the form factor, it is necessary to obtain the effective area Ae. This is done by summing the effective areas of each of the elements which comprise the cross-section. Each of these elements has an effective width be which is calculated according to Clause 7.8.3.3, and a thickness equal to the actual thickness of the element.

Faktor Bentuk

Konsep penggunaan faktor bentuk kf dibahas dalam Pustaka 10. Untuk menghitung faktor bentuk, perlu diperoleh luas efektif Ae. Ini dilakukan dengan menjumlahkan luas efektif dari tiap elemen yang menyusun penampang melintang. Tiap elemen tersebut mempunyai lebar efektif be yang dihitung sesuai Pasal 7.8.3.3 dan tebal yang sama dengan tebal aktual elemen.

K7 - 37

K7.8.3.3

Effective Width

K7.8.3.3

Lebar Efektip

The concept of using an effective width to calculate the section capacity incorporating local buckling is wellknown, and is described in Ref. 6. The effective width be, of a plate element of width b is obtained by multiplying b by a reduction factor OTy/OT. Values of the yield slenderness limit OTy are given in Table 7.1 1, and are the same as the values given in Table 7.3, except for circular hollow sections. The values of OTy for flat elements depend on the number of supported edges, and on the residual stress category. A discussion of their derivation is given in publications such as Refs 11-13. For a circular hollow section, the effective diameter de used to obtain the effective area is obtained by reducing the outside 2 diameter de by the factor or (3OTy/OT) .

Konsep penggunaan lebar efektif untuk menghitung kapasitas penampang termasuk tekuk setempat telah diketahui, dan diuraikan dalam Pustaka 6. Lebar efektif b, dari elemen pelat dengan lebar b diperoleh dengan mengalikan b dengan faktor reduksi OTy/OT. Nilai batas kelangsingan leleh OTy diberikan dalam Tabel 7.1 1, dan adalah sama seperti nilai yang diberikan dalam Tabel 7.3, kecuali untuk penampang bulat berongga. Nilai OTy untuk elemen rata tergantung pada jumlah ujung terdukung, dan pada kategori tegangan sisa. Pembahasan penurunannya diberikan dalam publikasi seperti Pustaka 11-13. Untuk penampang bulat berongga, diameter efektif de yang digunakan untuk memperoleh luas efektif diperoleh dengan mengurangi diameter luar de dengan faktor (3OTy/OT)2.

The clause allows an enhanced effective width be to be used, which is dependent on the local buckling coefficient kb for the plate element. Values of kb may be obtained from computer programs such as that described in Ref. 14, or from tabulations or diagrams in texts such a Refs 3,6, and 15.

Pasal ini memperbolehkan agar digunakan lebar efektif tetap be yang tergantung pada koefisien tekuk setempat kb untuk elemen pelat. Nilai kb dapat diperoleh dari program komputer seperti yang diuraikan dalam Pustaka 14, atau dari tabel atau diagram dalam buku seperti Pustaka 3,6, dan 15.

A plate element supported along both edges with simple supports has a theoretical elastic local buckling coefficient kbo of 4.0 (Ref. 15). When a plate element is connected along its supported edges to other plate elements, its local buckling coefficient kb is greater than 4.0, then the effective width may be increased in accordance with this clause by multiplying by (kb/4.0). However, if kb is less than 4.0, the value of be to be used is b(OTy/OT).

Elemen pelat yang didukung sepanjang kedua ujung dengan perletakan sederhana mempunyai koefisien tekuk setempat elastis teoritik kbo sebesar 4.0 (Pust.15). Bila elemen pelat dihubungkan sepanjang ujung terdukung pada elemen pelat lain, koefisien tekuk setempat kb adalah lebih besar dari 4.0, demikian lebar efektif boleh dinaikan sesuai dengan pasal ini dengan mengalikan dengan(kb/4.0). Bagaimanapun, bila kb lebih kecil dari 4.0, nilai b, yang digunakan adalah b(OTy/OT).

A similar analysis is made for outstands, using kbo = 0,425, as described in Ref. 6.

Analisis serupa dibuat untuk pelat bebas diluar, dengan menggunakan kb = 0.425, seperti dijelaskan dalam Pustaka 6.

K7.8.3.4

K7.8.3.4

Plate Element Slenderness

Kelangsingan Elemen Pelat

The calculation of the plate element slenderness O is analogous to that for elements of members in bending (Sub-section 7.5), and incorporates the effect of the yield stress through the terms (fy/250) for circular hollow sections. The slendernesses are calculated for all plate elements in the cross-section, and these are then used to determine the effective widths of the plate elements used in the calculation of the effective area Ae. For circular hollow sections, the slenderness Oe is based on the outside diameter do of the section.

Perhitungan kelangsingan pelat O adalah analog dengan elemen unsur dalam lentur (Bab 7.5), dan mencakup pengaruh tegangan leleh melalui besaran (fy/250) untuk penampang bulat berongga. Kelangsingan dihitung untuk semua elemen pelat dalam penampang melintang, dan mereka kemudian digunakan untuk menentukan lebar efektif elemen pelat yang digunakan dalam perhitungan luas efektif Ae. Untuk penampang bulat berongga, kelangsingan Oe adalah berdasarkan diameter luar penampang do.

K7.8.4 NOMINAL MEMBER STRENGTH

K7.8.4 KEKUATAN NOMINAL UNSUR

K7.8.4. 1

K7.8.4.1

Definitions

A definition of the actual length of the compression member is given in order to calculate the effective length LT which is used in the capacity calculations.

Definisi

Definisi panjang aktual dari unsur tekan diberikan agar menghitung panjang efektif LT yang digunakan dalam perhitungan kapasitas.

K7 - 38

The geometrical slenderness ratio LT/r is used to calculate the nominal capacity Nc of the compression member based on buckling. For most structural members loaded in axial compression, buckling may take place about either principal axis, and it is therefore necessary to calculate the geometrical slenderness ratios (LT/r)y, about the principal x and y axes respectively. Note that for angle sections loaded in uniform compression, the radii of gyration rx and ry are taken about the principal axes, which are those inclined to the angle legs and not the axes parallel to the legs.

Rasio kelangsingan geometrik LT/r digunakan untuk menghitung kapasitas nominal Nc dari unsur tekan berdasarkan tekuk. Untuk kebanyakan unsur struktural yang dibebani dalam tekan aksial, tekuk dapat terjadi terhadap salah satu sumbu dasar, dan dengan demikian perlu untuk menghitung rasio kelangsingan geometrik (LT/r)y terhadap masingmasing sumbu dasar x dan y. Perhatikan bahwa untuk penampang siku yang dibebani dalam tekanan merata, jari-jari girasi rx dan ry diambil terhadap sumbu dasar, yang adalah dengan kemiringan terhadap kaki siku dan tidak terhadap sumbu yang sejajar kaki.

K7.8.4.2

K7.8.4.2

Effective Length

Panjang Efektip

The effective length LT is used to calculate the geometrical slenderness ratio LT/r. This is found from Section 3. The effective length will generally be different about both principal axes, and values of both (LT)x and (LG)y will often have to be calculated.

Panjang efektif LT digunakan untuk menghitung rasio kelangsingan geometrik LT/r. Ini dicari dari Bagian 3. Panjang efektif umumnya akan berbeda terhadap kedua sumbu dasar, dan kedua nilai (LT)x dan (LG)y sering harus dihitung.

K7.8.4.3

K7.8.4.3

Nominal Strength of a Member of Constant CrossSection

Kekuatan Nominal Unsur dengan Penampang Melintang Tetap

The nominal capacity Nc accounts for the effects of flexural buckling (Ref.6) and is calculated by multiplying the nominal section capacity NG by a geometric slenderness reduction factor Dc. The value of Dc, depends not only on the geometrical slenderness ratio LT/r, but also on the yield stress and on the section type, which are represented by the member section constant Db. Five values of Db are given, reflecting the various section types and distributions and magnitudes of the residual stresses. Justification for the selections of Db for the ranges of Australian sections is given in Refs 1618.

Kapasitas nominal Nc memperhitungkan pengaruh tekuk lentur (Pust.6) dan dihitung dengan mengalikan kapasitas momen penampang NG dengan faktor reduksi kelangsingan geometrik Dc. Nilai Dc. tidak hanya tergantung pada rasio kelangsingan geometrik LT/r,tetapi juga pada tegangan leleh dan pada jenis penampang, yang diwakili oleh konstanta penampang unsur Db. Lima nilai Db diberikan, yang mencerminkan berbagai jenis penampang dan pembagian serta besaran tegangan sisa. Pertimbangan pemilihan Db untuk penampang Australia diberikan dalam Pustaka 16-18.

When the nominal capacity Nc is plotted against the nominal slenderness ratio On = (LT/r)j(kf fy/250), the five section constants Db produce five strength curves. The concept of using multiple column curves more correctly reflects the strength of compression members, and their derivation and application is discussed in Ref. 4.

Bila kapasitas nominal N. digambar terhadap rasio kelangsingan nominal On = (LT/r)j(kf fy/250), lima konstanta penampang Db menghasilkan lima lengkung kekuatan. Konsep penggunaan lengkung kolom majemuk lebih tepat mencerminkan kekuatan unsur tekan, dan penurunannya serta penggunaan dibahas dalam Pustaka 4.

The clause presents a set of equations which may be used to calculate the geometrical slenderness reduction factor Dc, based on the derivations in Ref. 4. These equations may be programmed simply on a programmable calculator or on a microcomputer. In lieu of using these formulae, the tabulations in Table 7.13 may be used. the procedure used to calculate Nc is as follows

Pasal ini memberikan rumus-rumus yang dapat digunakan untuk menghitung faktor reduksi kelangsingan geometrik Dc, berdasarkan penurunan dalam Pustaka 4. Rumus tersebut dapat diprogram secara sederhana pada program kalkulator atau komputer mikro. Sebagai alternatif penggunaan rumus tersebut , Tabel 7.13 dapat digunakan. Tahapan untuk menghitung N. adalah sebagai berikut:

(i)

calculate the nominal slenderness ratio Dn = (LT/r)(fy/250) about the relevant axis;

(i)

Hitung rasio kelangsingan nominal (LT/r)(fy/250) terhadap sumbu relevan

Dn

=

K7 - 39

(ii)

calculate the nominal slenderness ratio On = (LT/r)j(kf fy/250) about the relevant axis;

(ii)

Hitung rasio kelangsingan nominal On = (LT/r)j(kf fy/250) terhadap sumbu relevan

(iii)

select the appropriate member section constant Db from Table 7.12a or 7.12b;

(iii)

Pilih konstanta penampang unsur sesuai Db dari Tabel 7.12a atau 7.12b.

(iv)

read the value of Dc from Table 7.13. Linear interpolation may be used;

(iv)

Baca nilai Dc dari Tabel 7.13. Dapat digunakan interpolasi linier

(v)

calculate the design capacity Ks No about the

(v)

Hitung kapasitas rencana KS Nc terhadap sumbu

relevant axis from (vi)

R KS

R

relevan dari K S No = NC dan

No = NC; and R

select the lower value of K S Nc and NG.

(vi)

R

Pilih nilai terkecil dari K S Nc dan NG.

The provisions of this clause are for members which buckle flexurally. Some members, such as short cruciforms, tees and concentrically loaded angles, buckle in a torsional or flexural-torsional mode before flexural buckling. For these, the modified slenderness may be calculated as On =90(NG/Nom), in which Nom is the elastic torsional or flexuraltorsional buckling load. The nominal capacity NC may then be determined in the usual way. The method of "design by buckling analysis" is documented in Ref. 6 Refs 3,6 and 19 describe the calculation of Nom.

Syarat pasal ini adalah untuk unsur yang menekuk secara lentur. Beberapa unsur, seperti salib pendek, T dan siku yang dibebani konsentrik, menekuk dalam bentuk puntir atau lenturan puntir sebelum menekuk secara lentur. Untuk hal tersebut, kelangsingan yang dimodifikasi dapat dihitung sebagai On =90(NG/Nom), dimana Nom, adalah beban puntir elastis atau beban tekuk lenturan puntir. Kapasitas nominal No kemudian dapat ditentukan dengan cara biasa. Cara 'Perencanaan Analisis Tekuk' didokumentasi dalam Pustaka 6. Pustaka 3,6,19 menguraikan perhitungan Nom.

K7.8.4.4

K7.8.4.4

Nominal Strength of a Member of Varying CrossSection

Kekuatan Nominal Unsur dengan Penampang Melintang Tidak Tetap

This clause also uses the method of "design by buckling analysis" documented in Ref. 6. For this, it is assumed that the interaction between yielding, elastic buckling, and geometric imperfection in compression members of varying cross-section is the same as that for members of uniform crosssection. Tabulations of elastic buckling loads Nom exist for a range of non-uniform members (Refs 20-22), and a general computer program has been described in Ref. 23.

Pasal ini juga menggunakan cara 'perencanaan elastis tekuk' yang terdapat dalam Pustaka 6. Untuk ini, dianggap bahwa interaksi antara leleh, tekuk elastis, dan kurang kesempurnaan geometrik dalam unsur tekan dengan penampang bervariasi adalah sama seperti untuk unsur dengan penampang seragam. Tabel beban tekuk elastis Nom diberikan untuk rangkaian unsur tidak seragam (Pustaka 2022), dan program umum komputer dijelaskan dalam Pustaka 23.

K7.8.5 LACED AND BATTENED COMPRESSION MEMBERS

K7.8.5 UNSUR TEKAN DENGAN IKATAN DIAGONAL DAN PELAT

K7.8.5.1

K7.8.5.1

Design Forces

To ensure that a compression member acts as a single member without premature failure of the shear resisting elements (battens or lacing), the member must be designed for a transverse shear force V* applied where it will have the most unfavourable effect. The expression for the design transverse shear force V*, which the main components connecting elements and connections are designed to resist, was obtained from Ref. 5, with the addition of a minimum value of 0.01 N* for low slenderness members to account for initial imperfections and eccentricities.

Gaya Rencana

Untuk menjamin bahwa unsur tekan bekerja sebagai unsur tunggal tanpa keruntuhan terlalu cepat dari elemen penahan geser (kopel atau diagonal pengikat), unsur harus direncanakan untuk gaya geser melintang V* yang dikerjakan dimana akan berpengaruh paling buruk. Rumus gaya geser melintang rencana V*, terhadap mana komponen utama, elemen penghubung dan sambungan direncanakan cukup kuat, diperoleh dari Pustaka 5, dengan tambahan nilai minimum sebesar 0.01 N* untuk unsur dengan kelangsingan rendah agar ikut memperhitungkan ketidaksempurnaan awal dan eksentrisitas.

K7 - 40

K7.8.5.2

Laced Compression Members

K7.8.5.2

Unsur Tekan dengan Ikatan Diagonal

This clause sets out the proportions and details for the main components and connecting elements to ensure that they act together as an integral member. These details are based on past experience (Ref.24) and modifications that have been made in line with the requirements of Ref. 25.

Pasal ini meliputi besaran dan detail untuk komponen utama dan elemen penghubung agar menjamin bahwa mereka bekerja bersama sebagai unsur kesatuan. Detail tersebut berdasarkan pengalaman terdahulu (Pust.24) dan telah dimodifikasi sesuai persyaratan Pustaka 25.

K7.8.5.2.1

K7.8.5.2.1

Slenderness Component

Ratio

of

a

Main

Nilai Perbandingan Komponen Utama

Kelangsingan

The slenderness limit of 50 ensures that each main component is a relatively stocky member irrespective of the slenderness of the whole member. The slenderness limit of 0.6 times the slenderness ratio of the whole member not only ensures that each main component is less slender than the whole member, but also results in lacing being attached to at least two intermediate points within the length of the member.

Batas kelangsingan sebesar 50 menjamin bahwa tiap komponen utama adalah unsur relatif kokoh yang tidak tergantung pada kelangsingan seluruh unsur. Batas kelangsingan sebesar 0.6 dikali raslo kelangsingan seluruh unsur tidak hanya menjamin bahwa tiap komponen utama adalah lebih langsing dari seluruh unsur, tetapi juga menghasilkan agar diagonal pengikat dipasang pada paling sedikit dua titik antara didalam panjang unsur.

K7.8.5.2.2

K7.8.5.2.2

Slenderness Ratio of Compression Member

a

Laced

Nilai Perbandingan Kelangsingan Unsur Tekan dengan Ikatan Diagonal

The limit of 1 .4 (Lc/r)c is to prevent the possibility of a main component failing between consecutive lacing points.

Batas sebesar 1.4 (Lc/r)c adalah untuk mencegah kemungkinan keruntuhan komponen utama antara titik diagonal pengikat berurutan.

K7.8.5.2.3

K7.8.5.2.3

Lacing Angle

Sudut Ikatan Diagonal

Studies have shown these angles to be the most effective for lacing members (Ref. 5).

Penelitian telah menunjukan bahwa sudut tersebut paling efektif untuk unsur diagonal pengikat (Pust. 5).

K7.8.5.2.4

K7.8.5.2.4

Effective Length of a Lacing Element

Panjang Efektip Diagonal

Elemen

Ikatan

The different effective length values reflect the difference in the restraint provided by single and double lacing systems.

Nilai panjang efektif berbeda mencerminkan perbedaan dalam tahanan yang diadakan oleh sistim diagonal pengikat tunggal dan ganda.

K7.8.5.2.5

K7.8.5.2.5

Slenderness Ratio Limits of a

Batas Nilai Perbandingan Kelangsingan Elemen Ikatan Diagonal

Lacing Element A nominal value is provided to ensure a reasonable stiffness and capacity for the lacing.

Nilai nominal diadakan untuk menjamin kekakuan dan kekuatan yang wajar untuk diagonal pengikat.

K7.8.5.2.6

K7.8.5.2.6

Mutually Opposed Lacing

The asymmetry' of two single lacing systems opposed in direction on opposite sides of a main

Ikatan Diagonal Berlawanan

Asimetri dari dua sistim diagonal pengikat tunggal dalam arah berlawanan pada sisi berlawanan dari

K7 - 41

axial

unsur utama menghasilkan pengaruh puntir pada tekan aksial.

Significant second-order effects can arise if additional lacing elements (except tie plates specified in Clause 7.8.5.2.7) are provided at 90° to the longitudinal axis of the member, and these effects cannot be neglected.

Pengaruh tingkat kedua yang berarti akan terjadi bila elemen diagonal pengikat tambahan (kecuali pelat pengikat yang dispesifikasi dalam Pasal 7.8.5.2.7) diadakan tegak lurus pada sumbu memanjang unsur, dan pengaruh tersebut tidak dapat diabaikan.

K7.8.5.2.7

K7.8.5.2.7

member results compression.

in

torsional

effects

under

Tie Plates

Pelat Pengikat

These are used to anchor the lacing system at points where it is interrupted, such as at the member ends. They are designed as battens (Clause 7.8.5.3.).

Mereka digunakan untuk menjangkar sistim diagonal pengikat pada titik dimana mereka terputus, seperti pada ujung unsur. Mereka direncanakan sebagai pelat kopel (Pasal 7.8.5.3).

K7.8.5.3

K7.8.5.3

Battened Compression Member

The details in this clause are based on past experience (Ref. 24), with modifications in line with Ref. 25.

K7.8.5.3.1

Slenderness Component

Ratio

of

a

Slenderness Ratios of Compression Member

Detail dalam pasal ini berdasarkan pengalaman terdahulu (Pust.24), dengan modifikasi sesuai Pustaka 25.

Main K7.8.5.3.1

The slenderness limit of 50 ensures that each main component is a relatively stocky member irrespective of the slenderness of the whole member. The slenderness limit of 0.6 times the slenderness ratio of the whole member not only ensures that each main component is less slender than the whole member, but also results in two intermediate battens being provided within the length of the member in addition to the end battens.

K7.8.5.3.2

Unsur Tekan Yang Dikopel

Battened

Nilai Perbandingan Komponen Utama

Kelangsingan

Batas kelangsingan sebesar 50 menjamin bahwa tiap komponen utama adalah unsur relatif kokoh yang tidak tergantung pada kelangsingan seluruh unsur. Batas kelangsingan sebesar 0.6 dikali rasio kelangsingan seluruh unsur tidak hanya menjamin bahwa tiap komponen utama adalah lebih langsing dari seluruh unsur, tetapi juga menghasilkan pengadaan dua kopel antara didalam panjang unsur sebagai tambahan pada kopel ujung.

K7.8.5.3.2

Nilai Perbandingan Kelangsingan dari Unsur Tekan yang Dikopel

For a member with diagonal lacing with geometries and proportions in accordance with Clause 7.8.5.2, shear deformations are small and do not significantly reduce the strength below that for a similar member with a solid web. However, there are no webs or diagonals in battened columns to resist transverse shear, and hence the main components and battens act together as a Vierendeel truss.

Untuk unsur dengan diagonal pengikat dengan geometri dan besaran sesuai Pasal 7.8.5.2, deformasi geser adalah kecil dan tidak banyak mengurangi kekuatan dibawah kekuatan unsur serupa dengan badan penuh. Bagaimanapun, tidak terdapat pelat badan atau diagonal dalam kolom terkopel untuk menahan geser melintang, dan demikian komponen utama dan kopel bekerja bersama sebagai rangka Vierendeel.

To account for the reduction in the strength of a battened member due to shear deformation, an increased slenderness ratio (LT/r)bn is used which depends on the relative values of the slenderness of the member as a whole, assuming the main components act together as an integral member, and the slenderness of a single main component between consecutive points where battens are

Untuk memperhitungkan pengurangan kekuatan dari unsur terkopel akibat deformasi geser, rasio kelangsingan (LT/r)bn yang lebih besar digunakan yang tergantung pada nilai kelangsingan relatif unsur sebagai keseluruhan, menganggap komponen utama bekerja bersama sebagai unsur kesatuan, dan kelangsinagn komponen utama tunggal antara titik berurutan dimana kopel terpasang.

K7 - 42

attached.

K7.8.5.3.3

Effective Length of a Batten

K7.8.5.3.3

Panjang Efektip Kopel

The reduction in effective in effective length for an intermediate batten reflects the degree of restraint provided by the main components.

Pengurangan dalam panjang efektif untuk kopel antara mencerminkan tingkat tahanan yang diadakan oleh komponen utama.

K7.8.5.3.4

K7.8.5.3.4

Maximum Slenderness Ratio of a Batten

Nilai Perbandingan Maksimum Kopel

Kelangsingan

A nominal value is provided to ensure a reasonable capacity and stiffness for the batten.

Nilai nominal diadakan untuk menjamin kapasitas dan kekakuan yang wajar untuk kopel.

K7.8.5.3.5

K7.8.5.3.5

Width of a Batten

Lebar Kopel

This width of batten is required so that it will be stiff and be able to provide adequate connection to the main components, so as to ensure adequate Vierendeel action.

Lebar kopel perlu demikian sehingga akan kaku dan mampu untuk mengadakan hubungan memadai pada komponen utama, sehingga menjamin aksi Vierendeel yang memadai.

K7.8.5.3.6

K7.8.5.3.6

Thickness of a Batten

Where plate slenderness could provision is made for stiffener.

K7.8.5.3.7

reduce

capacity,

Loads on Battens

Dimana kelangsingan pelat dapat mengurangi kapasitas, diadakan pengaku.

K7.8.5.3.7

The transverse shear force V* in the main components * V1

results in a design longitudinal shear force and a design bending moment M* which must be resisted by *

Tebal Kopel

Beban pada Kopel

Gaya geser melintang V* dalam komponen utama *

menghasilkan gaya geser memanjang rencana V 1 dan momen lentur rencana M* yang harus ditahan oleh *

the battens. V 1 and M* are determined from statics assuming points of inflection in the main components midway between the battens and at the midspan of each batten (Ref.5).

kopel. V 1 dan M* ditentukan dari statika dengan menganggap titik perubahan dalam komponen utama ditengah antara kopel dan pada tengah bentang tiap kopel (Pust. 5).

K7.8.6 COMPRESSION MEMBERS BACK TO BACK

K7.8.6 UNSUR TEKAN YANG DIHUBUNGKAN PADA SISI BELAKANG

The details in this clause are based on past experience (Ref. 24), with modifications in line with Ref. 25.

Detail dalam pasal ini adalah berdasarkan pengalaman terdahulu (Pust.24), dengan modifikasi sesuai Pustaka 25.

K7.8.6.1

Components Separated

K7.8.6.1

Komponen Terpisah

K7.8.6.1 .1

Application

K7.8.6.1.1

Penggunaan

This clause is limited to double angels, channels or tees separated by no more than that required for end gusset connection in normal practice.

Pasal ini dibatasi pada siku ganda, kanal atau T terpisah oleh tidak lebih dari yang diperlukan untuk hubungan titik buhul ujung dalam praktek biasa.

K7 - 43

K7.8.6.1.2

Configuration

K7.8.6.1.2

Konfigurasi

The arrangement must be symmetric.

Susunan harus simetrik.

K7.8.6.1.3

K7.8.6.1.3

Slenderness

Kelangsingan

The member is treated is treated as an equivalent battened member (sub-clause 7.8.5.3.2).

Unsur dianggap sebagai unsur terkopel ekivalen (ayat 7.8.5.3.2).

K7.8.6.1.4

K7.8.6.1.4

Connections

Hubungan

The member is treated as an equivalent battened member (sub-clause 7.8.5.4.3). A minimum of two fasteners or the equivalent is required at the ends of each main component.

Unsur dianggap sebagai unsur terkopel ekivalen (ayat 7.8.5.4.3). Minimum dua pengencang atau ekivalennya diperlukan pada ujung-ujung tiap komponen utama.

K7.8.6.1.5

K7.8.6.1.5

Design Forces *

Gaya Rencana *

The design longitudinal shear force V 1 is a close approximation to that which can be derived from statics assuming points of inflection in the main components midway between the connections and at the connections.

Gaya geser memanjang rencana V 1 adalah perkiraan dekat pada yang dapat diturunkan dari statika, menganngap titik perubahan dalam komponen utama ditengah antara hubungan dan pada hubungan.

K7.8.6.2

Components in Contact

K7.8.6.2

Komponen Berdampingan

K7.8.6.2.1

Application

K7.8.6.2.1

Penggunaan

No commentary.

K7.8.6.2.2

Configuration


K7.8.6.2.2

Konfigurasi

Susunan harus simetrik. The arrangement must be symmetric.

K7.8.6.2.3

Slenderness

The member is treated as an equivalent battened member (sub-clause 7.8.5.3.2).

K7.8.6.2.4

Connection

The member is treated as an equivalent battened member. A minimum of two fasteners or the equivalent is required at the ends of each main component.

K7.8.6.2.5

Design Forces

K7.8.6.2.3

Kelangsingan

Unsur dianggap sebagai unsur terkopel ekivalen (ayat 7.8.5.3.2).

K7.8.6.2.4

Hubungan

Unsur dianggap sebagai unsur terkopel ekivalen. Minimum dua pengencang diperlukan pada ujung- . ujung tiap komponen utama.

K7.8.6.2.5

Gaya Rencana

Tidak perlu penjelasan. No commentary.

K7 - 44

K7.8.7 RESTRAINTS

K7.8.7 PENAHAN

K7.8.7.1

K7.8.7.1

General

Umum

The design loads, including any notional horizontal forces, can result in forces being induced in restraining members and connections, which must be designed for.

Beban rencana, termasuk tiap gaya horisontal berarti, dapat menghasilkan gaya dalam unsur menahan atau hub.ungan, yang harus diperhitungkan.

K7.8.7.2

K7.8.7.2

Restraining Members and Connections

Unsur dan Hubungan Penahan

The restraint is required to be able to transfer 2.5% of the axial compression force in the member being restrained, where this is greater than the force specified in Clause 7.8.7.1. A stiffness requirement is not given even though there is a theoretical solution (Ref. 26). This follows the finding (Ref.27) that the requirements for centrally braced columns are satisfied by practical braces which satisfy the 2.5% rule.

Penahan harus mampu menyalurkan 2.5% dari gaya tekan aksial dalam unsur yang ditahan, dimana ini lebih besar dari gaya yang dispesifikasi dalam Pasal 7.8.7.1. Persyaratan kekakuan tidak diberikan walaupun terdapat solusi teoritik (Pust. 26). Ini mengikuti penemuan (Pust 27) bahwa persyaratan untuk kolom terikat terpusat terpenuhi oleh pengikat praktis yang menuruti aturan 2.5%.

When the restraints are more closely spaced than is just required for the compression member to attain its full section capacity, then an appropriate group of restraints is required as a whole to be able to transfer 2.5% of the force in the compression member, rather than each individual restraint.

Bila penahan berjarak lebih dekat dari yang diperlukan untuk unsur tekan agar mencapai kapsitas penampang penuh, maka kelompok penahan sesuai diperlukan sebagai kesatuan yang mampu menyalurkan 2.5% dari gaya dalam unsur tekan, dan bukan tiap penahan secara tersendiri.

When the restraints are less closely spaced than is required for the compression member to attain its full section capacity, then each restrain must be designed to transfer the 2.5% of the force in the compression member.

Bila penahan berjarak kurang dekat dari yang diperlukan untuk unsur tekan agar mencapai kapasitas penampang penuh, maka tiap penahan harus direncanakan agar menyalurkan 2.5% dari gaya dalam unsur tekan.

K7.8.7.3

K7.8.7.3

Parallel Braced Compression Members

This clause provides for a reduction in the rate of accumulation of the restraint forces for parallel members beyond the connected member from 2.5% to 1.25%. This reduction reflects the possibility that the crookedness or load eccentricity of any other parallel member may act in the opposite sense, and reduce the total restraint force.

Unsur Tekan Terikat Sejajar

Pasal ini mengadakan pengurangan dalam laju akumulasi gaya penahan untuk unsur sejajar melewati unsur tersambung dari 2.5% sampai 1.25%. Pengurangan tersebut mencerminkan kemungkinan bahwa kurang kesempurnaan atau eksentrisitas beban dari tiap unsur sejajar lain dapat bekerja dalam bentuk berlawanan, dan mengurangi gaya penahan total.

K7 - 45

K7.9

TENSION MEMBERS

K7.9

UNSUR TARIK

K7.9.1 DESIGN FOR AXIAL TENSION

K7.9.1 Perencanaan Tank Aksial

The section covers the design of members subject to axial tension forces which are statically loaded. Members subject to fatigue loading should also be assessed in accordance with Section II. A general coverage of the design of tension members may be found in Ref. 1.

Bagian ini meliputi perencanaan unsur yang memikul gaya tarik aksial yang dibebani statis. Unsur yang memikul beban fatik harus diperkirakan sesuai Bagian II. Uraian umum dari perencanaan unsur tarik terdapat dalam Pustaka 1.

K7.9.1.1

K7.9.1.1

Design Method

Cara Perencanaan

No commentary.


K7.9.1.2

K7.9.1.2


Rencana Keadaan Batas Ultimate

The failure criteria on which the expressions for nominal section capacity are based, are yielding of the gross section (Agfy) and fracture through the net section (Anfu). Because of strain hardening, a ductile steel member loaded in axial tension can resist without fracture a force greater than the product of the gross area times the yield stress. Depending upon the ratio of the net are to the gross area, the member can fail by fracture through the net area at a load smaller than the load required to yield the gross area (Refs 2,7 and 8).

Kriteria keruntuhan padamana rumus kapasitas nominal penampang didasarkan, adalah pelelehan penampang penuh (Agfy) dan patahan melalui penampang bersih (Anfu). Karena pengerasan ulur, unsur baja daktail yang dibebani dalam tarik aksial dapat menahan tanpa patah suatu gaya lebih besar dari perkalian luas penuh kali tegangan leleh. Tergantung pada rasio penampang bersih terhadap penampang penuh, unsur dapat runtuh oleh patahan melalui luas bersih pada beban lebih kecil dari beban yang diperlukan untuk melelehkan luas penuh (Pust. 2,7 dan 8).

Members for which Anfu > Agfy yield on the gross section before net section fracture occurs, and such a member has a considerable reserve of ductility evidenced by significant deformation. Alternatively, members for which Anfu < Agfy. strain-harden at the net section and then fail by fracture before any significant yielding of the gross section occurs.

Unsur padamana Anfu > Agfy meleleh pada penampang penuh sebelum patahan penampang bersih terjadi, dan unsur demikian mempunyai cadangan daktilitas besar yang ditandai oleh deformasi besar. Sebagai alternatif unsur padamana Anfu < Agfy mengeras-ulur pada luas bersih dan kemudian runtuh oleh patahan sebelum terjadi pelelehan besar dari penampang penuh.

Hence, yielding of the gross area and fracture through the net area both constitute strength limit states. The 0.85 factor in the expression for net section fracture is intended to account for sudden failure by local brittle behaviour at the net section. The part of the member occupied by the net area at a bolted connection usually has a negligible length compared to the total member length. As a result, strain hardening at the net section is readily achieved and yielding of the net section does not constitute a strength limit state of practical significance.

Jadi, pelelehan luas penuh dan patahan melalui penampang bersih keduanya membentuk keadaan batas kekuatan. Faktor 0.85 dalam rumus patahan penampang bersih dimaksudkan untuk memperhitungkan keruntuhan serentak oleh perilaku getas pada penampang bersih. Bagian unsur yang dicakup oleh penampang bersih pada sambungan baut umumnya mempunyai panjang yang diabaikan terhadap panjang total unsur. Sebagai hasil, pengerasan ulur pada penampang bersih cepat tercapai dan pelelehan penampang bersih tidak membentuk keadaan batas kekuatan yang praktis berarti.

A discussion of the effect of self weight on simple tension members (rods, angles, hollow sections) may be found in Ref. 5.

Pembahasan pengaruh berat sendiri pada unsur tarik sederhana (batang, siku, penampang berongga) dapat diperoleh dalam Pustaka 5.

K7 - 46

K7.9.1.3


K7.9.1.3


No commentary.


K7.9.2 DISTRIBUTION OF FORCES

K7.9.2 PENYEBARAN GAYA

K7.9.2.1

K7.9.2.1

End Connections Providing Uniform Force Distribution

Hubungan Ujung yang Mengadakan Penyebaran Gaya Merata

Where a connection is made by bolting or welding to all elements of the member cross-section, the member may be assumed to have a uniform stress distribution across the cross-section, and the correction factor (k,) is taken as 1.0. The clause specifies the requirements of the end connection for the assumption to be valid. The behaviour of these types of members is discussed in Ref. 2.

Bila hubungan dibuat dengan baut atau las untuk semua elemen unsur penampang melintang, unsur dapat dianggap mempunyai pembagian tegangan merata pada penampang melintang, dan faktor koreksi k, diambil sebesar 1.0. Pasal menspesifikasi bahwa persyaratan hubungan akhir beriaku untuk anggapan tersebut. Perilaku jenis unsur tersebut dibahas dalam Pustaka 2.

K7.9.2.2

K7.9.2.2

End Connections Providing Non-Uniform Force Distribution

Hubungan Ujung yang Mengadakan Penyebaran Gaya Tidak Merata

Where the ends of members are connected in such a way that not all elements of the member crosssection are attached to the support, then additional stresses resulting from shear lag or eccentricity are induced and should be accounted for in the design. The behaviour of members with these types of end connections is also discussed in Ref. 2. Various methods for empirically adjusting for the above effects have been investigated, and the use of the simple correction factor k, given in Table 7.14 was suggested as being sufficiently accurate in Ref. 2. These correction factors are applied to the expression for the nominal capacity in clause 7.9.1.2 for net section fracture at the connection, because the non-unif orm distribution of force is local to the connection. The correction factor is not applied to the equation for gross-section yielding in clause 7.9.1.2, in recognition of the fact that the nonuniformities decrease with distance from the connection and are further reduced by redistribution after yielding.

Bila ujung unsur dihubungkan demikian sehingga tidak semua elemen penampang unsur ditumpu ke perletakan, maka terjadi tegangan tambahan yang dihasilkan oleh perlambatan geser atau eksentrisitas dan harus ikut diperhitungkan dalam perencanaan. Perilaku unsur dengan jenis hubungan akhir tersebut juga dibahas dalam Pustaka 2. Berbagai cara untuk penyesuaian empirik dari pengaruh diatas telah diselidiki, dan penggunaan faktor koreksi sederhana k, yang diberikan dalam Tabel 7.14 disarankan cukup tepat menurut Pustaka 2. Faktor koreksi tersebut digunakan dalam rumus kapasitas nominal dalam pasal 7.9.1.2. untuk patahan penampang bersih pada hubungan, karena penyebaran gaya tidak merata adalah setempat terhadap hubungan. Faktor koreksi tidak digunakan pada rumus pelelehan penampang penuh dalam pasal 7.9.1.2, mengingat fakta bahwa ketidakrataan berkurang dengan jarak terhadap hubungan dan lebih lanjut dikurangi oleh penyebaran ulang setelah pelelehan.

K7.9.3 TENSION MEMBER WITH TWO OR MORE MAIN COMPONENTS

K7.9.3 UNSUR TARIK DENGAN DUA ATAU LEBIH KOMPONEN UTAMA

K7.9.3.1

K7.9.3.1

General

The provisions are intended to prevent tearingthrough at the end of the eye-bar and dishing of the plate around the pin. The requirements are empirically based and derive from BS 5950, Part 1 and successful past practice.

Umum

Persyaratan dimaksud untuk mencegah tersobeknya ujung batang -mata dan keausan pelat keliling pen. Persyaratan berdasarkan percobaan dan diturunkan dari BS 5950, Part 1 serta pengalaman berhasil yang lalu.

K7 - 47

K7.9.3.2

Design Forces for Connections

K7.9.3.2

Gaya Rencana untuk Hubungan

No commentary.


K7.9.3.3

K7.9.3.3

Tension Member Composed for Two components BacktoBack

Unsur Tarik yang Tersusun untuk Dua Komponen SisikeSisi

No commentary.


K7.9.3.4

K7.9.3.4

Laced Tension Member

Unsur Tarik dengan Ikatan Diagonal

No commentary.


K7.9.3.5

K7.9.3.5

Battened Tension Member

Unsur Tarik yang Dikopel

No commentary.


K7.9.4 MEMBERS WITH PIN CONNECTIONS

K7.9.4 UNSUR DENGAN HUBUNGAN PEN

No commentary.


K7 - 48

K7.10 COMBINED AXIAL FORCE AND BENDING

K7.10 KOMBINASI GAYA AKSIAL DAN LENTUR

K7.10.1 GENERAL

K7.10.1 UMUM

The members of steel structures are often subjected to secondary torsional actions in addition to the primary axial and bending actions. In the past these actions were usually ignored, but designers who use threedimensional analysis programs are becoming more aware of them. Because the Code provides no guidance on designing against torsion (and neither do many other steel design standards around the world), there are no provisions for designing against combined torsion, axial and bending actions. This subject is discussed further in Ref. 3, and in Paragraph K7.10.5.

Unsur struktur baja sering memikul aksi puntir sekunder sebagai tambahan pada aksi-aksi aksial dan lentur utama. Dalam masa lalu aksi tersebut umumnya diabaikan, tetapi Perencana yang menggunakan program analisis tiga dimensi telah mulai menyadari hal tersebut. Karena Peraturan tidak menyediakan petunjuk untuk merencanakan terhadap puntir (dan tidak ada standar perencanaan baja lain di dunia yang membahasnya), tidak terdapat persyaratan untuk perencanaan terhadap kombinasi aksi puntir, aksial dan lentur. Pokok ini dibahas lebih lanjut dalam Pustaka 3, dan dalam Paragrap K7.10.5.

K7.10.2 DESIGN METHOD

K7.10.2 CARA PERENCANAAN

The Limit State design method is specified because of the similar requirement for compression members.

Cara rencana keadaan batas telah dispesifikasi karena syarat serupa untuk unsur tekan.

K7.10.3 DESIGN ACTIONS

K7.10.3 AKSI RENCANA

No commentary.


K7.10.4 SECTION STRENGTH

K7.10.4 KEKUATAN PENAMPANG

K7.10.4.1

K7.10.4.1

General

Umum

No commentary.


K7.10.4.2

K7.10.4.2

Uniaxial Bending About the Major Principal x -Axis

Lentur Uniaksial Terhadap Sumbu Dasar Utama X

The nominal section capacity of a member subjected to bending alone is reduced by the presence of axial force. Axial compression and tension both reduce the yield capacity of the section, while axial compression also reduces the local buckling capacity.

Kapasitas penampang unsur nominal yang hanya memikul lentur dikurangi oleh terdapatnya gaya aksial. Tekan dan tarik aksial keduanya mengurangi kapasitas leleh penampang, sedang tekan aksial juga mengurangi kapasitas tekuk setempat.

A simple straight line approximation is given for the reduction in the section moment capacity caused by axial force which can be applied to any type of member crosssection. Substituting the approximation into the design inequality leads to the equivalent formulation.

Perkiraan garis lurus sederhana diberikan untuk pengurangan kapasitas momen penampang yang dapat digunakan pada tiap jenis penampang unsur. Dengan substitusi perkiraan kedalam ketidaksamaan rencana diperoleh rumus ekivalen.

K7 - 49

The approximation is conservative for compact doublysymmetric I-section members, and so a more accurate alternative is provided.

Perkiraan adalah konservatif untuk unsur penampang I simetrik ganda kompak, dan demikian diadakan alternatif yang lebih tepat.

K7.10.4.3

K7.10.4.3

Uniaxial bending About the Minor Principal y -Axis

Lentur Uniaksial Terhadap Sumbu Dasar Tidak Utama Y

This clause is similar to the previous one for bending about the x-axis, in that a simple straight line approximation for the reduction in the section moment capacity is given for general use, and also a more accurate and economical alternative for compact doublysymmetric I-section members.

Pasal ini serupa dengan yang sebelumnya untuk lentur terhadap sumbu X, didalam mana perkiraan garis lurus sederhana untuk pengurangan kapasitas momen penampang diberikan untuk penggunaan umum, dan juga alternatif lebih tepat dan ekonomis untuk penampang I simetrik ganda kompak.

K7.10.4.4

K7.10.4.4

Biaxial Bending

Lentur Biaksial

This clause gives a simple a simple linear approximation for the section capacity of members subjected to biaxial bending about both principal axes, which reduces to the earlier linear approximations for uniaxial bending.

Pasal ini memberikan perkiraan linier sederhana untuk kapasitas penampang unsur yang memikul lentur biaksial terhadap kedua sumbu dasar, yang mengurangi sampai perkiraan linier sebelumnya untuk lentur uniaksial.

This is often very conservative, and so a more accurate and economical law approximation is permitted for compact doubly-symmetric members of I-section. This power law approximation will be over-ridden by the corresponding power law approximations for the member capacity given in Clause 7.10.5.4, except when there is a significant local reduction in section geometry at a heavily loaded cross-section.

Ini sering sangat konservatif, dan demikian diijinkan perkiraan sah yang lebih tepat dan ekonomis untuk unsur penampang I simetrik ganda kompak. Perkiraan sah akan ditindih oleh perkiraan sah yang berkaitan untuk kapasitas unsur yang diberikan dalam Pasal 7.10.5.4, kecuali bila terdapat pengurangan setempat yang berarti dalam geometri penampang pada penampang yang dibebani berat.

K7.10.5 MEMBER STRENGTH

K7.10.5 KEKUATAN UNSUR

K7.10.5.1

K7.10.5.1

General

No commentary.

K7.10.5.2

In-Plane Strength Analysis

Umum


Elastic

K7.10.5.2

Analisis Elastis Kekuatan Dalam Bidang

This clause governs the in-plane capacity of members which are bent in one principal plane, and which fail in that plane. Members which are bent about the major principal x-axis and which do not have sufficient lateral restraint to prevent buckling out of the plane of bending must also be checked for their out-of-plane member capacity using Clause 7.10.5.3.

Pasal ini menentukan kapasitas unsur dalam bidang yang dilentur dalam satu bidang dasar, dan yang runtuh dalam bidang tersebut. Unsur yang dilentur terhadap sumbu dasar X-utama dan yang tidak mempunyai cukup penahan lateral untuk mencegah tekuk keluar bidang lentur harus diperiksa untk kapasitas unsur diluar bidang dengan menggunakan Pasal 7.10.5.3.

K7.10.5.2.1

K7.10.5.2.1

Application

No commentary.

Penggunaan


K7 - 50

K7.10.5.2.2

Compression Members

K7.10.5.2.2

Unsur Tekan

The destabilizing effects of axial compression reduce the member in-plane moment capacity. This clause gives a simple linear approximation for the reduced member capacity.

Pengaruh destabilisasi dari tekan aksial mengurangi kapasitas momen unsur dalam bidang. Pasal ini memberikan perkiraan linier sederhana untuk kapasitas unsur yang terkurangi.

This approximation is often conservative, and so a more accurate approximation is permitted for compact doublysymmetric I-section member. The economy produced by the use of this more accurate approximation instead of the linear approximation is most marked for members with high moment gradient (high values of Em).

Perkiraan ini sering konservatif, dan demikian perkiraan lebih tepat diijinkan untuk unsur penampang I simetrik ganda kompak. Penghematan yang dihasilkan oleh penggunaan perkiraan lebih tepat tersebut sebagai alternatif dari perkiraan linier terutama berarti pada unsur dengan gradien momen tinggi (nilai Em tinggi).

The effective length factor KT used in this clause to determine the in-plane compression member capacity Nc is taken as unity for a sway member, because the effects of end restraints which influence member buckling have already been taken into account, either in amplifying the first order moment distribution, or in carrying out a second order analysis.

Faktor panjang efektif KT yang digunakan dalam pasal ini untuk menentukan kapasitas unsur tekan dalam bidang Nc diambil sebagai satu untuk unsur tidak terikat, karena pengaruh penahan ujung terhadap tekuk unsur telah diperhitungkan, dengan amplifikasi pada pembagian momen tingkat pertama atau dalam melakukan analisis tingkat kedua.

K7.10.5.2.3

K7.10.5.2.3

Tension Members

Unsur Tarik

Axial tension does not reduce the member in-plane moment capacity, and so the design of these members will be governed by their section capacities, determined using Article 7.10.4.

Tarik aksial tidak mengurangi kapasitas momen unsur dalam bidang dan demikian perencanaan unsur tersebut ditetapkan oleh kapasitas penampangnya, yang ditentukan dengan menggunakan Artikel 7.10.4.

K7.10.5.3

K7.10.5.3

Out-of-Plane Strength

Kekuatan Diluar Bidang

This clause governs the design of members which are bent about the major principal x-axis and fail by buckling laterally out of the plane of bending. The in-plane capacity of these members must also be checked using Clause 7.10.5.2. Members which are bent about the minor principal y-axis do not normally fail by buckling out of the plane of bending unless there are transverse loads acting far above the critical flange, and their design is rarely governed by this clause

Pasal ini menentukan perencanaan unsur yang dilentur terhadap sumbu dasar X-utama dan runtuh dengan menekuk lateral diluar bidang lentur. Kapasitas unsur dalam bidang tersebut harus juga diperiksa dengan menggunakan Pasal 7.10.5.2. Unsur yang dilentur terhadap sumbu dasar Y-tidak utama umumnya tidak runtuh oleh tekuk diluar bidang lentur kecuali terdapat beban melintang yang bekerja jauh diatas flens kritik, dan perencanaannya jarang ditentukan oleh pasal ini.

K7.10.5.3.1

K7.10.5.3.1

Compression Members

Unsur Tekan

The destabilizing effects of axial compression reduce the member lateral buckling moment capacity Mbx. this clause gives a simple linear approximation for the reduced member capacity which uses the out-ofplane compression member capacity Ncy.

Pengaruh destabilisasi dari tekan aksial mengurangi kapasitas tekuk lateral unsur Mb%. Pasal ini memberikan perkiraan linier sederhana untuk kapasitas unsur terkurangi yang menggunakan kapasitas unsur tekan diluar bidang Ncy.

This approximation is often conservative, and so a more accurate approximation is permitted for compact doublysymmetric 1 -section members. The economy produced by the use of this instead of the linear approximation is most marked for members with high moment gradient (high values of Em).

Perkiraan tersebut sering konservatif, dan demikian perkiraan lebih tepat diijinkan untuk unsur penampang I simetrik ganda kompak. Penghematan yang dihasilkan oleh penggunaan ini sebagai alternatif dari perkiraan linier terutama berarti untuk unsur dengan gradien momen tinggi (nilai Em tinggi).

K7 - 51

K7.10.5.3.2

Tension Members

K7.10.5.3.2

Unsur Tarik

Axial tension increases the member lateral buckling moment capacity Mbx. This clause gives a simple linear approximation for the increased moment capacity which is conservative for small to moderate axial tensions. The design of members with high axial tensions will be governed by the section capacity requirements of Clause 7.10.5.2.

Tarik aksial meningkatkan kapasitas momen tekuk lateral unsur Mbx. Pasal ini memberikan perkiraan linier sederhana untuk kapasitas momen meningkat yang konservatif untuk tank aksial kecil sampai sedang. Perencanaan unsur dengan tank aksial tinggi akan ditentukan oleh persyaratan kapasitas penampang dari Pasal 7.10.5.2.

K7.10.5.4

Biaxial Bending Strength

K7.10.5.4

Kekuatan Lentur Biaksial

K7.10.5.4.1

Compression Members

K7.10.5.4.1

Unsur Tekan

This clause gives a power law approximation for the biaxial bending capacities of members with axial compression. For the term Mcx associated with bending about the major principal x-axis, the lesser of the in-plane member capacity Mix and the out-ofplane member capacity Mox is used, while for the term associated with bending about the minor principal y-axis, the in-plane capacity Miy is used.

Pasal ini memberikan perkiraan sah untuk kapasitas lentur biaksial unsur dengan tekan aksial. Untuk bagian Mcx yang berkaitan dengan lentur terhadap sumbu dasar X-utama, nilai terkecil dari kapasitas unsur dalam bidang Mix dan kapasitas unsur diluar bidang Mox digunakan, sedang untuk bagian berkaitan dengan lentur terhadap sumbu dasar Ytidak utama, kapasitas dalam bidang Mi,, yang digunakan.

The power law inequality can be conservatively approximated by a linear relationship obtained by setting the index equal to 1.0, but often at the expense of significant economy.

Ketidaksamaan sah dapat diperkirakan secara konservatif dengan hubungan linier yang diperoleh dengan menetapkan indeks sama dengan 1.0, tetapi sering mengorbankan segi ekonomisnya.

K7.10.5.4.2

K7.10.5.4.2

Tension Members

Unsur Tarik

This clause gives a power law approximation for the biaxial bending capacities of members with axial tension, which is similar to that of the previous clause for members with axial compression, except that the term Mtx associated with bending about the major principal xaxis is taken as the lower of the inplane reduced section capacity Mrx and the out-ofplane member capacity Mox.

Pasal ini memberikan perkiraan sah untuk kapasitas lentur biaksial unsur dengan tank aksial, yang serupa dengan pasal sebelumnya untuk unsur dengan tekan aksial, kecuali bahwa bagian Mtx yang berkaitan dengan lentur terhadap sumbu dasar X-utama diambil sebagai nilai terkecil dari kapasitas penampang terkurangi dalam bidang Mrx dan kapasitas unsur diluar bidang Mox.

The power law inequality can again be conservatively approximated by a linear relationship obtained by setting the index equal to 1.0, but often at the expense of significant economy.

Ketidaksamaan sah dapat pula menjadi perkiraan konservatif oleh hubungan linier yang diperoleh dengan menetapkan indeks sama dengan 1.0, tetapi sering mengorbankan segi ekonomisnya.

K7.10.5.5

K7.10.5.5

Eccentrically Loaded Double Bolted or Welded Single Angles in Trusses

This clause provides a special design method for single angle web compression members in trusses which are connected by at least two bolts or welded at each end and loaded through one leg (eccentrically connected single angle tension members may be designed using Clause 7.3.2(a)). The method is an adaptation to limit states design of the working stress method proposed in Ref.2.

Profil Siku Tunggal Dibaut Rangkap atau Dilas yang Dibebani Eksentris dalam Rangka

Pasal ini menyediakan cara perencanaan khusus untuk unsur tekan siku tunggal dalam rangka yang dihubungkan dengan paling sedikit dua baut atau dilas pada tiap ujung serta dibebani melalui satu kaki (unsur tarik siku tunggal yang dihubungkan eksentris dapat direncanakan dengan menggunakan Pasal 7.3.2.(a)). Cara tersebut diambil dari perencanaan keadaan batas dari cara tegangan kerja yang disarankan dalam Pustaka 2.

K7 - 52

The behaviour of a single angle web compression member is complicated by the eccentricity effect caused at its connection with a web tension member to the truss chord. First of all, the eccentricity is greater when the tension member is connected to the opposite side of the cord than when connected to the same side as the compression member, as indicated in Figure 7.13. Secondly, the eccentricity causes bending perpendicular tot he plane of the truss, and at an angle to the weaker principal plane of the angle compression member, in which buckling tends to occur.

Perilaku unsur tekan siku tunggal adalah rumit karena pengaruh eksentris yang disebabkan di hubungannya dengan unsur tarik badan pada batang rangka. Pertama, eksentrisitas lebih besar bila unsur tarik dihubungkan pada sisi berlawanan dari batang dibanding bila dihubungkan pada sisi sama seperti unsur tekan, seperti dalam Gambar 7.13. Kedua, eksentrisitas menyebabkan lenturan tegak lurus pada bidang rangka, dan bersudut terhadap bidang dasar Iebih lemah dari bidang dasar unsur tekan siku, dalam mana tekuk cenderung terjadi.

The method proposed in Ref. 2 provides a way of combining the effects of buckling in the minor principal plane with that of bending perpendicular to the plane of the truss caused by the eccentricity. The method uses a modified interaction equation for failure in the plane perpendicular to the truss. Thus the member capacity interaction equation is expressed in terms of the ration of the design compression force N* to the design

Cara yang disarankan dalam Pustaka 2 menyediakan cara kombinasi pengaruh tekuk dalam bidang dasar tidak utama dengan pengaruh lenturan tegak lurus bidang rangka yang disebabkan oleh eksentrisitas. Cara tersebut menggunakan modifikasi rumus interaksi untuk keruntuhan dalam bidang tegak lurus pada rangka. Jadi rumus kapasitas interaksi unsur dinyatakan dalam besaran rasio gaya tekan rencana N* terhadap kapasitas

R

compression capacity K S Nch for buckling out of the plane of the truss, and the ratio of the design bending moment

* Mh

acting out of the plane of the truss to the

corresponding design bending capacity K

R S

Nbx Msh/Msx.

This member capacity is obtained by multiplying the design member capacity

R KS

Nb for bending about the

major (x) principal axis by the ratio of the nominal section capacities for bending about the axis (h) parallel to the loaded leg (Msh) and for bending about the major (x) principal axis (Msx). The nominal section capacity Msh is obtained by using a linear equation for the interaction between the principal axis section capacities Msx and Msy, and is expressed as a function of the angle a between the x-and h-axes.

R

tekan rencana K S Nch untuk tekuk diluar bidang rangka, *

dan rasio momen lentur rencana M h yang bekerja diluar bidang rangka terhadap kapasitas rencana berkaitan R

K S Nbx Msh/Msx. Kapasitas unsur ini diperoleh dengan R

mengalikan kapasitas unsur rencana K S Nb, untuk lentur terhadap sumbu dasar X-utama dengan rasio kapasitas penampang nominal untuk lentur terhadap sumbu sejajar (h) terhadap kaki terbebani (Msh) dan lentur terhadap sumbu dasar X-utama (Msx). Kapasitas nominal penampng Msh diperoleh dengan menggunakan rumus linier untuk interaksi antara kapasitas penampang sumbu dasar Msx dan Msy, dan dinyatakan sebagai fungsi sudut a antara sumbu X dan h.

For an equal leg angle whose length-thickness ratio L/t is less than the stated limit, lateral buckling effects may be ignored, and the member capacity Mbx may be taken as the section capacity. For other equal leg angles, a simple approximation is given for the elastic buckling moment Mo which can then be used in Clause 5.6.1.1. to obtain the member buckling capacity Mbx.

Untuk siku berkaki sama dengan rasio panjangketebalan L/t kurang dari batas yang ditentukan, pengaruh tekuk lateral boleh diabaikan, dan kapasitas unsur Mbx dapat diambil sebagai kapasitas penampang untuk siku berkaki sama lain, perkiraan sederhana diberikan untuk momen tekuk elastis Mo yang kemudian dapat digunakan dalam Pasal 5.6.1.1 untuk memperoleh kapasitas tekuk unsur Mbx.

K7.10.6 TORSION

K7.10.6 PUNTIR

K7.10.6.1

K7.10.6.1 Umum

General

There are no rules given in the Code for designing against torsion, which reflects a similar situation in most overseas steel design codes. In the past, torsion was probably ignored because it was thought to occur only rarely, and when it did, it ws considered to be unimportant.

Tidak ada aturan dalam Peraturan untuk perencanaan terhadap puntir, yang mencerminkan keadaan serupa dalam Tata Cara perencanaan baja diluar negeri. Dalam masa lalu puntir mungkin diabaikan karena dianggap jarang terjadi, dan bila ada, dipertimbangkan sebagai kurang penting.

The difficulties of predicting torsional effects and of providing recommendations for designing against torsion have also probably discouraged attempts to provide design guidance. At the same time, the

Kesulitan dalam perkiraan pengaruh puntir dan pengadaan saran untuk perencanaan terhadap puntir mungkin telah melemahkan usaha untuk mengadakan petunjuk perencanaan. Pada waktu

K7 - 53

incentive that would be provided by a significant number of failures which could be attribute to torsion has been missing.

sama, keterangan yang dapat diadakan oleh jumlah keruntuhan yang mungkin terjadi akibat puntir tidak tersedia.

However, the growing use of three dimensional computer analysis programs has made many designers aware of the presence of torsional effects in their structures, and has led them to ask about their significance and how to design for them. In addition, there may be circumstances when designers would wish to transfer loads by primary torsion actions, but have been prevented from doing so by the lack of information on how to predict and design for torsion effects in steel structures.

Bagaimanapun, penggunaan berkembang dari program komputer tiga dimensi telah membuat banyak Perencana sadar akan adanya pengaruh puntir dalam struktur mereka, dan telah membuat mereka bertanya mengenai kepentingannya dan cara perencanaannya. Sebagai tambahan, mungkin terdapat keadaan dimana Perencana ingin menyalurkan gaya oleh aksi puntir utama, tetapi telah dicegah untuk melaksanakannya karena kekurangan keterangan untuk cara perkiraan dan perencanaan pengaruh puntir dalam struktur baja.

This paragraph briefly discusses the occurrence and significance of torsion in steel structures, and makes suggestions for the analysis of and design against torsion. It should be read in conjunction with a textbook which covers this subject, such as Ref. 3.

Paragrap ini secara singkat membahas terjadinya serta kepentingan puntir dalam struktur baja, dan membuat saran analisis dan perencanaan terhadap puntir. Ini harus dibaca bersama dengan buku yang mencakup pokok ini seperti Pustaka 3.

K7.10.6.2

K7.10.6.2

Occurrence

Terjadinya

Torsion may occur as pure torsion, or in combination with other actions, such as bending. Pure torsion, for which only torsion is present and there are no other actions, occurs very rarely in steel structures. When it does occur, it is likely to be of little or no significance, as in the case of secondary torsion of otherwise unloaded members. An example of this type of torsion occurs when differential rotations of the joints of primary frames cause corresponding (compatible) twisting of unloaded bracing members which are perpendicular to the primary frame.

Puntir dapat terjadi sebagai puntir murni, atau dalam kombinasi dengan aksi lain, seperti lentur. Puntir murni, dimana hanya terdapat puntir dan tidak ada aksi lain, sangat jarang terjadi dalam struktur baja. Bila ini terjadi, umumnya tidak berarti, seperti dalam hal puntir sekunder pada unsur yang bebas beban. Contoh jenis puntir tersebut terjadi bila perbedaan puntir antara titik pertemuan rangka utama menyebabkan puntir (terjadi, bersama) pada unsur ikatan yang bebas beban yang berada tegak lurus pada rangka utama.

Most commonly, torsion occurs in combination with bending actions. The torsion actions may be classified as primary or secondary, depending on whether the torsion action is required to transfer the load (primary torsion), or whether it arises as a secondary action, as in the case of twist rotations compatible with the joint rotations in primary frames. For example, the use of threedimensional analysis programs commonly leads to the prediction of small torques in the minor members running between the main frames. These secondary torques are not unlike the secondary bending moments predicted in rigid-jointed trusses, but usually ignored in the design of the members (a procedure justified by many years of satisfactory experience based on the long-standing practice of analyzing trusses as if pin-jointed). Secondary torques are usually small when there are alternative load paths of high stiffness, such as those through the planes of shear walls and floors, in which case they may be ignored.

Paling umum, puntir terjadi dalam kombinasi aksi lentur. Aksi puntir dapat diklasifikasi sebagai utama atau sekunder, tergantung apakah aksi puntir diperlukan untuk menyalurkan beban (puntir utama), atau apakah ia timbul sebagai aksi sekunder, seperti dalam hal rotasi puntir yang terjadi bersama dengan rotasi titik pertemuan dalam rangka utama. Sebagai contoh, penggunaan program analisis tiga dimensi umumnya menuju pada perkiraan puntiran kecil dalam unsur sekunder yang berada antara rangka utama. Puntiran sekunder tersebut bukan tidak serupa momen lentur sekunder yang diperkirakan dalam rangka dengan titik pertemuan kaku, tetapi umumnya diabaikan dalam perencanaan unsur (cara yang dibenarkan oleh pengalaman berhasil selama bertahun-tahun berdasarkan praktek analisis rangka dengan hubungan pen). Puntiran sekunder umumnya kecil bila tidak terdapat lintasan beban alternatif dengan kekakuan tinggi, seperti yang melalui bidang dinding geser dan lantai, dalam hal mana mereka boleh diabaikan.

Primary torsion actions may be classified as being restrained, free, or destabilizing. For restrained torsion, the member applying the torsion action also applies a restraining action to the member resisting the torsion. In this case, the structure is redundant,

Aksi puntir utama dapat diklasifikasi sebagai tertahan, bebas, atau destabilisasi. Untuk puntir tertahan, unsur yang mengerjakan aksi puntir juga mengerjakan aksi penahan pada unsur yang menahan puntir. Dalam hal ini, struktur tidak aktif,

K7 - 54

and compatibility between the members must be satisfied in the analysis if the magnitudes of the torques and other actions are to be determined correctly.

dan kerjasama antara unsur harus dipenuhi dalam analisis bila besaran puntiran dan aksi lain akan ditentukan secara tepat.

Free torsion occurs when the member applying the torsion does not restrain the twisting of the torsion member, but does prevent its lateral deflection and any destabilizing actions between the torsion action and the bending actions on the torsion member.

Puntir bebas terjadi bila unsur yang mengerjakan puntir tidak menahan terpuntirnya unsur puntir, tetapi mencegah lendutan lateralnya dan setiap aksi destabilisasi antara aksi puntir dan aksi lentur pada unsur puntir.

Destabilizing torsion may occur when the member applying the torsion action does not restrain either the twisting or the lateral deflection of the torsion member. In this case, buckling actions caused by the in-plane loading of the torsion member amplify the torsion and out-of-plane bending actions.

Puntir destabilisasi dapat terjadi bila unsur yang mengerjakan aksi puntir tidak menahan terpuntirnya atau lendutan lateral dari unsur puntir. Dalam hal ini, aksi tekuk yang disebabkan oleh pembebanan dalam bidang unsur puntir membesarkan puntir dan aksi lentur diluar bidang.

K7.10.6.3

Types of Pure Torsion

K7.10.6.3

Jenis Puntir Murni

K7.10.6.3.1

Uniform Torsion

K7.10.6.3.1

Puntir Merata

In uniform torsion, there is no warping torque present, either because the rate of change of the twist rotation along the member is constant (which happens infrequently), or else because the warping section constant is negligibly small (as in the case of angles, tees, cruciforms, and hollow sections).

Pada puntir nerata, tidak terdapat puntiran melentur, karena laju perubahan rotasi puntir sepanjang unsur adalah tetap (yang tidak sering terjadi), atau karena konstanta pelenturan penampang adalah kecil dan diabaikan (seperti dalam hal siku, T, salib dan penampang berongga).

In open sections, the uniform torque is the resultant of components arising from shear stresses which vary almost linearly across the thickness of the section wall, and have lever arms of the order of the wall thickness. These small lever arms are responsible for the comparatively high shear stresses and the comparatively low torsional stiffness.

Pada penampang terbuka, puntiran merata adalah resultanta komponen yang timbul dari tegangan geser yang bervariasi hampir linier melalui ketebalan dinding penampang, dan mempunyai lengan dalam sekitar tebal dinding. Lengan dalam yang kecil adalah yang menyebabkan perbandingan tegangan geser tinggi dan perbandingan kekakuan puntir rendah.

In closed sections, the uniform toque is the resultant of shear stresses which are almost constant across the thickness of the section wall, and which have lever arms of the order of the section width or depth. Because of these large lever arms, the shear stresses are comparatively small and the torsional stiffness is usually very high.

Pada penampang tertutup, puntiran merata adalah resultanta dari tegangan geser yang hampir tetap melalui ketebalan dinding penampang, dan yang mempunyai lengan dalam sekitar lebar atau tinggi penampang. Karena lengan dalam besar tersebut, perbandinagn tegangan geser adalah kecil dan kekakuan puntir umumnya sangat tinngi.

K7.10.6.3.2

K7.10.6.3.2

Warping Torsion

Puntir Melentur

In warping torsion, there is no significant uniform torque present because the torsion section constant is negligibly small (as it is for very thin-walled open sections).

Pada puntir melentur, tidak terdapat puntiran merata yang berarti karena konstanta puntir penampang sangat kecil (seperti untuk penampang terbuka berdinding sangat tipis).

In the warping torsion of open section members with parallel flanges, the torque is resisted by equal and opposite flange shears which arise from differential bending of the flanges, and which have a lever arm equal to the distance between the flanges. Because of this large lever arm, the shear stresses are comparatively small. However, the complementary (warping) normal stresses resulting from flange bending are usually quite significant, and

Pada puntir melentur dari unsur penampang terbuka dengan flens sejajar, puntiran ditahan oleh geser flens sama dan berlawanan yang disebabkan oleh perbedaan lenturan flens, dan yang mempunyai lengan dalam sama dengan jarak antara flens. Karena lengan dalam besar tersebut, tegangan geser adalah relatif kecil. Bagaimanapun, tegangan normal tambahan (melentur) yang dihasilkan oleh lenturan flens umumnya cukup besar, dan tidak boleh

K7 - 55

should not be ignored.

diabaikan.

In some open section members, all the plate elements of the cross-section meet at a common point (as in the case of angles, tees, cruciforms and narrow rectangular sections), so that there can be no torque resultant of any warping shear stresses in the elements. In such a case, the warping torque is negligibly small, and all the torque must be resisted by the uniform torque.

Pada beberapa unsur penampang terbuka, semua elemen pelat penampang melintang bertemu pada titik umum (seperti dalam kasus siku, T, salib dan penampang persegi sempit), sehingga tidak dapat terjadi resultanta puntiran dari tegangan geser melentur dalam elemen. Dalam hal demikian, puntiran melentur adalah sangat kecil, dan semua puntiran harus ditahan oleh puntiran merata.

The warping torsion of closed section members is often ignored because the uniform torsional stiffness is very high.

Puntiran melentur dari unsur penampang tertutup sering diabaikan karena kekakuan puntir merata adalah sangat tinggi.

K7.10.6.3.3

K7.10.6.3.3

Non-uniform Torsion

PuntirTidak Merata

In non-uniform torsion, both uniform and warping torsion are present, and the applied torque is resisted by a combination of these two torque components. Non uniform torsion is the general case for open section members, and particularly so for hot-rolled and welded members with parallel flanges, such as I-section and channels.

Pada puntir tidak merata, terdapat puntir merata dan melentur, dan puntiran yang bekerja tertahan oleh kombinasi dua komponen puntiran tersebut. Puntiran tidak merata adalah kasus umum untuk unsur penampang terbuka, dan khususnya juga untuk unsur yang dicanai panas atau unsur yang dilas dengan flens sejajar, seperti penampang I dan kanal.

K7.10.6.4

Analysis of Torsion

K7.10.6.4

Analisis Puntir

K7.10.6.4.1

Pure Torsion

K7.10.6.4.1

Puntir Murni

i.

Section properties

i.

Besaran penampang

The analytical determination of the uniform torsion section constant J and the warping torsion constant Iw is discussed in Ref. 3. Computer methods of section analysis are given in Refs 8 and 9. Summaries of equations for these properties are given in Refs 10-12.

Penentuan analitik dari konstanta puntir merata penampang J dan konstanta puntir melentur Iw dibahas dalam Pustaka 3. Cara komputer dari analisis penampang diberikan dalam Pustaka 8 dan 9. Ringkasan rumus untuk besaran tersebut diberikan dalam Pustaka 10-12.

ii.

ii.

Member analysis

Analisis unsur

The distributions of the uniform and warping torques along both determinate and statically indeterminate members may be determined by the analytical methods given in Ref. 3, or by the computer method given in Ref.13. Solutions for a number of loading cases are given in Ref. 10.

Penyebaran puntiran merata dan melentur sepanjang unsur statik tertentu dan tidak tertentu dapat ditentukan dengan cara analitik yang diberikan dalam Pustaka 3, atau dengan cara komputer yang diberikan dalam Pustaka 13. Solusi untuk beberapa kasus pembebanan diberikan dalam Pustaka 10.

iii.

iii.

Section stress distribution

The stresses caused by the uniform and warping torques acting on a member crosssection may be determined by the analytical methods given in Ref. 3 or by the computer method given in Refs 8 and 9. Summaries of the stress distributions are given in Refs 10 and 11.

Penyebaran tegangan penampang

Tegangan yang disebabkan oleh puntiran merata dan melentur yang bekerja pada penampang melintang unsur dapat ditentukan dengan cara analitik yang diberikan dalam Pustaka 3 atau dengan cara komputer yang diberikan dalam Pustaka 8 dan 9. Ringkasan penyebaran tegangan diberikan dalam Pustaka 10 dan 11.

K7 - 56

K7.10.6.4.2 i.

Combined Bending and Torsion

First-order elastic analysis

K7.10.6.4.2 i.

Kombinasi Lentur Dan Puntir

Analisis elastis tingkat pertama

The first-order analysis of combined bending and torsion may be accomplished by the superposition of the results of first-order analyses of the separate effects of bending and of torsion. Thus the deformations and the stresses are obtained by appropriate additions of the values obtained from the separate analyses.

Analisis tigkat pertama dari kombinasi lentur dan puntir dapat dilakukan dengan superposisi hasil analisis tingkat pertama dari pengaruh terpisah dari lentur dan puntir. Jadi perubahan bentuk dan tegangan diperoleh dengan pertambahan nilai sesuai dari nilai yang diperoleh dengan analisis terpisah.

ii.

ii.

Approximate second-order analysis

Analisis pendekatan tingkat kedua

The first-order method of elastic analysis discussed above superposes the results of independent analyses of bending and torsion. It therefore ignores any secondorder components which arise from products of the firstorder actions with the deflections or twists, such as the moment Mx which is the minor axis component of the major axis moment Mx and which results from the twist rotation of the member.

Cara analisis elastis tingkat pertama yang dibahas diatas mempertambahkan hasil analisis terpisah dari lentur dan puntir. Dengan demikian diabaikan tiap komponen tingkat kedua yang terjadi dari perkalian aksi tingkat pertama dengan lendutan atau puntir, seperti momen Mx yang merupakan komponen sumbu tidak utama dari momen sumbu utama Mx dan yang dihasilkan oleh rotasi puntir dari unsur.

One simple approximate method of second order analysis of combined bending and torsion is to add the term Mx to any first-order minor axis moment My. Other second-order components which should be considered include the major axis component Mx, and the torque components Mxu and Myv. This approximate method is of reasonable accuracy while the major axis moment Mx is small compared with the flexural-torsional buckling moment at which the member becomes laterally unstable. When this is not the case, then the amplification method discussed in the next section will provide more accurate estimates of the second-order effects.

Salah satu cara perkiraan sederhana dari analisis tingkat kedua untuk kombinasi lentur dan puntir adalah dengan menambah besaran Mx pada tiap momen sumbu tidak utama tingkat pertama My. Komponen tingkat kedua lain yang harus dipertimbangkan mencakup komponen sumbu utama Mx dan komponen puntiran M%u dan Myv. Cara perkiraan ini adalah cukup tepat karena momen sumbu utama Mx adalah kecil dibanding momen tekuk puntir-lentur padamana unsur menjadi tidak stabil dalam arah lateral. Bila ini bukan kasusnya, maka cara amplifikasi yang dibahas dalam bagian berikut akan menyediakan perkiraan lebih tepat untuk pengaruh tingkat kedua.

iii.

iii.

Amplification of the first-order effects

When the major axis moment Mx is not small compared with the flexural-torsional buckling moment at which the member becomes laterally unstable, then the first-order minor axis deflections and the twists are amplified. These amplified deformations may be approximated by multiplying the first-order values by the amplification factor 1 (1-Mx/Mc), in which Mc is the elastic lateral buckling moment. Similarly, the second-order minor axis bending moments and torques may be approximated by multiplying the first-order values by the same amplification factor.

Amplifikasi pengaruh tingkat pertama

Bila momen sumbu utama Mx tidak kecil dibanding momen tekuk puntir-lentur padamana unsur menjadi tidak .stabil dalam arah lateral, maka lendutan sumbu tidak utama dan puntir tingkat pertama mengalami amplifikasi. Perubahan bentuk yang diamplifikasi tersebut dapat diperkirakan dengan mengalikan nilai tingkat pertama dengan faktor amplifikasi 1 (1-Mx/Mc),, dimana Mc adalah momen tekuk elastis lateral. Dengan cara sama, momen lentur dalam sumbu tidak utama dan puntir tingkat kedua dapat diperkirakan dengan mengalikan nilai tingkat pertama dengan faktor amplifikasi yang sama .

K7 - 57

K7.10.6.5

Design for Torsion

K7.10.6.5.1 i.

Pure Torsion

Uniform torsion

K7.10.6.5

Rencana Puntir

K7.10.6.5.1

Puntir Murni

i.

When the only action is that of uniform torsion, the design of an open section member is likely to be governed by deformation considerations, since the twist rotations are likely to be large. For strength design, a conservative method is to limit the maximum shear stress T *u predicted by elastic analysis under the design R

Puntir merata

Bila aksi hanya dari puntir merata, perencanaan unsur penampang terbuka umumnya ditentukan oleh pertimbangan perubahan bentuk, karena rotasi puntir 0 umumnya besar. Untuk perencanaan kekuatan, cara konservatif adalah membatasi tegangan geser *

maksimum T u yang diperkirakan oleh analisis elastis R

R

loads to K SR (0.6 fy) with K S = 0.9. This method is likely

untuk beban rencana pada K S (0.6 fy) dengan K S = 0.9.

to be oversafe for compact 1-sections, which have plastic shape factors equal to 1.5. For compact 1-sections, it is therefore suggested that the 0.6 factor above be increased by 25% to 0.75.

Cara ini rupanya terlalu aman untuk penampang I kompak, yang mempunyai faktor bentuk plastis sama dengan 1.5. Untuk penampang I kompak, disarankan bahwa faktor 0.6 tersebut dinaikan 25% sampai 0.75.

When the member is of closed section, the twist rotations are likely to be small. For strength design, it is suggested

Bila unsur adalah penampang tertutup, rotasi puntir umumnya kecil. Untuk perencanaan kekuatan,

*

*

that the maximum shear stress T u predicted by elastic

disarankan agar tegangan geser maksimum T u yang

analysis under the design loads should be limited to

diperkirakan

R

dengan

analisis

elastis R KS

untuk

beban

K S (0.6 fy) for compact sections. For slender sections,

rencana

significant distortions of the cross-section may occur, and the effects of these should be allowed for in the analysis of the member. Designing for distortion is beyond the scope of the Code.

penampang kompak. Untuk penampang langsing, gangguan cukup besar dari penampang melentur dapat terjadi, dan pengaruhnya harus diijinkan dalam analisis unsur. Perencanaan untuk gangguan perubahan bentuk adalah diluar lingkup Peraturan.

ii.

Warping torsion

ii.

When only action is that of warping torsion, the strength design of an open section member is usually governed *

by the warping normal stresses f w developed by differential flange bending, since these are usually much larger

than

the

warping

shear

stresses

*

Tw

A

conservative method of strength design is to limit the warping normal stresses

* fw

predicted by elastic analysis R

R

under the design loads to K S fy with K S = 0.9. This method is likely to be over-safe for the flanges of compact I-sections which have plastic shape factors equal to 1.5. For compact I-sections, it is therefore suggested that fy be increased by 25% to 1.25 fy. iii.

Non-uniform torsion

In non-uniform torsion, there are usually significant shear *

stresses T u arising from the uniform torque and *

significant normal stresses f u arising from the warping torque. However the maximum values of these usually occur at different cross-sections along the member, and at different locations in the cross-section. Because of this , it is often sufficient to ignore any interaction between the shear and normal stresses and to design separately for these

harus

dibatasi

pada

(0.6

fy)

untuk

Puntir melentur

Bila aksi hanya dari puntir melentur, perencanaan kekuatan unsur penampang terbuka umumnya *

ditentukan oleh tegangan normal melentur f w yang dikembangkan oleh perbedaan lenturan flens, karena ini umumnya jauh lebih besar dari tegangan geser melentur *

Tw

Cara konservatif untuk perencanaan kekuatan *

adalah membatasi tegangan normal melentur f w yang diperkirakan

dengan

rencana pada

R K S fy

analisis

dengan

R KS

elastis

untuk

beban

= 0.9. Cara ini rupanya

terlalu aman untuk flens penampang I kompak yang mempunyai faktor bentuk plastis sama dengan 1.5. Untuk penampang I kompak, disarankan bahwa fy, dinaikan 25% sampai 1.25 fy. iii. Puntir tidak merata Pada puntir tidak merata, umumnya terdapat tegangan *

geser cukup besar T u akibat puntiran merata dan *

tegangan normal cukup besar f u

akibat puntiran

melentur. Bagaimanapun nilai maksimum dari yang tersebut umumnya terjadi pada potongan berbeda sepanjang unsur dan pada lokasi berbeda dalam penampang melintang. Karena hal tersebut, sering memadai untuk mengabaikan tiap interaksi antara tegangan geser dan normal dan untuk

K7 - 58

using the methods suggested above.

merencanakan secara terpisah untuk tegangantegangan tersebut dengan menggunakan cara yang disarankan diatas.

When it is found that there are significant stresses of both kinds occurring at the same point, then a circular

Bila diketemukan bahwa terdapat tegangan cukup besar dari kedua jenis yang terjadi pada titik sama, maka

*

R

*

R

+

lengkung interaksi melingkar dengan jenis (f w 1.25 K S fy)

(T u /0.75K S fy)2 1.0 might be used for compact I-

+ (T u /0.75K S fy)2 1.0 dapat digunakan untuk unsur

section members. For other members, this should be

penampang I kompak. Untuk unsur lain, ini harus diganti

interaction *

curve

of

the

type

(f w 1.25

K S fy)

R

replaced by

* R (f w K S fy)2

K7.10.6.5.2

*

R

*

1.0

R

oleh (f w K S fy)2 1.0.

Combine Bending and Torsion

K7.10.6.5.2

For the strength design of members subjected to combined bending and torsion, the occurrence of coincident normal stresses due to bending and warping may be allowed for by replacing the design moment M* *

*

Kombinasi Lentur dan Puntir

Untuk perencanaan kekuatan unsur yang memikul kombinasi lentur dan puntir, terjadinya tegangan normal bersamaan akibat lentur dan pelenturan dapat diijinkan dengan mengganti momen lentur M* pada penampang *

*

at the section by an equivalent moment M c = M* + (f w

dengan momen ekivalen M c = M* + (f w MG/1.25 fy)

MG/1.25 fy) for compact I-section members, and by reducing the value of 1.25 to 1.0 for other members. similarly, the occurrence of coincident shear stresses due to uniform torsion and bending may be allowed for by replacing the design shear V* on the cross-section

untuk unsur penampang I kompak, dan dengan mengurangi nilai 1.25 sampai 1.0 untuk unsur lain. Dengan cara sama, teriadinya geser bersamaan akibat lentur dan puntir merata dapat diijinkan dengan mengganti geser rencana V* pada elemen penampang

*

*

*

*

element by an equivalent shear V c = V* + (T u Vw/0.75 fy)

melintang dengan geser ekivalen V c = V* + (T u Vw/0.75

for compact 1-section members, and by reducing the value of 0.75 to 0.6 for other members.

fy) untuk unsur penampang I kompak, dan mengurangi nilai 0.75 sampai 0.6 untuk unsur lain.

K7 - 59

K7.11 TRUSSES

K7.11 RANGKA

The text of Sub-section 7.11 has been taken directly from Part 3.12 of British Standard BS 5400 "Design of Steel, Concrete and Composite Bridges". That publication should be referred to for any explanation or further reference.

Uraian Bab 7.11 diambil Iangsung dari Bagian 3.12 British Standard BS 5400 "Design of Steel, Concrete and Composite Bridges". Publikasi tersebut harus dilihat untuk setiap penjelasan atau pustaka lebih lanjut.

K7 - 60

K7.12 CONNECTIONS

K7.12 HUBUNGAN

K7.12.1 GENERAL

K7.12.1 UMUM

K7.12.1.1

K7.12.1.1

Requirements For Connections

The Clause draws the distinction between connection components and connectors because the strength reduction factors for each are different (see Table 7.1). Only Clause 7.12.1.10 mentions connection components. It is essential that the connection design be consistent with the assumptions made in the method of analysis selected from Section 3. The basic requirement is that the design method demonstrate that the connections have the capacities to transmit the design action effects calculated from the analysis performed.

K7.12.1.2

Classification of Connections

Persyaratan Hubungan

Pasal ini menggambarkan perbedaan antara komponen hubungan dan penghubung karena faktor reduksi kekuatan untuk masing-masing adalah berbeda (lihat Tabel 7.1). Hanya pasal 7.12.1.10 menyebut komponen hubungan. Penting bahwa perencanaan hubungan sesuai dengan anggapan yang diambil dalam cara analisis terpilih dari Bagian 3. Persyaratan dasar adalah bahwa cara perencanaan menunjukan bahwa hubungan mempunyai kapasitas untuk menyalurkan pengaruh aksi rencana yang dihitung dari analisis yang dilakukan.

K7.12.1.2

Klasifikasi Hubungan

It is important to note that practical connections are neither fully rigid nor fully flexible, and that the onus is placed on the designer of a connection to ensure that the true behaviour of the connection does not have a deleterious effect on the members of the frame.

Penting untuk memperhatikan bahwa hubungan praktis tidak kaku penuh maupun fleksibel penuh, dan perencana hubungan bertanggung jawab untuk menjamin bahwa perilaku benar dari hubungan tidak mempunyai pengaruh buruk pada unsur rangka.

K7.12.1.3

K7.12.1.3

Connections in Main Members

Hubungan dalam Unsur Utama

The purpose of this clause is to make sure that connections is main members do not move or slip at serviceability loads.

Maksud pasal ini adalah untuk meyakinkan bahwa hubungan dalam unsur utama tidak bergerak atau menggelincir pada beban layan.

K7.12.1.4

K7.12.1.4

Design of Connections

Perencanaan Hubungan

The Clause nominates the basic requirements that any design model for any connection ought to satisfy if the model is to be acceptable. Not all published design models for connections satisfy all of these requirements.

Pasal ini menetapkan persyaratan dasar bahwa tiap model rencana untuk tiap hubungan harus memenuhi bila model dapat disetujui. Tidak semua model rencana hubungan yang dipublikasi memenuhi semua persyaratan ini.

The reference to residual actions due to bolt installation not requiring consideration refers to tensioned bolts, which introduce local clamping actions in steel frames and may result in some local actions in individual members. The resulting actions throughout the frame due to local actions or distortions are not significant nor readily amenable to calculation, and may be ignored.

Aksi sisa akibat pemasangan baut yang tidak perlu dipertimbangkan menunjuk pada baut tertarik, yang mengadakan aksi kelem setempat dalam rangka baja dan dapat menghasilkan beberapa aksi lokal dalam unsur tersendiri. Aksi yang dihasilkan dalam rangka akibat aksi lokal atau gangguan perubahan bentuk adalah tidak berarti dan tidak langsung terhitung, dan dapat diabaikan.

K7 - 61

K7.12.1.5

Minimum Design Actions on Connections

K7.12.1.5

Aksi Rencana Minimum pada Hubungan

The design actions nominated in the Clause are the actions for the ultimate strength limit state.

Aksi rencana yang ditetapkan dalam pasal adalah aksi untuk keadaan batas kekuatan ultimate.

The provisions are intended to ensure that, even for a lightly loaded member, each connection has at least a minimum capacity.

Persyaratan dimaksud untuk menjamin bahwa, juga untuk unsur yang dibebani ringan, tiap hubungan paling sedikit mempunyai kapasitas minimum.

The action to be designed for is the greater of the calculated design action or the minimum specified in (a) to (e), as appropriate. The minimum is generally expressed as a factor or times the design capacity for the minimum size of member required by the ultimate strength limit state. Hence, if a member is increased in size above the minimum size for whatever reason (rationalization of member sizes, slenderness consideration), it is only necessary to use the design capacity of the minimum size for the purposes of the Clause. For columns which may be subject to large compressive forces and only minor tensile forces, any splice has to be designed both for the specified value for the minimum member size required to resist the compression, and for the specified value for the minimum member size required to resist the tension.

Aksi untuk mana direncanakan adalah lebih besar dari aksi rencana terhitung atau nilai minimum yang dispesifikasi dalam (a) sampai (e), yang sesuai. Nilai minimum umumnya dinyatakan sebagai faktor atau dikali kapasitas rencana untuk ukuran unsur minimum yang diperlukan oleh keadaan batas kekuatan ultimate. Jadi, bila unsur meningkat dalam ukuran diatas ukuran minimum karena alasan apapun (rasionalisai ukuran unsur, pertimbangan kelangsingan), hanya perlu untuk menggunakan kapasitas rencana dari ukuran minimum untuk maksud pasal ini. Untuk kolom yang mungkin memikul gaya tekan besar dan hanya menerima gaya tarik kecil, tiap sambungan harus direncanakan untuk nilai yang dispesifikasi untuk ukuran unsur minimum yang diperlukan dalam menahan tekanan, dan untuk nilai yang dispesifikasi untuk ukuran unsur minimum dalam menahan tarikan.

The provisions for splices are covered by Items (d) to (e) of the Clause. The provisions, and those for compression members, are to prevent the situation of small splice elements being used to connect relatively thick plates. In the event of an excessive load, the weak splice elements will form a potential region of high deformation.

Persyaratan untuk sambungan tercakup oleh butir (d) sampai (e) dalam pasal. Persyaratan , dan yang untuk unsur tekan, adalah untuk mencegah keadaan elemen sambungan kecil yang digunakan untuk menghubungkan pelat relatif tebal. Dalam hal beban lebih, elemen sambungan lemah akan membentuk daerah yang potensial untuk perubahan bentuk tinggi.

The full member design capacity required as the minimum design action at the end connection of a threaded rod with turnbuckle used as tension member comes from Ref. 3, which cites experiments where the pretensioning induced by the turnbuckle exceed the nominal yield capacity at the threaded section.

Kapasitas penuh rencana dari unsur yang diperlukan sebagai aksi minimum rencana pada ujung hubungan batang berbenang dengan wartel yang digunakan sebagai unsur tarik berasal dari Pustaka 3, yang menunjuk pada percobaan dimana prapenarikan oleh wartel melebihi kapasitas leleh nominal pada potongan berbenang.

K7.12.1.6

K7.12.1.6

Intersections

Pertemuan

The Clause states what is accepted good practice in detailing, and indicates what is to be done if the ideal situation cannot be achieved.

Pasal ini menetapkan apa yang diharapkan sebagai praktek baik dalam pendetailan, dan mengatakan apa yang harus dilakukan bila keadaan ideal tidak dapat tercapai.

Slight eccentricities between the centroidal axes of members and the centroidal axes of end connections have long been ignored as having negligible effect on the static strength of members, but it is known that these eccentricities can have deleterious effects on the fatigue strength (Ref. 18).

Sedikit eksentrisitas antara sumbu pusat unsur dan sumbu pusat hubungan akhir telah lama diabaikan karena mempunyai pengaruh kecil pada kekuatan statik unsur, tetapi diketahui bahwa eksentrisitas tersebut dapat mempunyai pengaruh buruk pada kekuatan fatik (Pust. 18).

Three points should be made

Tiga butir harus dilakukan:

i.

i.

Consideration should be given to the

Pertimbangan diberikan pada kemudahan

K7 - 62

practicality of fabrication, inspection and erection in all connection detailing.

pabrikasi, pemeriksaan dan pemasangan untuk semua detail hubungan

ii.

Some eccentricity of centroid axes may be desirable in achieving a practical connection detail.

ii.

Sedikit eksentrisitas dari sumbu-sumbu pusat dapat diperlukan dalam mencapai detail hubungan yang praktis

iii.

Some strength and doubtful connections are sometimes constructed due to too much emphasis being placed on centroidal concentricity, to the detriment of providing proper paths for the actions. This should be discouraged.

iii.

Beberapa sambungan kuat dan sulit kadangkadang dilaksanakan karena terlalu banyak penekanan pada konsentrisnya pusat sumbu, dengan merusak pengadaan lintasan tepat untuk aksi. Hal ini harus dihindari.

K7.12.1.7

Non-slip Fasteners

K7.12.1.7

Pengencang Tidak Gelincir

K7.12.1.7.1

General

K7.12.1.7.1

Umum

No commentary.


K7.12.1.7.2

K7.12.1.7.2

Friction at Contact Surfaces

Gesek pada Permukaan Kontak

The performance of friction joints is directly dependent on the slip factor achieved between the contact surfaces.

Perilaku hubungan gesek langsung tergantung pada faktor gelincir yang dicapai antara bidang kontak.

The values of Slip Factor given in Table 7.16 are based on research reported in Reference (1), except that the lower values of the measured ranges have been adopted.

Nilai faktor gelincir yang diberikan dalam Tabel 7.16 adalah berdasarkan laporan penelitian dalam Pustaka (1), kecuali bahwa nilai lebih rendah dari batas terukur telah diambil.

When the Code slip factor of 0.35 has been assumed in design, painted members normally need to be masked at the joints, unless there is test evidence that the paint system to be used achieved at least this slip factor. Masking adds to the fabrication cost and is to be avoided if possible. One of the attractions of inorganic zinc silicate paint is its high slip factor, which means that no masking of faying surfaces is required.

Bila faktor gelincir sebesar 0.35 dari Peraturan telah dianggap dalam perencanaan, unsur yang dicat umumnya perlu ditutup pada pertemuan, kecuali bahwa terdapat bukti uji bahwa sistim pengecatan yang digunakan mencapai paling sedikit faktor gelincir tersebut. Penutupan menambah biaya pabrikasi dan sedapat mungkin harus dihindari. Salah satu keuntungan dari cat seng silikat tidak organik adalah faktor gelincirnya yang tinggi, yang berarti bahwa tidak diperlukan penutupan permukaan gelincir.

Fisher and Struik (16) report on available test data related to the slip factor associated with faying surface finishes. Among the conclusions reported are:

Fisher dan Struik (16) melaporkan berdasarkan data pengujian tersedia yang berkaitan dengan faktor gelincir sehubungan perawatan permukaan gelincir. Dalam kesimpulan yang dilaporkan terdapat:

i.

Hot-dip galvanizing generally results in a low slip factor (typically 0.09-0.36, average 0.18) due to the soft zinc layer that acts as a lubricant. The slip factor in influenced by the method of pretreatment prior to galvanizing, with abrasive blasting giving the highest slip factors and pickling the lowest.

i.

Galvanisasi celup panas umumnya menghasilkan faktor gelincir rendah (tipikal 0.09-0.36, rata-rata 0.18) karena lapis seng lunak yang bekerja sebagai pelumas. Faktor gelincir dipengaruhi oleh cara perawatan mula sebelum galvanisasi, pembersihan abrasif memberikan faktor gelincir tertinggi dan tanpa yang paling rendah.

ii.

A significant improvement in the slip resistance of galvanized surfaces can be achieved by preassembly treatment of the faying surfaces (e.g. wire brushing,light

ii.

Peningkatan berarti dalam tahanan gelincir permukaaan galvanis dapat dicapai oleh perawatan sebelum pemasangan dari permukaan gelincir (misal dengan sikat kawat,

K7 - 63

abrasive blasting, chemical treatment). Proper post-galvanizing treatment of hot-dip galvanized surfaces can also achieve a slip factor comparable to that for clean bare steel surfaces. However, it is important to note that any postgalvanizing treatment is labour intensive and therefore costly.

iii.

The slip factors achievable with zinc rich paints with organic vehicles would appear to vary markedly from one commercial mix to another, with some values comparable only to hot-dip galvanized surfaces.

iv.

Inorganic zinc rich paints provide a better slip resistance that zinc paints with organic vehicles. In particular, zinc silicate coatings on blast cleaned surfaces are likely to yield a slip coefficient which is about the same as that provided by blast cleaned base metal (approx. 0.50). Generally, an increase in coating thickness increases the slip resistance.

pembersihan abrasif ringan, perawatan kimiawi). Perawatan pasca galvanis dari permukaan galvanis celup panas dapat juga mencapai faktor gelincir sebanding dengan permukaan baja asli bersih. Bagaimanapun, penting agar diingat bahwa tiap perawatan pasca galvanis memerlukan tenaga pekerja dan menjadi mahal. v.

Faktor gelincir yang dicapai dengan cat kaya seng organik rupanya bervariasi besar dari satu campuran ke lain, dengan beberapa nilai yang hanya sebanding dengan permukaan yang digalvanis celup panas.

vi.

Cat kaya seng tidak organik mengadakan tahanan gelincir lebih baik dibanding cat seng organik. Khususnya , lapis cat seng silikat pada permukaan yang dibersihkan secara abrasif umumnya mencapai koefisien gelincir kurang lebih sama dengan yang diadakan oleh baja asli yang dibersihkan secara abrasif (kurang lebih 0.50). Umumnya , peningkatan dalam tebal lapis cat meningkatkan tahanan gelincir.

All the above moments relate to the short-term loading case. Under sustained loading, galvanized , members have a tendency to continue to slip (to creep) and this is not significantly improved by preassembly treatment. Joints treated with organic zinc rich paint show essentially the same behaviour, while inorganic zinc rich paints perform better, generally exhibiting similar slip factors for sustained as for short-term loading.

Semua cara diatas berkaitan dengan kasus pembebanan jangka pendek. Pada pembebanan jangka panjang, unsur yang digalvanis cenderung untuk menggelincir terus (merangkak) dan ini tidak bertambah baik dengan perawatan sebelum pemasangan. Pertemuan yang dirawat dengan cat kaya seng organik menunjukan perilaku sama, sedang cat kaya seng tidak organik berperilaku lebih balk, umumnya menunjukan faktor gelincir serupa untuk pembebanan jangka panjang maupun jangka pendek.

Also of interest is the fact that the fatigue strength of coated joints is equal to or greater than the fatigue resistance of uncoated joints of similar dimensions (16).

Juga menjadi perhatian adalah fakta bahwa kekuatan fatik dari pertemuan yang dicat adalah sama dengan atau lebih besar dari tahanan fatik pada pertemuan tidak dicat dengan dimensi serupa (Pust. 16)

K7.12.1.8

K7.12.1.8

Combined Connections

Hubungan Kombinasi

The requirements of the Clause are based on the fact that the load tends to be transferred by the stiffest fastener in the connection. Further discussion may be found in Refs 4 and 18. The following comments come from Ref. 18.

Persyaratan pasal adalah berdasarkan fakta bahwa beban cenderung tersalurkan oleh pengencang paling kaku dalam hubungan. Pembahasan lebih lanjut diperoleh dalam Pustaka 4 dan 18. Keterangan berikut berasal dari Pustaka 18.

Welds will not share the load equally with mechanical fasteners in bearing-type connections. Before ultimate loading occurs, the fastener will slip and the weld will carry an indeterminately larger share of the load.

Las tidak akan membagi beban secara sama dengan pengencang mekanik dalam hubungan jenis tumpuan. Sebelum pembebanan ultimate terjadi, pengencang akan menggelincir dan las akan memikul bagian beban yang lebih besar dan tidak tentu.

Accordingly, the sharing of load between welds and bolts in a bearing-type connection is not recommended. For similar reasons, bolts and rivets should not be assumed to share loads in a single group of fasteners.

Sesuai ini, pembagian beban antara las dan baut dalam hubungan jenis tumpuan tidak dianjurkan. Untuk alasan serupa, baut dan keling tidak boleh dianggap membagi beban dalam kelompok pengencang tunggal.

K7 - 64

For high-strength bolts in slip-resistant connections to share the load with welds, it is advisable to properly tension the bolt before the weld is made. Were the weld to be placed first, angular distortion from the heat of the weld might prevent the faying action required for development of the slip-resistant force. When the bolts are properly tensioned before the welds is made, the slip-resistant bolts and the weld may be assumed to share the load on a common shear plane. The heat of welding near bolts will not alter the mechanical properties of the bolt.

Untuk baut kekuatan tinggi dalam hubungan tahan gelincir agar membagi beban dengan [as, dianjurkan agar menegangkan baut dengan baik sebelum las dibuat. Bila [as ditempatkan lebih dahulu, gangguan sudut dari panas las dapat mencegah aksi permukaan yang diperlukan untuk mengembangkan gaya tahan gelincir. Bila baut telah ditegangkan secara baik sebelum [as dibuat, baut tahan gelincir dan las dapat dianggap membagi beban pada bidang geser umum. Panas pengelasan dekat baut tidak akan mengubah sifat mekanik dari baut.

It should be noted that combination of fasteners as defined herein does not refer to connections such as shear plates for beam-to-column connections which are welded to the column and bolted to the beam flange or web and other comparable connections.

Perlu diperhatikan bahwa kombinasi pengencang yang ditentukan disini tidak menunjuk pada hubungan seperti pelat geser untuk hubungan balok ke kolom yang dilas ke kolom dan dibaut ke flens balok atau pelat badan dan hubungan serupa yang lain.

K7.12.1.9

K7.12.1.9

Prying Forces

Gaya Melenting

The concept of prying forces and methods of allowing for them in design are discussed in detail in Refs 1 and 4.

Konsep gaya melenting dan cara mengijinkan mereka dalam perencanaan dibahas secara rinci dalam Pustaka 1 dan 4.

K7.12.1.10 Connection Components

K7.12.1.10 Komponen Hubungan

The connection components other than connectors are treated in design as members subject to tension, compression, bending and shear as appropriate, using the strength reduction factor for connection components given in Table 7.1 and the nominal capacities given in sub-sections 7.5 to 7.10.

Komponen hubungan selain penghubung dianggap dalam perencanaan sebagai unsur yang memikul tarik, tekan, lentur dan geser yang sesuai, menggunakan faktor reduksi kekuatan untuk komponen hubungan yang diberikan dalam Tabel 7.1 dan kapasitas nominal yang diberikan dalam Bab 7.5 sampai 7.10.

K7.12.1.11 Deductions for Fastener Holes

K7.12.1.11 Pengurangan untuk Lubang Pengencang

The Clause applies to tension members, compression members, beams and connection components.

Pasal berlaku untuk unsur tarik, unsur tekan, balok dan komponen hubungan.

The requirements for staggered holes have been in many other standards for a number of years and are due to work by Cochrane in 1922 (Ref.5). The method specified in the Clause was originally based on research on holes in rivetted members subject to tension.

Persyaratan untuk lubang selang seling telah terdapat dalam standar lain sejak bertahun-tahun dan merupakan hasil kerja Cochrane dalam 1922 (Pust.5). Cara yang dispesifikasi dalam pasal secara asli berdasarkan penelitian lubang dalam unsur dikeling yang memikul tarik.

K7.12.1.12 Hollow Section Connections

K7.12.1.12 Hubungan Penampang Berongga

Suitable methods for designing hollow section connection in compliance with the Clause may be found in Refs 6 to 8 inclusive.

Cara sesuai untuk perencanaan hubungan penampang berongga menurut pasal dapat diperoleh dalam Pustaka 6 sampai dengan 8.

K7 - 65

K7.12.2 DEFINITIONS

K7.12.2 DEFINISI

No commentary.


K7.12.3

DESIGN OF BOLTS

K7.12.3

PERENCANAAN BAUT

K7.12.3.1

Bolts and Bolting Category

K7.12.3.1

Kategori Baut dan Pembautan

The bolting categories have been in use for some years in Australia. They clearly identify both the type and grade of bolt to be used and the method of installation in one label.

Kategori baut telah digunakan selama beberapa tahun di Australia. Mereka jelas menerangkan jenis dan mutu baut yang akan digunakan serta cara pemasangan dalam satu label.

K7.12.3.2

K7.12.3.2

Bolt Areas and Minimum Tensions

Was Baut dan Tarikan Minimum

No commentary.


K7.12.3.3

K7.12.3.3

Design Method

Cara Perencanaan

No commentary.


K7.12.3.4

Nominal Strengths of a Bolt

K7.12.3.4

K7.12.3.4.1

Nominal Shear Strength of a Bolt

K7.12.3.4.1

Kekuatan Nominal Baut Kekuatan Geser Nominal Baut

Specifications for bolt manufacture do not usually require that the bolt be tested in shear as part of the quality control tests carried out by the manufacturer. Bolt shear strength is not normally stated in bolt standards.

Spesifikasi untuk pembuatan baut umumnya tidak mensyaratkan bahwa baut harus diuji terhadap geser sebagai bagian dalam pengujian pengendalian mutu yang'dilaksanakan oleh pabrik. Kekuatan geser baut umumnya tidak tercantum dalam standar baut

The shear strengths of bolts have been obtained by a number of different investigators who have subjected bolts to double shear induced through plates subjected either to tension or compression. Kulak, Fisher and Struik (Ref.4) have examined the available data and concluded that, for ASTM A325 and A490 bolts (Grade 8.8 bolts to AS 1252 are equivalent to ASTM A 325 bolts), the average shear strength (fvf) was 60% of the tensile strength of the bolt (fuf), so that fvt = 0.62 fuf.

Kekuatan geser baut telah diperoleh oleh beberapa penyelidik berbeda yang menguji baut terhadap geser ganda yang terjadi melalui pelat yang memikul tarik atau tekan. Kulak, Fisher dan Struik (Pustaka 4) telah mengolah data yang tersedia dan menyimpulkan bahwa, untuk baut ASTM 325 dan A 490 (baut mutu 8.8 sampai AS 1252 adalah ekivalen dengan baut ASTM A 325), kekuatan geser rata-rata (fvf) adalah 60% dari kekuatan tarik baut (fuf), sehingga fvt = 0.62 fuf.

Tests on bolted joints have also indicated that the level of any initial tension in the bolt has no significant effect on the ultimate shear strength. The factors responsible for this are canvassed in Ref.4. Consequently, the shear strength of a bolt which is snug tight (Categories/S) is the same as that of the same grade of bolt which is fully tensioned (Categories/T).

Pengujian pada pertemuan yang dibuat juga menunjukan bahwa tingkat setiap tarik permulaan dalam baut tidak mempunyai pengaruh besar pada kekuatan geser ultimate Faktor yang menyebabkan ini tercantum dalam Pustaka 4. Sebagai kesimpulan, kekuatan geser baut yang kencang tangan (Kategori/S) adalah sama dengan kekuatan baut bermutu sama yang ditegangkan penuh (Kategori/T).

The shear strength of a bolt is also directly proportional to the available shear area of the bolt, this being taken as the core area (Ac) when threads intercept the shear plane, and the plain shank area (Ao) when the plain shank intercepts the shear plane.

Kekuatan geser baut adalah juga langsung sebanding dengan luas geser tersedia dari baut, yang diambil sebagai luas inti (Ac) bila benang memotong bidang geser, dan luas batang polos (Ao) bila batang polos memotong bidang geser.

K7 - 66

Hence, the nominal shear capacity of a single bolt (Vf) is given by:

Demikian, kapasitas geser nominal baut tunggal (V,) diberikan oleh:

Vfn

= 0.62 Acfuf for threads intercepting one shear plane; and

Vfn

= 0.62 Acfuf untuk benang yang memotong satu bidang geser;dan

Vfx

= 0.62 Aofuf, for a plain shank intercepting one shear plane.

Vfx

= 0.62 Aofuf untuk batang polos yang memotong satu bidang geser

The expression for the nominal shear cap-city (Vf) given in the Clause allows the capacity of a bolt intercepting a number of shear planes of e : ch type to be determined. Typically, nn and nx will a either 0 or 1, depending on the application.

Rumus kapasitas geser nominal (Vf) yang diberikan dalam pasal mengijinkan kapasitas baut yang memotong sejumlah bidang geser dari setiap jenis menjadi tertentu. Nilai tipikal nn dan nx akan menjadi 0 atau 1, tergantung pada penggunaan.

For bolted lap splice connections which ar: subject to applied force which gives rise to shear farces on the bolts, both theoretical and experiment. I studies have shown that the length of the joi t is an important parameter influencing the total st ength of the joint (Refs 4 and 10).

Untuk baut dalam sambungan lebih atau menindih, yang memikul gaya yang menyebabkan gaya geser pada baut, penyelidikan teoritik dan eksperimen telah menunjukan bahwa panjang pertemuan adalah parameter penting yang mempengaruhi kekuatan total pertemuan (Pust.4 dan 10).

Depending on a number of factors re ated to connection geometry (including joint len,.th) and material properties, either a simultaneous shearing of all bolts occurs or a sequential failure characterized by progressive unbuttoni g takes place at failure of a lap joint, provided ne section failure is avoided. In general, short lap join -s exhibit the former failure mode, while for longer la joints a decrease in the average bolt shear force at failure is detected. The occurs because the end bo is in the joint are more heavily loaded than the cen ral bolts and these end bolts may fail befor; a full redistribution of bolt forces occurs.

Tergantung pada jumlah faktor sehubungan geometri hubungan (termasuk panjang pertemuan) dan besaran bahan, apakah terjadi pergeseran bersama dari semua baut atau keruntuhan beruntun yang mempunyai ciri terjadinya pelepasan bertahap pada keruntuhan pertemuan menindih, kecuali bila keruntuhan penampang bersih dicegah. Pada umumnya, pertemuan menindih pendek menunjukan bentuk keruntuhan sebelumnya, sedang untuk pertemuan menindih panjang telah diketemukan suatu penurunan dalam gaya geser rata-rata pada keruntuhan. Hal ini terjadi karena baut ujung dalam pertemuan lebih berat terbebani dibanding baut tengah dan baut ujung tersebut dapat runtuh sebelum terjadi penyebaran ulang sepenuhnya dari gaya-gaya baut.

Ref. 4 proposes using a reduction factor ( ) for lap splice joints as follows:

Pustaka 4 menyarankan penggunaan faktor reduksi k, untuk pertemuan sambungan menindih sebagai berikut:

kr

= 1.0 for Lj < 1250 mm = 0.8 for Lj > 1250 mm

kr

= 1.0 for Lj < 1250 mm = 0.8 for Lj > 1250 mm

Where Lj is the joint length.

dengan Lj adalah panjang pertemuan.

This is a very simplistic approach with obvious limitations, and has a very sharp cut-off with no transition.

Ini merupakan pendekatan sangat sederhana dengan pembatasan nyata, dan mempunyai pemotongan sangat tajam tanpa peralihan.

The ECCS (Ref. 11) has proposed the ollowing relationship between the reduction factor (kr) and the joint length (L1):

ECCS (Pust.1 1) telah menyarankan hubungan berikut antara faktor reduksi (kr) dan panjang pertemuan (L1):

kr

= 1.0 for Lj < 15df (df = bolt diameter)

kr

= 1.0 for Lj < 15df (df = bolt diameter)

= 1.075 Lj/(200 df) for 15df < Lj < 65 df

= 1.075 Lj/(200 df) for 15df < Lj < 65 df

= 0.75 Lj for 65 df < Lj

= 0.75 Lj for 65 df < Lj

A simplified version of the ECCS relatio hip has been chosen for use in the Clause by taking df =

Versi sederhana dari hubungan ECCS telah dipilih untuk penggunaan dalam pasal dengan mengambil

K7 - 67

20 mm, as being a reasonable approximation to the theoretical results without undue complication.

df = 20 mm, yang merupakan perkiraan wajar untuk hasil teoritik tanpa kerumitan yang tidak perlu.

Note that the nominal shear capacity of a bolt (Vr) may have to be reduced by the presence of packing plates in accordance with Clause 7.12.3.8.

Perhatikan bahwa kapasitas geser nominal baut (Vr) mungkin perlu dikurangi oleh adanya pelat paking sesuai Pasal 7.12.3.8.

No allowance need be made for long grips however, as a result of research summarized by Kulak, Fisher and Struik in Ref. 4. For the bearing-type joints covered by sub-clause 7.12.3.4.1., they note that "for joints with up to 150 mm of grip, test results are in close agreement with the analytical solution. Joints with larger grips and longer bolts tend to give higher ultimate loads than predicted."

Tidak perlu diadakan toleransi untuk panjang pegangan bagaimanapun, sebagai hasil dari penelitian yang diringkas oleh Kulak, Fisher dan Struik dalam Pustaka 4. Untuk pertemuan jenis tumpuan yang dicakup oleh ayat 7.12.3.4.1, tercantum bahwa "untuk pertemuan sampai pegangan 150 mm, hasil percobaan mendekati pada solusi analitik. Pertemuan dengan pegangan lebih panjang dan baut lebih panjang cenderung memberikan beban ultimate lebih tinggi dari yang diperkirakan".

Longer grips could be expected to giver lower ultimate loads due to bending of the bolts, but the bending deformation which occurs causes failure along an inclined shear plane of larger area, thus increasing the ultimate load and deformation capacity of the bolt.

Pegangan lebih panjang dapat diharapkan memberikan beban ultimate lebih rendah akibat dari lenturan baut, tetapi perubahan bentuk lentur yang terjadi menyebabkan keruntuhan sepanjang bidang geser miring dengan luas lebih besar, jadi menaikan beban ultimate dan kapasitas perubahan bentuk dari baut.

K7.12.3.4.2

K7.12.3.4.2

Nominal Tension Strength of a Bolt

Kekuatan Tarik Nominal Baut

The behaviour and strength of a bolt subject to an axial tension is governed by the performance of the threaded part of the bolt. Typical Standards specify as part of their requirements for the mechanical properties of the bolt:

Perilaku dan kekuatan baut yang memikul tarik aksial ditentukan oleh bagian baut yang berbenang. Standar tipikal menspesifikasi sebagai bagian dari persyaratannya untuk besaran mekanik baut:

i.

minimum tensile strength;

i.

kekuatan tarik minimum

ii.

minimum yield stress; and

ii.

kekuatan leleh minimum; dan

iii.

proof stress.

iii.

kekuatan uji

In order to determine whether the specified mechanical properties are met, these Standards require direct tension tests on full size bolts as a quality control mechanism. The tensile capacity of a bolt (Ntf) is specified therein to be equal to

Ntf

= AGfuf

Dalam usaha menentukan apakah besaran mekanik yang dispesifikasi terpenuhi, standar tersebut memerlukan pengujian tarik langsung pada baut ukuran penuh sebagai mekanisme pengendalian mutu. Kapasitas tarik baut (N,) dispesifikasi disini agar sama dengan: Ntf

= AGfuf

This expression is used in the Clause for the nominal capacity of a bolt under tension.

Rumus tersebut digunakan dalam pasal untuk kapasitas nominal baut dalam tarik.

Loading a bolt in tension, after preloading, by tightening the nut (8.8/T categories), does not significantly decrease the ultimate tensile strength of the bolt (Ref.4). Apparently, the torsional stresses induced by turning the nut have a negligible effect on the tensile strength, and Kulak, Fisher and Struik (Ref 4) argue that tensioned bolts can sustain direct tension loads without any significant apparent reduction in their tensile strength.

Pembebanan baut dalam tarik, setelah prapembebanan, dengan pengencangan mur (8.8 Kategori T), tidak banyak menurunkan kekuatan tarik ultimate baut (Pust.4). Rupanya, tegangan puntir yang timbul oleh pemutaran mur mempunyai pengaruh sangat kecil pada kekuatan tarik, dan Kulak, Fisher dan Struik (Pustaka 4) memperbincangkan bahwa baut bertegangan dapat menahan teban tarik langsung tanpa pengurangan

K7 - 68

cukup besar dalam kekuatan tariknya.

K7.12.3.4.3

Nominal Bearing Strength of Ply

K7.12.3.4.3

Kekuatan Tumpuan Nominal Pelat Lapis

The bearing stress and edge distance requirements for plies in bolted joints have been discussed in detail in Refs 4 and 12.

Persyaratan tegangan tumpuan dan jarak tepi untuk sambungan dalam pertemuan yang dibaut telah dibahas secara rinci dalam Pustaka 4 dan 12.

Research generally indicates that shearing-tearing failure with considerable 'piling-up' of the ply material in front of a bolt (commonly referred to as a local bearing failure) occurs at a nominal bearing stress within the range 4.5 fYP to 4.9 fYP. Hence, using the lower limit and the conventional nominal bearing area (df x fp) leads to:

Penelitian umumnya menunjukan bahwa keruntuhan sobek-geser dengan penebalan cukup besar dari bahan pelat didepan baut (umumnya keruntuhan tumpuan setempat) terjadi pada tegangan lentur nominal dalam batas 4.5 fYP sampai 4.9 f,P . Dengan demikian, penggunaan batas lebih rendah dan luas tumpuan nominal konvensional (df x fp) menuju pada:

Vbu = 4.5 fYP dft p

Vbu = 4.5 fYP dft p

where Vbu is the ultimate bearing capacity of a ply.

dengan Vb„ adalah kapasitas tumpuan ultimate dari pelat lapis.

For most structural steel, fyp = 0.7 fup so that this limit is equivalent to a nominal bearing capacity of a ply (Vb) given by:

Untuk kebanyakan baja struktural, fyp = 0.7 fup sehingga batas tersebut ekivalen dengan kapsitas tumpuan nominal pelat lapis (Vb) yang diberikan oleh:

Vb

= 3.2 fup dft p, as used in the Clause.

Vb = 3.2 f„P d, tP , seperti yang digunakan dalam pasal.

Such a failure mode only occurs for relatively long end distances (aT) in the direction of the applied force (generally aT > 3.5 df).

Bentuk keruntuhan demikian hanya terjadi untuk jarak tepi relatif panjang (a,) dalam arah gaya yang bekerja (umumnya a, > 3.5 d,).

For relatively short end distances (aT) in the direction of the applied force, failure occurs by longitudinal shearing of the connected ply along two practically parallel planes separated by a distance equal to the hole diameter. This type of failure is commonly referred to as plate tearout failure. An important criterion in determining the nominal bearing stress for such a failure is the ration aT/df.

Untuk jarak tepi relatif pendek (aT) dalam arah gaya yang bekerja, keruntuhan terjadi oleh pergeseran memanjang dari pelat lapis tersambung sepanjang bidang-bidang hampir sejajar yang dipisah oleh jarak sama dengan diameter lubang. Jenis keruntuhan ini umumnya disebut sebagai keruntuhan tersobeknya pelat. Kriteria penting dalam penentuan tegangan tumpuan nominal untuk keruntuhan demikian adalah rasio aT/df.

Kulak, Fisher and Struik (Ref.4) proposed the following lower bound equation:

Kulak, Fisher dan Struik (Pust. 4) menyarankan rumus batas bawah berikut:

fpu

= 1.40 aT/ df - 0.70

or the simpler form: fpu/fup = aT/ df

fpu

= 1.40 aT/ df - 0.70

atau bentuk lebih sederhana: fpu/fup = aT/ df

The simpler form has been adopted as the design criterion.

Bentuk sederhana perencanaan.

K7.12.3.4.4

K7.12.3.4.4

Nominal Shear Strength of a Bolt in a Friction Connection

This sub-clause gives the simple mechanical strength of a friction connection. For comments on the slip factor, see sub-clause K7.12.1.7.2.

telah

diambil

sebagai

Kekuatan Geser Nominal dalam Hubungan Gesek

kriteria

Baut

Ayat ini memberikan kekuatan mekanik sederhana dari hubungan gesek. Untuk penjelasan faktor gelincir, lihat ayat K7.12.1.7.2.

K7 - 69

No correction is required for long grips as a result of research reported by Kulak, Fisher and Struik in Ref. 4, who note that "the grip length of bolts does not have a noticeable influence on the behaviour of friction-type joints." The only point of concern is the attainment of the desired clamping force. The attainment of the specified initial bolt tension is ensured by increasing the amount of turn required in the part-turn of nut method (see subclause 7.12.7.2.2.).

Tidak diperlukan koreksi untuk panjang pegangan sebagai hasil penelitian oleh Kulak, Fisher dan Struik dalam Pustaka 4, yang mengatakan bahwa:"panjang pegangan baut tidak mempunyai pengaruh berarti pada perilaku hubungan baut jenis gesek". Satunya butir yang dipikirkan adalah pencapaian gaya kelem yang perlu. Pencapaian penegangan permulaan baut yang dispesifikasi terjamin oleh kenaikan jumlah putaran yang diperlukan dalam bagian- cara pengencangan fraksi putaran (lihat ayat 7.12.7.2.2).

No correction is required for the presence of a packer plate, again as a result of research reported by Kulak, Fisher and Struik in Ref. 4, who note that "For slipresistant joints, loose fillers with surface conditions comparable to other joint components are capable of developing the required slip resistance." Slip-resistant joints do not require additional fasteners when packer plates are used. The packers become integral components of the joint, and packer thickness does not significantly affect the joint behaviour.

Tidak perlu diadakan koreksi untuk terdapatnya pelat pengisi, juga sebagai hasil laporan penelitian oleh Kulak, Fisher dan Struik dalam Pustaka 4, yang mengatakan bahwa "Untuk pertemuan tahan gelincir, pengisi lepas dengan kondisi permukaan sebanding dengan komponen pertemuan lain adalah mampu mengembangkan tahanan gelincir yang diperlukan." Pertemuan tahan gelincir tidak memerlukan pengencang tambahan bila digunakan pelat pengisi. Pelat pengisi menjadi komponen kesatuan dengan pertemuan, dan tebal pelat pengisi tidak banyak berpengaruh pada perilaku pertemuan.

The kh factor for different hole types has been introduced to compensate for the loss of clamping area in the vicinity of the hole when other than a standard hole is employed. The clamping action, on which the frictional resistance is dependent, is highly localized around the bolt, and a loss of area in the zone of high clamping force affects the slip resistance at the interface. The values for kh are based on recommendations contained in Ref. 4. The different hole types permitted in the code are defined in Clause 7.12.6.5.

Nilai kh untuk jenis lubang berbeda telah diambil untuk merigimbangi kehilangan luas kelem sekitar lubang bila digunakan lain dari lubang standar. Aksi kelem, padamana tahanan gesek tergantung, adalah terpusat sekitar baut, dan kehilangan luas dalam daerah gaya kelem tinggi mempengaruhi tahanan gelincir pada permukaan antara. Nilai kh adalah berdasarkan saran dalam Pustaka 4. Jenis lubang berbeda yang diijinkan dalam Peraturan ditetapkan dalam Pasal 7.12.6.5.

K7.12.3.5

Bolt Ultimate Limit States

K7.12.3.5

Keadaan Batas Ultimate Baut

K7.12.3.5.1

Bolt in Shear

K7.12.3.5.1

Baut dalam Geser

No commentary.


K7.12.3.5.2

K7.12.3.5.2

Bolt In Tension

Baut dalam Tarik

No commentary.


K7.12.3.5.3

K7.12.3.5.3

Bolt Subject to Combined Shear and Tension

Test conducted on bolts subject to simultaneous shear and tension forces indicate that neither bolt diameter, bolt type nor ply material type have a significant effect on the ultimate load capacity of the bolt. Test results are best approximated by an elliptical interaction relationship (after Kulak, Fisher and Struik, Ref. 4), as adopted in the Clause. The nominal tension capacity and the nominal shear capacity used in the denominators of the interaction equation are the respective nominal capacities of the

Baut yang Memikul Kombinasi Geser dan Tarik

Percobaan yang dilakukan pada baut yang memikul gaya geser dan tarik bersama menunjukan bahwa diameter baut, jenis baut dan bahan pelat lapis tidak mempunyai pengaruh berarti pada kapasitas beban ultimate baut. Hasil pengujian paling baik diperkirakan oleh hubungan interaksi ellips (menurut Kulak, Fisher dan Struik, Pust.4), seperti yang diambil dalam pasal. Kapasitas tarik nominal dan kapasitas geser nominal yang digunakan dalam pembagi rumus interaksi adalah masing-masing kapasitas nominal baut pada

K7 - 70

bolt under the separate individual loads, with the nominal shear capacity being dependent upon the location (s) of the shear plane (s), as for a bolt subject to shear force alone.

beban tersendiri terpisah, dengan kapasitas geser nominal yang tergantung pada lokasi bidang-bidang geser, seperti untuk baut yang hanya memikul gaya geser.

K7.12.3.5.4

K7.12.3.5.4

Ply in Bearing

Pelat Lapis dalam Tumpuan

No commentary.


K7.12.3.6

Bolt Serviceability Limit State

K7.12.3.6

Keadaan Batas Kelayanan Baut

K7.12.3.6.1

Bolt in Shear

K7.12.3.6.1

Baut dalam Geser

A limited range of bolted connections need to be designed in such a manner that slip is limited under the serviceability loads. Such a design criterion has been reviewed elsewhere (Refs 13 to 15) and has long been a design condition for 8.8/TF category bolts.

Variasi terbatas dari hubungan baut perlu direncanakan dengan cara agar gelincir dibatasi pada beban layan. Kriteria perencanaan demikian telah ditinjau ditempat lain (Pust. 13 sampai 15) dan telah lama nenjadi keadaan rencana unuk baut 8.8/kategori TF.

The maximum amount of slip that can occur in connections that are not classified as slip-critical is limited theoretically to 2 mm to 3 mm. In most practical cases, however, the real magnitude of any slip would probably be much less because the inaccuracies in the location of holes within a pattern of bolts would usually cause one or more bolts to be in bearing in the initial unloaded condition. Furthermore, in statically loaded structures, even with perfectly positioned holes, the usual method of erection would cause the weight of the connected elements to put the bolts into direct bearing at the time the member is supported on loose bolts and the lifting crane is unhooked. Subsequent additional gravity loading could not cause additional vertical connection slip.

Jumlah gelincir maksimum yang dapat terjadi dalam hubungan yang tidak diklasifikasi sebagai kritikgelincir dibatasi secara teoritik pada 2mm sampai 3mm. Pada kebanyakan kasus praktis, bagaimanapun, besaran aktual dari tiap gelincir akan mungkin jauh lebih kecil karena kurang tepatnya lokasi lubang dalam pola baut akan umumnya menyebabkan satu atau lebih baut berada dalam tumpuan pada kondisi bebas beban permulaan. Lebih lanjut, dalam struktur yang dibebani statik, maupun dengan lubang berkedudukan tepat, cara pemasangan umum akan menyebabkan bahwa berat elemen tersambung membuat baut berada dalam tumpuan langsung pada saat unsur didukung oleh baut lepas dan keran pengangkat tidak terkait. Pembebanan gravitas tambahan selanjutnya tidak dapat menyebabkan penambahan gelincir vertikal pada pertemuan.

Connections classified as needing slip to be limited include those cases where slip could theoretically exceed 2 mm to 3 mm, and thus, possibly affect the serviceability of the structure by excessive distortion or reduction in strength or stability, even though the resistance to fracture of the connection may be adequate. Also included are those cases where slip of any magnitude should be prevented, as for example in joints subject to fatigue loading.

Hubungan yang diklasifikasi sebagai memerlukan pembatasan gelincir mencakup kasus dimana gelincir secara teoritik dapat melampaui 2mm sampai 3 mm, dan demikian, mungkin mempengaruhi kelayanan struktur oleh gangguan perubahan bentuk atau pengurangan kekuatan atau stabilitas, walaupun tahanan terhadap patahan hubungan mungkin memadai. Juga termasuk adalah kasus dimana gelincir dengan tiap besaran harus dicegah, sebagai contoh dalam pertemuan yang memikul pembebanan fatik.

At the ultimate Limit State, friction connections will slip until they act wholly in hearing .

Pada keadaan batas ultimate, pertemuan gesek akan menggelincir sampai mereka bekerja penuh dalam tumpuan.

K7.12.3.6.2

K7.12.3.6.2

Combined Shear and Tension

When tensioned high-strength structural bolts of 8.8/TF category are subjected to applied tensile forces, the clamping forces are reduced, and a

Kombinasi Geser dan Tarik

Bila baut struktural kekuatan tinggi bertegangan memikul gaya tarik yang bekerja, gaya kelem terkurangi, dan pengurangan sebanding dengan

K7 - 71

proportional reduction in the shear transferred by friction may occur.

geser yang tersalur oleh gesek dapat terjadi.

A linear interaction equation is used in this case rather than the parabolic relationship used for the strength limit state (see sub-clause 7.12.3.5.3.), following the recommendations in Ref.17.

Rumus interaksi linier digunakan dalam kasus ini dan bukan hubungan parabolik yang digunakan untuk keadaan batas kekuatan (lihat ayat 7.12.3.5.3), mengikuti saran dalam Pustaka 17.

K7.12.3.7


K7.12.3.7


K7.12.3.7.1

Design Loads

K7.12.3.7.1

Beban Rencana

No commentary.


K7.12.3.7.2

K7.12.3.7.2

Bolts in a Friction Joint R

Baut dalam Sambungan Gesek R

The factor of 0.6 is less than the value of K S s given in

Faktor 0.6 adalah kurang dari nilai K S yang diberikan

Table 7.1 because of the likely presence of permitted overstress.

dalam Tabel 7.1 karena kemungkinan terdapatnya tegangan Iebih yang diijinkan.

It should be noted that permitted overstress for some load combinations given in section 2 will result in a connection that will slip under the design loads. The design Engineer should be aware of this possibility and should increase the strength of the connection if he considers such slippage undesirable.

Perlu diperhatikan bahwa tegangan lebih yang diijinkan untuk beberapa kombinasi beban yang diberikan dalam Bagian 2 akan menghasilkan pertemuan yang menggelincir pada beban rencana. Perencana harus menyadari kemungkinan tersebut dan harus menaikan kekuatan hubungan bila ia mempertimbangkan bahwa gelincir demikian tidak diinginkan.

K7.12.3.7.3

K7.12.3.7.3

Bolt in Shear

Baut dalam Geser

The factor of 0.4 corresponds to the working stress level adopted in existing codes.

Faktor 0.4 sehubungan dengan tingkat tegangan kerja yang diambil dalam peraturan yang ada.

K7.12.3.7.4

K7.12.3.7.4

Bolt in Tension

Baut dalam Tarik



K7.12.3.7.5

K7.12.3.7.5

Bolt Subject to Combined Shear and Tension

Baut yang Memikul Kombinasi Geser dan Tarik

No commentary.


K7.12.3.7.6

K7.12.3.7.6

Ply in Bearing




K7.12.3.8

K7.12.3.8

Packing Plates

The provisions of the Clause come directly from research reported by Kulak, Fisher and Struik in Ref. 4. They report in Chapter 10.3 the following:

Pelat Pengisi

Persyaratan pasal ini berasal langsung dari laporan penelitian oleh Kulak, Fisher dan Struik dalam Pustaka 4. Mereka melaporkan dalam bab 10.3 sebagai berikut:

K7 - 72

"For bearing type joints, where the load is transmitted by shear and bearing of the bolts, loose fillers can be used as long as excessive bending of the bolts does not occur. It is suggested that single loose fillers up to 1 /4 inch (6 mm) thick can be used without considering a reduction in bolt shear strength. If the loose filler thickness exceeds this, the bolt shear strength capacity should reduced. A reduction of 15% would be appropriate for a loose filler thickness of 3/4 inch (19 mm)."

"Untuk pertemuan jenis tumpuan, dimana beban disalurkan oleh geser dan tumpuan baut, pelat pengisi lepas dapat digunakan selama tidak terjadi lenturan berlebih dari baut. Disarankan agar plat pengisi tunggal sampai tebal 1/4"(6 mm) dapat digunakan tanpa mempertimbangkan pengurangan dalam kekuatan geser baut. Bila tebal pelat pengisi lepas melebihi ini, kapasitas geser baut harus dikurangi. Pengurangan sebesar 15% akan mencukupi untuk ketebalan pelat pengisi sebesar 3/4"(19 mm)."

K7.12.4

ASSESSMENT OF THE STRENGTH OF A BOLT GROUP

K7.12.4

PENDEKATAN KEKUATAN KELOMPOK BAUT

K7.12.4.1

Bolt Groups Subject to Inplane Loading

K7.12.4.1

Kelompok Baut yang Memikul Pembebanan dalam Bidang

The design assumptions listed in the Clause are the conventional assumptions which are made for the analysis of bolt groups loaded by in-plane eccentric shear forces in order to derive equations of equilibrium which can be solved for the bolt forces.

Anggapan perencanaan yang terdapat dalam pasal adalah anggapan konvensional yang dibuat untuk analisis kelompok baut yang dibebani dalam bidang oleh geser eksentris agar menurunkan rumus keseimbangan yang dapat diselesaikan untuk gaya baut.

Consideration of force and moment equilibrium leads to three equations. A further equation is needed in order to evaluate the design shear capacity of the connection. The required equation depends on the analysis method used, which may be either:

Pertimbangan keseimbangan gaya dan momen menuju pada tiga rumus. Rumus lebih lanjut diperlukan untuk evaluasi kapasitas geser rencana dari hubungan. Rumus yang diperlukan tergantung pada cara analisis yang digunakan, yang dapat menjadi salah satu dari:

i.

i.

Elastic analysis: In this analysis it assumed that the relationship

Dalam analisis dianggap bahwa korelasi antara

*

*

between the force V n on any bolt is linearly

gaya V n pada tiap baut adalah berkaitan linier

related to its distance (rn) from the centre of

terhadap jarak (rn) dari pusat rotasi, dan juga

rotation, and also to the force

ii.

* V of

*

on the bolt

terhadap gaya V of pada baut terjauh dari pusat

furthest from the centre of rotation

rotasi.

The Clause permits the design actions to be considered separately and then superposed.

Pasal mengijinkan agar aksi rencana dipertimbangkan secara terpisah dan kemudian disuperposisi.

Plastic analysis:

ii.

In the plastic analysis method, it is assumed that all bolts not at the centre of rotation are deformed sufficiently to become fully plastic, and that all transmit the same force at failure. In this case it is not possible to solve the equations explicitly, and an iterative method must be used to evaluate these variables. This generally requires the use of a computer to obtain a solution.

iii.

Analisis elastis:

Other methods: Several authors have attempted to measure the relationship between the relative displacement of the connected components and the force developed by the bolt. They then use this relationship in solving the

Analisis plastis: Dalam analisis plastis, dianggap bahwa semua baut yang tidak di pusat rotasi telah cukup berubah bentuk agar menjadi plastis penuh, dan bahwa semua menyalurkan gaya sama pada keruntuhan. Dalam hal ini tidak mungkin untuk menyelesaikan rumus secara tepat, dan harus digunakan cara uji coba untuk evaluasi variabel tersebut. Ini umumnya memerlukan penggunaan komputer untuk memperoleh hasil.

iii.

Cara lain: Beberapa penulis telah berusaha mengukur korelasi antara simpangan relatif dari komponen tersambung dan gaya yang dikembangkan oleh baut. Kemudian mereka menggunakan korelasi tersebut untuk

K7 - 73

equilibrium equations. The method used to obtain a solution is again an interactive one, generally requiring the use of a computer to provide a satisfactory solution. Unfortunately, the relationship referred to above between the relative displacement and the bolt force is dependent on a number of factors including.

menyelesaikan rumus keseimbangan. Cara yang digunakan untuk memperoleh hasil adalah juga suatu interaksi, umumnya memerlukan penggunaan komputer untuk memperoleh hasil yang memuaskan. Adalah tidak menguntungkan bahwa korelasi tersebut diatas antara simpangan relatif dan gaya baut bergantung pada sejumlah faktor termasuk:

x

x

tebal komponen yang dihubungkan; dan

x

tegangan leleh komponen tersebut

x

the thickness of the connected components; and the yield strengths of these components

Because much of the deformation which occurs in realistic cases is due to bearing failure of the connected material, no simple relationship or single definition of this relationship is available.

Karena sejumlah besar dari perubahan bentuk yang terjadi dalam kasus aktual adalah karena keruntuhan tumpuan dari bahan yang dihubungkan, tidak terdapat korelasi yang sederhana atau ketentuan tunggal untuk korelasi tersebut.

Traditionally, design has been done using the elastic method of analysis which is readily amenable to hand solution. More modern methods have become popular, especially in Refs 4 and 18. A review of available test results and methods of analysis used for bolt groups, eccentrically loaded in-plane (Ref. 16), has shown that elastic analysis, with its ease of calculation, provides a practical approach to the evaluation of the strength of bolt groups, and that there is little benefit arising from the use of the more complicated plastic analysis.

Umumnya, perencanaan telah dilakukan dengan menggunakan cara analisis elastis yang langsung dapat dihitung tangan. Cara lebih baru telah menjadi populer, terutama dalam Pustaka 4 dan 18. Tinjauan dari hasil pengujian yang tersedia dan cara analisis yang digunakan untuk kelompok baut, yang dibebani eksentris dalam bidang (Pustaka 16), telah menunjukan bahwa analisis elastis dengan kemudahan perhitungan, menyediakan pendekatan praktis untuk evaluasi kekuatan kelompok baut, dan bahwa terdapat sedikit keuntungan bila digunakan analisis plastis yang lebih rumit.

K7.12.4.2

Bolt Groups Subject to Out ofplane Loading

K7.12.4.2

Kelompok Baut yang Memikul Pembebanan Luar Bidang

Recognised methods of analysis for individual bolts in tension and bolts in simple hanging type tension connections may be found in Refs and 10. Recognised methods of analysis for bolt groups subject to bending moments causing bolt tensions may be found in Ref. 1 (for specific connection types) and Ref. 10 (for general bolt groups).

Cara analisis yang berlaku untuk baut tersendiri dalam tarikan dan baut dalam jenis hubungan tarik menggantung sederhana dapat diperoleh dalam Pustaka 10. Cara analisis yang berlaku untuk kelompok baut yang memikul momen lentur yang menyebabkan tarikan baut dapat diperoleh dalam Pustaka 1 (untuk jenis hubungan spesifik) dan Pustaka 10 (untuk kelompok baut umum).

K7.12.4.3

K7.12.4.3

Bolt Groups Subject to Combinations of In-plane and Out-of-plane Loadings

Kelompok Baut yang Memikul Kombinasi Pembebanan Dalam dan Luar Bidang

No commentary.


K7.12.5

DESIGN OF A PIN CONNECTION

K7.12.5

RENCANA HUBUNGAN PEN

K7.12.5.1

Design Method

K7.12.5.1

Cara Perencanaan

No commentary.


K7 - 74

K7.12.5.2

Nominal Strengths of a Pin

K7.12.5.2

Kekuatan Nominal Pen

K7.12.5.2.1

Nominal Shear Strength of a Pin

K7.12.5.2.1

Kekuatan Geser Nominal Pen

The nominal shear strength is based on a shear stress at failure of 62% of the yield stress of the pin material.

Kekuatan geser nominal adalah berdasarkan tegangan geser pada keruntuhan sebesar 62% tegangan leleh dari bahan pen.

K7.12.5.2.2

K7.12.5.2.2

Nominal Bearing Strength of a Pin

Kekuatan Tumpuan Nominal Pen

The approach here is different to that for a bolt in bearing. Failure of a bolt in bearing is not considered as a possible failure mode, as the bolt is usually equal to or greater in strength than the ply. Accordingly, attention is concentrated on bearing failure of the ply. In contrast, in this clause the relatively low failure stress of 1.4 times the yield stress of the pin material reflects the critical nature of this load on a single pin.

Pendekatan ini adalah berbeda dengan yang diperuntukan baut dalam tumpuan. Keruntuhan baut dalam tumpuan tidak dipertimbangkan sebagai bentuk keruntuhan yang mungkin, karena baut umumnya sama atau lebih besar dalam kekuatan dibanding pelat lapis. Sesuai ini , perhatian dipusatkan pada keruntuhan tumpuan dari pelat lapis. Sebaliknya, dalam pasal ini tegangan runtuh relatif rendah sebesar 1.4 kali tegangan leleh bahan pen mencerminkan sifat kritik beban tersebut pada pen tunggal.

The factor kp of 0.5 for a pin that allows rotation reflects the fact that continual movement of the pin plates around the pin circumference creates a wearing effect.

Faktor kp sebesar 0.5 untuk pen yang mengijinkan rotasi mencerminkan fakta bahwa gerakan menerus dari pelat pen sekeliling pen menyebabkan keausan.

K7.12.5.2.3

K7.12.5.2.3

Nominal Bending Strength of a Pin

Kekuatan Lentur Nominal Pen

A pin is treated as a compact member under subsection 7.5, subject only to plastic yielding.

Pen dianggap sebagai unsur kompak sesuai bab 7.5, yang hanya memikul pelelehan plastis.

K7.12.5.3


K7.12.5.3

K7.12.5.3.1

Pin in Shear

K7.12.5.3.1

Rencana Keadaan Batas Ultimate Pen dalam Geser

No commentary.


K7.12.5.3.2

K7.12.5.3.2

Pin In Bearing

Pen dalam Tumpuan

No commentary.


K7.12.5.3.3

K7.12.5.3.3

Pin in Bending

Pen dalam Lentur

No commentary.


K7.12.5.3.4

K7.12.5.3.4

Ply in Bearing

No commentary.



K7 - 75

K7.12.5.4


K7.12.5.4


K7.12.5.4.1

Pin in Shear

K7.12.5.4.1

Pen dalam Geser

No commentary.


K7.12.5.4.2

K7.12.5.4.2

Pin in Bearing

Pen dalam Tumpuan

No commentary.


K7.12.5.4.3

K7.12.5.4.3

Pin in Bending

Pen dalam Lentur

No commentary.


K7.12.5.4.4

K7.12.5.4.4

Ply in Bearing


No commentary.


K7.12.6

DESIGN DETAILS FOR BOLTS AND PINS

K7.12.6

DETAIL PERENCANAAN BAUT DAN PEN

K7.12.6.1

Minimum Pitch

K7.12.6.1

Jarak Minimum

The minimum pitch of 2.5 bolt diameters relates primarily to the tools required to install a bolt, and compares with a minimum of 2.67 bolt diameters in Ref. 18. Most practical pitches are larger than this (Ref. 2 uses 3.5 bolt diameters for M20 bolts). The reference to sub-clauses 7.12.3.5.4. and 7.12.3.7.6. relates to the possibility of plate tearout between the bolt holes.

Jarak minimum sebesar 2.5 diameter baut terutama berkaitan dengan peralatan yang diperlukan untuk pemasangan baut, dan sebanding dengan minimum sebesar 2.67 diameter baut dalam Pustaka 18. Kebanyakan jarak praktis adalah lebih besar dari ini (Pustaka 2 menggunakan 3.5 diameter baut untuk baut M20). Pustaka untuk ayat 7.12.3.5.4. dan 7.12.3.7.6. berkaitan dengan kemungkinan tersobeknya pelat antara lubang baut.

K7.12.6.2

K7.12.6.2

Minimum Edge Distance

Jarak Tepi Minimum

The minima specified are based on past successful practice and relate to the expected edge roughness. They are similar to those in comparable specifications, such as Ref. 18.' The end distance may also be controlled by end plate tearout.

Minimum yang dispesifikasi adalah berdasarkan praktek berhasil yang lampau dan berkaitan dengan kekasaran tepi yang diharapkan. Mereka serupa dengan yang terdapat dalam spesifikasi sebanding, seperti Pustaka 18. Jarak tepi dapat juga ditentukan oleh tersobeknya pelat tepi.

K7.12.6.3

K7.12.6.3

Maximum Pitch

Jarak Maksimum

The values specified are empirically based on successful past practice. Smaller pitches than the maximum may be preferred if corrosion between the connected plies may be a problem.

Nilai yang dispesifikasi adalah berdasarkan percobaaan dan praktek berhasil dalam masa lalu. Jarak lebih kecil dari maksimum dapat diutamakan bila korosi antara pelat lapis yang dihubungkan dapat menjadi masalah.

K7.12.6.4

K7.12.6.4

Maximum Edge Distance

The values specified are empirically based on successful past practice, and are intended to provide for the exclusion of moisture between connected plies, thus preventing, corrosion between the plies

Jarak Tepi Maksimum

Nilai yang dispesifikasi adalah berdasarkan percobaan dan praktek berhasil dalam masa lalu dan dimaksudkan agar mengadakan pencegahan kelembaban antara pelat lapis yang dihubungkan,

K7 - 76

which might accumulate and force the plies apart. Lesser values should be considered in corrosive applications. The provisions are also intended to prevent any potential curling-up of plate edges.

sehingga mencegah korosi antara pelat yang dapat berkumpul dam memaksa terpisahnya pelat. Nilai lebih kecil harus dipertimbangkan untuk penggunaan korosif. Persyaratan juga dimaksud untuk mencegah tiap potensial terlenturnya keluar dari tepi pelat.

K7.12.6.5

K7.12.6.5

Holes

The holes size is generally 2 mm or 3 mm larger than the bolt diameter, the greater value for larger bolt diameters recognizing the greater difficulty and larger tolerance required to get such a bolt into the hole. The use of oversize and slotted holes American and Australian practice based on research reported in Ref. 9. Larger oversize holes in column base plates are permitted in order to assist in the erection of columns.

Lubang-Iubang

Ukuran lubang adalah umumnya 2mm atau 3mm lebih besar dari diameter baut, nilai besar untuk diameter baut besar menunjukan kesulitan yang lebih besar dan toleransi lebih besar yang diperlukan untuk memasang baut tersebut kedalam lubang. Penggunaan lubang yang kebesaran atau bersela dalam praktek Amerika dan Australia adalah berdasarkan laporan penelitian dalam Pustaka 9. Lubang yang kebesaran dalam pelat dasar kolom diijinkan agar membantu pemasangan kolom.

K7.12.6.6

Locking of Nuts

K7.12.6.6

Penguncian Mur

Locking may be carried out using propriety lock-out or by tightening a second nut down onto the first. When two nuts are used, the second nut (lock-nut) may be thin to reduce the required bolt projection.

Penguncian dapat dilaksanakan dengan menggunakan pengunci atau mengencangkan mur kedua diatas yang pertama. Bila digunakan dua mur, mur kedua (mur pengunci) boleh tipis agar mengurangi proyeksi baut yang diperlukan.

K7.12.6.7

K7.12.6.7

Minimum Number of Bolts

Jumlah Baut Minimum

This clause represents good practice.

Pasal ini mewakili praktek baik.

K7.12.6.8

K7.12.6.8

Size of Bolts

This clause represents good practice.

Ukuran Baut

Pasal ini mewakili praktek baik.

K7.12.7

FRICTION CONNECTIONS

K7.12.7

HUBUNGAN GESEK

K7.12.7.1

Assembly

K7.12.7.1

Pemasangan

The friction surfaces should be planar across their full extent. Where members of different thicknesses are to be connected, packing plates are required to achieve a uniform thickness between the actual plates.

Permukaan gesek harus sebidang pada panjang penuhnya. Bila unsur dengan tebal berbeda akan dihubungkan, diperlukan pelat pengisi untuk mencapai tebal merata antara pelat sebenarnya.

K7.12.7.2

Methods of Tensioning

K7.12.7.2

Cara Pengencangan

K7.12.7.2.1

General

K7.12.7.2.1

Umum

It is accepted practice that the bolts will often be tensioned beyond their proof loads, as the minimum bolt tension specified in Table 7.19 is approximately equal to the minimum proof load of the bolts.

Adalah pelaksanaan yang disetujui bahwa baut sering dikencangkan melewati beban ujinya, karena tarikan minimum baut yang dispesifikasi dalam Tabel 7.19 adalah kurang lebih sama dengan beban uji minimum dari baut.

K7 - 77

If M30 or M36 bolts are specified, tensioning may be difficult depending on the capacity of the available equipment on site.

Bila dispesifikasikan baut M30 atau M36, pengencangan dapat menjadi sulit, tergantung pada kapasitas peralatan yang tersedia di lapangan.

Hot-dip galvanized and zinc electroplated bolt-nut assemblies show a more variable torque-tension relationship than plain bolts, as the friction between the nut thread and the coated bolt is increased. The nuts of hot-dip galvanized and zinc electroplated bolts should be provided with supplementary lubrication.

Susunan baut-mur yang digalvanis panas dan digalvanis listrik menunjukan korelasi torsipenegangan yang lebih variabel dibanding baut polos, karena gesek antara benang mur dan baut yang dicat akan meningkat. Mur dari baut yang digalvanis panas dan digalvanis listrik harus diberikan pelumasan tambahan.

The toque-control method of tensioning is not permitted. The reason for this is that experience since the introduction of high-strength bolting has shown that this method of achieving bolt tension is extremely unreliable in general structural application.

Cara pengencangan dengan pengendalian torsi tidak diijinkan. Alasan untuk ini adalah bahwa pengalaman sejak diperkenalkan baut kekuatan tinggi telah menunjukan bahwa cara tersebut untuk pencapaian penegangan baut adalah sangat kurang tepat dalam penerapan struktur umum.

Torque-control tensioning has its origin in the mechanical engineering industry where bolts of higher quality surface finish are used. In addition, in these situations, bolts are normally stored under protected conditions and not exposed to weather. In these applications, therefore, the relationship between torque and tension is fairly constant and easily measured.

Pengencangan dengan pengendalian torsi berasal dari industri teknik mekanik dimana digunakan baut dengan kualitas permukaan lebih halus. Sebagai tambahan, dalam keadaan tersebut, baut umumnya tersimpan dalam keadaan terlindung dan tidak terbuka terhadap cuaca. Pada penggunaan tersebut, dengan demikian, korelasi antara torsi dan penegangan adalah seragam dan mudah terukur.

In the structural industry these conditions are rarely present. The bolts used very often are exposed to weather and general site contamination before being installed in structural connections. This leads to an extremely variable relationship between torque and induced shank tension due to the variable friction between the nut and the bolt threads, and the nut and the washer faces. Also, experience shows that torque wrenches of suitable capacity are not readily available on many sites, and load calibration to be carried out once per shift.

Dalam industri struktural keadaan tersebut jarang terjadi. Baut yang digunakan sering terbuka terhadap cuaca dan pencemaran lapangan sebelum dipasang dalam hubungan struktural. Ini menuju pada korelasi sangat variabel antara torsi dan penegangan batang akibat gesek yang variabel antara mur dan benang baut, dan permukaan mur dan cincin. Juga, pengalaman menunjukan bahwa torsi-meter dengan kapasitas memadai tidak selalu tersedia di lapangan, dan kalibrasi beban harus dilakukan sekali pada tiap tahap.

Torque control as a method may only be used as an inspection method for the detection of gross undertensioning.

Cara pengendalian torsi hanya boleh digunakan sebagai cara pemeriksaan untuk menemukan pengencangan yang sangat kurang.

A general review of bolt tensioning procedures may be found in Ref.4.

Pandangan umum dari cara pengencangan baut dapat diperoleh dalam Pustaka 4.

K7.12.7.2.2

K7.12.7.2.2

Part-turn Method of Tensioning

The objective is to draw the load-transmitting plies into effective contact, and to achieve this, all bolts in the joint should be brought to the snug-tight condition first. When snug-tightening by hand, the full effort of a person on a standard podger spanner is expected. Podger spanner have handles ranging from 400 mm in length, depending on the size of the bolt head. Where a pneumatic impact wrench is used for snug-tightening, the achievement of close contact between the plies is normally detectable as a distinct change in note as the wrench ceases to rotate freely and starts impacting.

Cara Pengencangan Fraksiputaran

Tujuannya adalah untuk membawa pelat penyalur beban kedalam kontak efektif, dan untuk mencapai ini, semua baut dalam pertemuan dibuat mula-mula dalan keadaan kencang tangan. Bila pengencangan permulaan dengan tangan, diperlukan tenaga penuh dari satu orang pada alat pengencang standar. Alat pengencang mempunyai lengan yang bervariasi mulai dari panjang 400 mm, tergantung pada ukuran kepala baut. Bila pengencang pneumatik digunakan untuk pengencangan permulaan, pencapaian kontak dekat antara pelat umumnya terlihat sebagai perubahan nyata karena pengencang berhenti berputar bebas dan mulai menekan.

K7 - 78

With larger connections, two runs over the bolts to check the snug-tight condition is suggested, as the loadtransmitting plies will be drawn in gradually, tending to loosen those bolts which were snugtightened first.

Pada hubungan lebih besar, disarankan dua lintasan melalui baut untuk pemeriksaan keadaan kencang tangan, karena pelat penyalur beban akan bertahap berada dalam kontak, yang cenderung melepaskan baut yang sudah kencang tangan terlebih dahulu.

In the final tensioning, the non-rotating part should be held by a hand spanner to prevent it from turning.

Dalam pengencangan akhir, bagian tidak berputar harus ditahan oleh pengencang tangan untuk mencegahnya terhadap putaran.

The use of marked wrench sockets is a desirable visuall aid for the operator to control nut rotation, whether or not the inspection procedure calls for permanent location marks. Where permanent location marks are required, they should remain visible until inspection is completed.

Penggunaan soket pengencang bertanda adalah penolong visual yang diperlukan oleh operator agar mengendalikan putaran mur, meskipun perlu atau tidak perlu untuk pemberian tanda lokasi tetap dalam tahapan pemeriksaan. Bila tanda lokasi tetap diperlukan, mereka harus tetap terlihat sampai seluruh pemeriksaan selesai.

Part-turn tensioning may occasionally induce too high a bolt tension in very short bolts used in thin grips. The occurrence of this condition will be indicated by an abnormal number of bolt breakages during tensioning. If such a condition arises, it may be necessary to establish a reduced nut rotation from snug-tight by carrying out nut rotation-bolt tension tests.

Pengencangan fraksi putaran dapat kadang-kadang menyebabkan penegangan baut terlalu tinggi dalam baut sangat pendek yang digunakan dalam pegangan tipis. Terjadinya keadaan ini akan terlihat dengan sejumlah baut yang putus selama pengencangan. Bila keadaan tersebut terjadi, perlu ditetapkan putaran mur yang dikurangi terhadap kencang tangan dengan melakukan pengujian tegangan baut terhadap putaran.

The nut rotation values given in Table 7.22 are based on AISC(US) values in Ref. 6, and reflect reduced rotation requirements in thin grips.

Nilai putaran mur yang diberikan dalam Tabel 7.22 adalah berdasarkan nilai AISC(US) dalam Pustaka 6, dan mencerminkan persyaratan putaran yang dikurangi dalam pegangan tipis.

K7.12.7.2.3

K7.12.7.2.3

Tensioning by Use of Direct Tension Indicator

Pengencangan dengan Penggunaan Indikator Tarik Langsung

In making provision for this method of control of tensioning, note was taken of the marketing of devices for providing direct indications of bolt tension. It was noted that the capability of such devices for indicating the achievement of minimum bolt tension could be checked by carrying out tensioning of sample bolts and nuts against a load cell or similar apparatus.

Dalam membuat persyaratan untuk cara pengendalian mutu dengan tarik langsung, telah diperhatikan bahwa alat indikator tarik langsung untuk baut tersedia di pasaran. Perlu diperhatikan bahwa kemampuan alat tersebut sebagai indikator pencapaian tarikan minimum baut dapat diperiksa dengan melakukan tarikan baut dan mur contoh terhadap sel beban atau alat serupa.

The Design Engineer should satisfy himself that the direct-tension indicators do actually indicate the correct bolt tensions, preferably by carrying out, or having available the results of, tests of the device in a load cell. American practice is to require that such devices indicate a tension not less than 105% of the minimum bolt tension required by Table 7.19 (Commentary to Ref. 6).

Ahli Teknik Perencana harus yakin sendiri bahwa indikator tarik langsung benar menunjuk tarikan baut yang tepat, dengan sebaiknya melakukan, atau mempunyai hasil yang tersedia dari, pengujian alat dalam sel beban. Cara Amerika adalah mensyaratkan agar alat tersebut menunjuk tarikan tidak kurang dari 105% dari tarikan baut minimum yang diperlukan sesuai Tabel 7.19 (Penjelasan Pust.6).

Direct tension indicators must satisfy two conflicting criteria:

Indikator tarik langsung harus memenuhi dua kriteria yang berlawanan:

i.

they must show that the minimum bolt tension has been achieved, and

i.

mereka harus memperlihatkan bahwa tarikan baut minimum telah tercapai dan

ii.

they must prevent over-tightening that results in breaking of the bolt.

ii.

mereka harus mencegah pengencangan berlebih yang menyebabkan putusnya baut

K7 - 79

The criteria provide a relatively narrow "window" for the correct operation of the direct tension indicators and it is inevitable that some samples from a batch will test outside these limits. The approach taken in this subclause is to ensure that the average bolt tension in group is unlikely to be less than the minimum specified value. For this purpose, the minimum size of a bolt group has been assumed to be 4 bolts. In almost every practical case this number will be exceeded and the acceptance criteria will become more conservative.

Kriteria mengadakan 'jalur' relatif sempit untuk operasi tepat dari indikator tank langsung dan tidak dapat dihindari bahwa beberapa contoh uji dari satu kelompok akan berada diluar batas tersebut. Pendekatan yang diambil dalam ayat ini adalah menjamin bahwa tarikan baut rata-rata dalam kelompok jarang kurang dari nilai spesifikasi minimum. Untuk maksud ini, ukuran kelompok baut minimum telah dianggap sebagai empat baut. Dalam hampir setiap kasus praktis, jumlah tersebut akan dilampaui dan kriteria persetujuan akan menjadi lebih konservatif.

It is importance to note that the use of directtension indication devices still requires the observance of the two stage procedure, namely initial snug-tightening to bring the plies into effective contact, followed by full tensioning. Observance of this procedure is imperative to ensure that the tensioning of subsequent bolts does not result in a loss of tension in those bolts tensioned previously. It should also be noted that incorporation of a tension indication device in the bolt nut-washer assembly may require some slight addition to the bolt length allowance.

Adalah penting agar memperhatikan bahwa penggunaan alat indikator tank langsung tetap memerlukan pengamatan dengan dua tahap, yaitu kencang tangan permulaan untuk membawa pelat kedalam kontak efektif, diikuti oleh pengencangan penuh. Pengamatan tahapan tersebut adalah sangat membantu untuk menjamin bahwa pengencangan baut berurutan tidak menyebabkan kehilangan tarikan dalam baut yang dikencangkan terdahulu. Juga harus diperhatikan bahwa penggunaan alat indikator langsung dalam susunan baut-mur-cincin dapat memerlukan sedikit penambahan panjang baut.

K7.12.8

DESIGN OF WELDS

K7.12.8

RENCANA PENGELASAN

K7.12.8.1

Scope

K7.12.8.1

Lingkup

K7.12.8.1.1

General

K7.12.8.1.1

Umum

No commentary.


K7.12.8.1.2

K7.12.8.1.2

Weld Types

Jenis Las

No commentary.


K7.12.8.1.3

K7.12.8.1.3

Design Method

Cara Perencanaan

No commentary.


K7.12.8.2

Complete and Incomplete Penetration Butt Welds

K7.12.8.2

Las Tumpul Penetrasi Penuh dan Sebagian

K7.12.8.2.1

Definitions

K7.12.8.2.1

Definisi

No commentary.


K7.12.8.2.2

K7.12.8.2.2

Size of Weld

The Code requires the size of weld to be specified in the drawings. This presents no problem in respect of complete penetration butt welds where the term "complete penetration butt weld" or the appropriate symbol describe the desired result.

Ukuran Las

Peraturan mensyaratkan agar ukuran las dispesifikasi dalam gambar. Ini tidak menjadi masalah untuk las tumpul penetrasi penuh dimana istilah 'las tumpul penetrasi penuh' atau simbol sesuai menjelaskan hasil yang diinginkan.

K7 - 80

However, for incomplete penetration butt welds, the Design Engineer determines the design throat thickness by calculation using Clause 7.12.8.2., while the size is function of:

Bagaimanapun, untuk las tumpul penetrasi sebagian, perencana menentukan tebal leher dengan perhitungan sesuai Pasal 7.12.8.2, sedang ukuran adalah fungsi dari:

i.

the design throat thickness;

i.

tebal rencana leher

ii.

the welding process; and

ii.

cara pengelasan; dan

iii.

the details of the weld preparation.

iii.

detail persiapan las

Rather than specifying the size of an incomplete penetration butt weld, the drawings should show the required design throat thickness. This then allows the fabricator to procedure the required design throat thickness by selecting a suitable weld preparation, welding process and welding position. This is particularly important in the case where a fully automatic welding process is to be used, as sub-clause 7.12.8.2.3. (iii) permits some advantage to be gained due to the deep penetration usually achievable.

Selain dari menspesifikasi ukuran las penetrasi sebagian, gambar harus memperlihatkan tebal rencana leher. Ini kemudian mengijinkan pihak pabrik untuk melaksanakan tebal rencana leher dengan memilih persiapan las sesuai, cara pengelasan dan kedudukan pengelasan. Ini khususnya penting dalam hal dimana cara pengelasan otomatik akan digunakan, seperti ayat 7.12.8.2.3(iii) mengijinkan suatu keuntungan yang diperoleh akibat penetrasi dalam yang umumnya dapat dicapai.

K7.12.8.2.3

K7.12.8.2.3

Design Throat Thickness

Tebal Rencana Leher

The design throat thickness is the minimum dimension of the weld throat used for purpose of strength assessment in Sub-clause 7.12.8.2.7.

Tebal rencana leher adalah dimensi minimum dari leher las yang digunakan untuk maksud pendekatan kekuatan dalam ayat 7.12.8.2.7.

For fully-automatic are welding processes sub-clause (iii) permits advantage to be taken of the penetration achievable with such processes to reduce the size of the weld deposited, provided a macro test demonstrates the viability of the procedure.

Untuk cara pengelasan otomatik penuh ayat (iii) mengijinkan keuntungan dari penetrasi yang dapat dicapai dengan cara demikian untuk mengurangi ukuran las, dengan syarat pengujian makro memperlihatkan kemampuan cara tersebut.

K7.12.8.2.4

K7.12.8.2.4

Effective Length

Panjang Efektip

The length of a continuous full size weld is not necessarily the actual weld length. In certain cases, it is necessary to use run-off tabs to ensure that a full size weld is present at the ends of a weld. Otherwise the effective length may be reduced below the actual length.

Panjang las ukuran penuh menerus tidak perlu merupakan panjang las aktual. Dalam hal tersebut, perlu digunakan penahan sementara agar menjamin bahwa las ukuran penuh terwujud pada ujung-ujung las. Bila tidak, panjang efektif dapat dikurangi dibawah panjang aktual.

K7.12.8.2.5

K7.12.8.2.5

Effective Area

Was Efektip

No commentary.


K7.12.8.2.6

K7.12.8.2.6

Transition of Thickness or Width

Where parts subject to tension are varied in thickness or width or both, the required smooth transition can be made by the methods given in Figure 719. The maximum taper of 1:1 is a mandatory upper limit for either thickness or width transitions of parts in tension, although smaller tapers may be chosen, usually at some cost penalty. Some welded detail categories in Section 13 (Fatigue) require tapers no greater than 1:2.5, and

Peralihan Tebal atau Lebar

Bila bagian yang memikul tarik bervariasi dalam tebal atau lebar atau keduanya, peralihan bertahap yang diperlukan dapat dibuat dengan cara yang diberikan dalam Gambar 7.19. Kelandaian maksimum sebesar 1:1 adalah mutlak batas atas untuk peralihan tebal atau lebar dari bagian tertarik, walaupun kelandaian lebih kecil boleh dipilih, umumnya dengan biaya lebih besar. Beberapa kategori detail las dalam Bagian 13 (fatik) memerlukan kelandaian yang tidak melebihi

K7 - 81

Clause 12.8.2.6. makes clear that this lesser taper should be observed in such cases. In parts subject to compression, there is no need for a gradual transition, while for those subject to shear, a 1:1 maximum tapes is recommended.

1:2.5, dan Pasal 12.8.2.6 menjelaskan bahwa kelandaian lebih kecil harus ditempuh dalam hal demikian. Pada bagian yang memikul tekan, tidak ada keperluan untuk peralihan bertahap, sedang untuk yang memikul geser, dianjurkan kelandaian maksimum 1:1.

It is recommended that a taper less than 1:2.5 not be used, especially for thickness transitions, since in general the lesser the taper the greater the cost due to difficulties in preparation. Excessively low tapers on thickness transitions may need to be machined, which can be very costly.

Dianjurkan bahwa kelandaian kurang dari 1:2.5 jangan digunakan, khusus untuk peralihan tebal, karena umumnya kelandaian Iebih kecil menaikan biaya karena kesulitan pengerjaannya. Kelandaian terlalu kecil pada peralihan tebal perlu digerinda, yang dapat menjadi sangat mahal.

The rationale for the 1:1 transition is related to the equivalent stress effect of weld defects and reinforcement. A more gradual transition is of little practical use if notches and stress concentration effects prevail adjacent to and in the weld.

Kewajaran peralihan 1:1 adalah berkaitan dengan pengaruh tegangan ekivalen dari cacat las dan perkuatan. Peralihan lebih berangsur adalah kurang bermanfaat bila cacat celah dan pemusatan tegangan berperan dekat dan didalam las.

Figure 7.19 (a) of the code illustrates the various methods of achieving the required thickness transition depending on whether the adjoining parts have centreline or offset alignment. When a large difference in thickness exists, there is little option but to prepare the parts to be joined with a special edge preparation. This will usually require a flame cut or machined edge with multiple faces.

Gambar 7.19 (a) dari Peraturan memperlihatkan berbagai cara untuk mencapai peralihan tebal yang diperlukan yang tergantung apakah bagian bersambung mempunyai garis pusat atau penyimpangan alinemen. Bila terdapat perbedaan besar dalam tebal, tidak ada pilihan selain mempersiapkan bagian yang akan disambung dengan pengerjaan tepi secara khusus. Ini akan umumnya memerlukan pemotongan dengan api atau tepi yang digerinda.

Where the offset or thickness differential is less than the thickness of the thinner part connected, the transitions may be achieved by tapering the, weld to the top surface of the thinner part.

Bila penyimpangan atau perbedaan tebal adalah kurang dari tebal bagian lebih tipis yang dihubungkan, peralihan dapat dicapai dengan melandaikan las sampai permukaan atas dari bagian lebih tipis.

Alternatively, the weld may be tapered to the chamfered face of the thicker part with subsequent tapering of the unfused top edge.

Sebagai alternatif, las dapat dilandaikan sampai permukaan landai dari bagian Iebih tebal dengan kemudian melandaikan tepi atas yang tidak terleleh.

The recommended method for width transitions of butt joints in parts of unequal width is by chamfering the wider part with the taper of the chamfer not being steeper than 1:1 (see Figure 7.19).

Cara yang dianjurkan untuk peralihan lebar dari pertemuan las tumpul dalam bagian yang tidak sama lebar adalah dengan melandaikan bagian lebih lebar dengan kelandaian dari landai tidak lebih tajam dari 1:1 (lihat Gambar 7.19).

K7.12.8.2.7

K7.12.8.2.7

Strength Assessment of a Butt Weld

Pendekatan Kekuatan Las Tumpul

In a complete penetration butt weld, the throat thickness of the weld is equal to that of the thinner part joined, and since there is significant mixing of parent material and deposited weld metal, the design capacity is taken as that of the parts being joined.

Pada las tumpul penetrasi penuh, tebal las adalah sama dengan tebal bagian lebih tipis yang dihubungkan, dan karena terjadi cukup perpaduan antara bahan induk dan logam las yang ditempatkan, kapasitas rencana diambil seperti kapasitas bagian yang dihubungkan.

Incomplete penetration butt welds are treated as fillet welds for design purposes, and accordingly the strength assessment is made using sub-clause 7.12.8.3.10.

Las tumpul penetrasi sebagian dianggap sebagai las sudut untuk maksud perencanaan, dan demikian pendekatan kekuatan dibuat dengan menggunakan ayat 7.12.8.3.10.

K7 - 82

K7.12.8.3

Fillet Welds

K7.12.8.3

Las Sudut

K7.12.8.3.1

Size of a Fillet Weld

K7.12.8.3.1

Ukuran Las Sudut

The definition of fillet weld size is illustrated in Figure 7.20 wherein tw is the size (the leg length). Usual practice is to denote the size of a fillet weld by leg length, while European practice is to use the throat dimension(tt).

Ketentuan las sudut diperlihatkan dalam Gambar 7.20 dimana tw adalah ukurannya (panjang kaki). Kebiasaan umum adalah untuk menyatakan ukuran las sudut dengan panjang kaki, sedang kebiasaan Eropa adalah untuk menggunakan ukuran leher (tt).

Preferred fillet weld sizes have the advantage of setting a standard size range for design engineers to work to, and are sizes measurable with the available fixed fillet weld gauges. There is no restriction implied on using nonpreferred sizes.

Ukuran las sudut yang diutamakan mempunyai keuntungan dalam menetapkan batas variasi ukuran standar untuk Perencana yang bekerja dengannya, dan adalah ukuran yang terukur dengan alat pengukur las sudut yang tersedia. Tidak terdapat pembatasan pada penggunaan ukuran lain dari yang diutamakan.

K7.12.8.3.2

K7.12.8.3.2

Minimum Size of a Fillet Weld

Ukuran Minimum Las Sudut

The minimum sizes of fillet welds given in Table 7.24 can all be made as a single run welds. It is recommended that the provisions of Table 7.24 also be used for the root run of multi-run welds, even though the code is not explicit in this regard.

Ukuran minimum las sudut yang diberikan dalam Tabel 7.24 dapat semua dibuat sebagai lintasan las tunggal. Dianjurkan bahwa persyaratan Tabel 7.24 juga digunakan untuk lintasan akar dari lintasan majemuk las, walaupun Peraturan tidak menjelaskan hal tersebut.

The provisions of the Clause are intended to ensure that sufficient heat input is provided in order to reduce the possibility of cracking occurring in either the heataffected zone or in the fillet weld itself, especially in restrained joints. Thick material and small welds may result in a rapid cooling of the weld metal, due to the thick material acting as a heat sink, and this may result in a loss of ductility or cracking.

Persyaratan pasal dimaksud untuk menjamin bahwa pemasukan panas yang cukup diadakan agar mengurangi kemungkinan retakan yang terjadi dalam daerah yang dipengaruhi oleh panas atau dalam las sudut sendiri, khususnya dalam pertemuan tertahan. Bahan yang tebal dan las kecil dapat menyebabkan pendinginan cepat dari logam [as, akibat bahan tebal yang bekerja sebagai penurun panas, dan cara ini dapat menghasilkan kehilangan daktilitas atau keretakan.

K7.12.8.3.3

K7.12.8.3.3

Maximum Size of a Fillet Weld Along an Edge

Ukuran Maksimum Sepanjang Tepi

Las

Sudut

Note that in Case (b) of Figure 7.21, the design throat thickness must be based on the size tw which is less than t, while for Cases (a) and (c), the size tw equals the thickness t. The reason for the difference in Case (b) is that, if top edge melting occurs, it is difficult to determine the true size of the fillet welds.

Perhatikan bahwa dalam kasus (b) dari Gambar 7.21, tebal rencana dari leher harus berdasarkan ukuran tw, yang lebih kecil dari t, sedang untuk kasus (a) dan (c), ukuran tw sama dengan tebal t. Alasan untuk perbedaan dalam kasus (b) adalah, karena sulit untuk menentukan ukuran benar dari las sudut.

K7.12.8.3.4

K7.12.8.3.4

Design Throat Thickness

In similar manner to butt welds, advantage may be taken of the increase penetration achievable with a fully automatic welding process, in order to reduce the size (but not the design throat thickness) of a fillet weld-85% of the penetration being considered as part of the design throat thickness. The viability of the procedure must be demonstrated by means of a macro test.

Tebal Rencana Leher

Dengan cara sama seperti las tumpul, keuntungan dapat diperoleh dari peningkatan penetrasi yang tercapai dengan cara pengelasan otomatik penuh, agar mengurangi ukuran (tetapi tidak tebal rencana leher) dari las sudut sampai 85% penetrasi yang dipertimbangkan sebagai bagian dari tebal rencana leher. Kebenaran cara harus diperlihatkan melalui pengujian makro.

K7 - 83

K7.12.8.3.5

Effective Length

K7.12.8.3.5

Panjang Efektip

It is important to note that the effective length is the overall length of the full-size fillet weld. Previous editions of the Standard up until the 1 970's required a deduction of twice the weld size from the actual length, but experience has proved that this provision is unnecessary.

Penting untuk memperhatikan bahwa panjang efektif adalah panjang dari keseluruhan las sudut ukuran penuh. Edisi standar sebelumnya sampai dengan 1970 mensyaratkan pengurangan sebesar dua kali ukuran las dari panjang aktual, tetapi pengalaman membuktikan bahwa syarat tersebut tidak perlu.

K7.12.8.3.6

K7.12.8.3.6

Effective Area

Luas Efektip

No commentary.


K7.12.8.3.7

K7.12.8.3.7

Transverse Spacing of Fillet Welds

Jarak Melintang antar Las Sudut

The provisions of this sub-clause are empirical, based on successful past practice.

Persyaratan ayat adalah empirik, pengalaman berhasil di masa lampau.

K7.12.8.3.8

K7.12.8.3.8

Spacing of Intermittent Fillet Welds

Jarak antar Menerus

Las

The provisions specified are empirically based on successful past practice.


K7.12.8.3.9

K7.12.8.3.9

Built-up Members - Intermittent Fillet Welds

berdasarkan

Sudut

Tidak

berdasarkan

Unsur Tersusun - Las Sudut Tidak Menerus

The provisions specified are empirically based on successful past practice.


K7.12.8.3.10 Ultimate Limit State for Fillet Welds

K7.1 2.8.3.10 Keadaan Batas Ultimate untuk Las Sudut

The nominal strength is based on a failure stress of 0.6 fuw in shear on the weld throat (tt) which is assumed to be

Kekuatan nominal adalah berdasarkan tegangan runtuh sebesar 0.6 fuw dalam geser leher las (tt) yang dianggap menjadi bidang runtuh. Mempertimbangkan aksi rencana

*

the failure plane. Considering the design actions (v n , * v vt ,

* v v1 )

on the fillet weld throat, a general form of a

*

*

berdasarkan

*

(v n , v vt , v v1 ) pada leher las sudut, bentuk umum dari kriteria runtuh dapat ditulis sebagai (Pust. 19 dan 20):

failure criterion may be written as (Refs 19 and 20):

Where:

dengan: *

vn

=

design force per unit length of weld

*

vn

=

normal to the plane of the fillet weld throat *

v1

*

vt

*

=

design shear force per unit length of weld longitudinal to the plane of the fillet weld throat.

v1

=

design shear force per unit length of

vt

weld transverse to the plane of the fillet weld throat.

gaya rencana persatuan panjang las tegak lurus bidang leher las sudut

*

=

=

gaya geser rencana per satuan panjang las memanjang bidang leher las sudut gaya

geser

rencana

per

satuan

panjang las melintang bidang leher las sudut

K7 - 84

For Clause 7.12.8.3.10, values of kv = 1.0 and kw = 1.0 were adopted based on the studies reported in Refs 19 and 20.

Untuk pasal 7.12.8.3.10, nilai kv = 1.0 dan kw = 1.0 diambil berdasarkan laporan studi dalam Pustaka 19 dan 20.

An alternative approach is to use a load-deformation method which recognises that the weld has a finite deformation capacity, and attempts to obtain the loaddeformation curve for fillet welds by test. This data is then used to predict the failure load of any fillet weld (see for example Ref. 23).

Pendekatan alternatif adalah menggunakan cara deformasi-beban yang menganggap las mempunyai kapasitas deformasi hingga, dan berusaha memperoleh lengkung deformasi-beban untuk las sudut melalui pengujian. Data tersebut kemudian digunakan untuk memperkirakan beban runtuh dari tiap las sudut (lihat contoh dalam Pust.23).

The influence of bending moments at the faces of the weld and of normal forces applied longitudinally to the weld cross-section have been shown to have little influence on the weld strength (Refs 21 and 22).

Pengaruh momen lentur pada permukaan [as dan dari gaya normal yang bekerja memanjang terhadap penampang las telah menunjukan mempunyai pengaruh kecil pada kekuatan las (Pustaka 21 dan 22).

The reduction factor (kr) essentially reduces the effective weld length (Lw) determined in accordance with Clause 7.12.8.3.5. The reduction in effective length applies to lap joints with long weld elements to account for nonuniformity in the stress distribution along the weld.

Faktor reduksi (kr) sangat mengurangi panjang las efektif (Lw) yang ditentukan sesuai Pasal 7.12.8.3.5. Pengurangan panjang efektif berlaku untuk pertemuan menindih dengan elemen las panjang untuk memperhitungkan tidak meratanya pembagian tegangan sepanjang las.

For fillet lap connections, there is no minimum length beyond that required by Clause 7.12.8.3.5. Where longitudinal fillet welds are used alone in a connection, Ref. 18 requires the length of each weld to be at least equal to the width of the connecting material, because of shear lag. By providing a minimum lap of five times the thickness of the thinner part of a lap joint, the resulting rotation of the joint when pulled will not be excessive.

Untuk las sudut dalam hubungan menindih, tidak terdapat panjang minimum melebihi yang disyaratkan oleh Pasal 7.12.8.3.5. Dimana las sudut memanjang digunakan sendiri dalam hubungan, Pustaka 18 mensyaratkan bahwa panjang tiap las paling sedikit sama dengan lebar dari bahan yang dihubungkan, karena perlambatan geser. Dengan mengadakan panjang lebih sebesar minimum lima kali tebal bagian lebih tipis dalam pertemuan menindih, rotasi yang dihasilkan oleh pertemuan bila tertarik tidak akan berlebih.

K7.12.8.4

K7.12.8.4

Plug and Slot Welds

Las Pengisi

Typical uses for plug and slot welds are to transmit shear in a lap joint or to prevent the buckling or separation of the plates in a lap joint. Their use is not extensive for structural application.

Penggunaan tipikal untuk las pengisi adalah menyalurkan geser dalam pelat menindih atau untuk mencegah tekuk atau pemisahan pelat dalam hubungan menindih. Penggunaan mereka tidak luas dalam penerapan struktural.

The provisions of Clause 7.12.8.4.2 are based on research reported in Ref. 25, which concluded that the traditional approach of using an average shear failure stress over the hole area is an acceptable design approach. The following detailing provisions are based on the provisions of the AWS Structural Welding Code (Ref. 26) AISC (US) provisions are identical (Ref. 18).

Persyaratan Pasal 7.12.8.4.2 adalah berdasarkan penelitian yang dilaporkan dalam Pustaka 25, yang menyimpulkan bahwa pendekatan tradisional dengan menggunakan tegangan geser runtuh rata-rata pada luas lubang adalah pendekatan perencanaan yang disetujui. Persyaratan rinci berikut adalah berdasarkan persyaratan AWS Structural Welding Code (Pust.26). Persyaratan AISC(US) adalah identik (Pust.18 ).

The diameter of the hole for a plug weld should be not less than the thickness of the part containing it plus 8 mm. the diameter should not exceed either the minimum diameter plus 3 mm, or 2.25 times the thickness of the part, whichever is the greater.

Diameter lubang untuk las pengisi tidak boleh kurang dari tebal bagian yang memuatnya ditambah 8 mm. Diameter tidak boleh melebihi diameter minimum ditambah 3 mm, atau 2.25 kali tebal bagian, yang mana lebih besar.

K7 - 85

The minimum centre-to-centre spacing of plug welds should be 4 times the diameter of the hole.

Jarak minimum dari pusat-pusat las pengisi harus sebesar empat kali diameter lubang.

The depth of the filling of plug welds in material 16 mm or less should be equal to the thickness of the material. For thicknesses over 16 mm, the depth should be at least one-half the thickness of the material, but not less than 16 mm.

Kedalaman pengisian las pengisi dalam bahan 16 mm atau lebih kecil harus sama dengan tebal bahan. Untuk tebal diatas 16 mm, kedalaman harus paling sedikit setengah dari tebal bahan, tetapi tidak kurang dari 16 mm.

The length of the slot for a slot weld should not exceed 10 times the thickness of the part containing it. The width of the slot should be not less than the thickness of the part containing it plus 8 mm. The width should not exceed either the minimum width plus 3 mm, or 2.25 times the thickness of the part, whichever is the greater.

Panjang sela untuk las pengisi tidak boleh melebihi sepuluh kali tebal bagian yang memuatnya. Lebar sela tidak boleh kurang dari tebal bagian yang memuatnya ditambah 8 mm. Lebar tidak boleh melebihi lebar minimum ditambah 3 mm, atau 2.25 kali tebal bagian, yang mana lebih besar.

The ends of the slot should be semicircular or should have the corners rounded to a radius not less than the thickness of the part containing it, except those ends which extend to the edge of the part.

Ujung-ujung sela harus semi-lingkaran atau harus mempunyai pembulatan sudut sampai jari-jari tidak kurang dari tebal bagian yang memuatnya, kecuali ujung-ujung yang meluas sampai ujung bagian.

The minimum spacing of lines of slot welds in a direction transverse to their length should be 4 times the width of the slot. The minimum centre-to-centre spacing in a longitudinal direction on any line should be 2 times the length of the slot.

Jarak antara minimum dari garis las sela dalam arah melintang terhadap panjangnya harus empat kali lebar dari sela. Jarak pusat-pusat minimum dalam arah memanjang pada tiap garis harus dua kali panjang sela.

K7.12.8.5

K7.12.8.5

Compound weld

Las Tersusun

No commentary.


K7.12.9

ASSESSMENT OF THE STRENGTH OF A WELD GROUP

K7.12.9

PENDEKATAN KEKUATAN KELOMPOK LAS

K7.12.9.1

Weld Group Subject to Inplane Loading

K7.12.9.1

Kelompok Las yang Memikul Pembebanan dalam Bidang

K7.12.9.1.1

General Method of Analysis

K7.12.9.1.1

Cara Analisis Umum

In the general method of analysis, the nominal capacity of a welded connection with a constant thickness weld group is assessed by treating that connection as a weld group of unit thickness in isolation from the attached elements or members.

Pada cara analisis umum, kapasitas nominal hubungan yang dilas dengan kelompok las tebal tetap, diperkirakan dengan menganggap hubungan sebagai kelompok las dengan satuan tebal dan terpisah dari elemen atau unsur yang ditambahkan.

In connection at the end of a member is viewed as a weld group in isolation from that member, then the nominal capacity of the weld group may be determined by either an elastic or an ultimate strength approach. Both methods are based upon assumptions (i) and (ii) of the Clause, rotation being assumed about an instantaneous centre.

Pada hubungan di ujung unsur ditinjau sebagai kelompok las terpisah dari unsur tersebut, kemudian kapasitas nominal dari kelompok las dapat ditentukan oleh perkiraan elastis atau kekuatan ultimate. Kedua cara adalah berdasarkan anggapan (i) dan (ii) dari pasal, rotasi dianggap terhadap pusat langsung.

The elastic or linear method is the traditional approach to the assessment of the load capacity of a weld group. The force per unit length of welds is considered to be proportional to the distance from the instantaneous centre.

Cara elastis atau linier adalah pendekatan tradisional untuk perkiraan kapasitas beban dari kelompok las. Gaya per satuan panjang las dipertimbangkan sebanding dengan jarak dari pusat langsung.

K7 - 86

Derivations of the fundamental equations have been given in Refs 23 and 24.

Penurunan rumus dasar telah diberikan dalam Pustaka 23 dan 24.

Once the forces per unit length have been determined, the nominal capacity may be determined using the failure criteria of sub-clause 7.12.8.3.10.

Sekali gaya per satuan panjang telah ditentukan, kapasitas momen dapat ditentukan dengan menggunakan kriteria runtuh dari ayat 7.12.8.3.10.

This method has been adopted in the Code because reliability studies reported in Refs 19 and 20 have indicated that the method is sufficiently reliable, while having the virtue of being simpler to apply than the alternative methods and being amenable to hand calculation.

Cara ini telah diambil dalam Peraturan karena laporan studi dalam Pustaka 19 dan 20 telah menunjukan bahwa caranya cukup tepat, sedang lebih sederhana untuk digunakan dibanding cara alternatif dan mudah untuk dihitung tangan.

The ultimate strength analysis of a fillet weld group has been described in Refs 21 and 23. For this type of analysis, the weld group is discretized into short elements of fillet weld. The load-deformation relationships determined by testing are considered to describe the behaviour of each element. Although the weld forces are still considered to act normal to the radius from the instantaneous centre, the magnitude of the force is not proportional to the radius. The instantaneous centre should therefore be determined by trial and error. The ultimate load capacity corresponding to the achievement of an ultimate displacement condition at some point in the weld group can then be determined.

Analisis kekuatan ultimate dari kelompok las sudut telah dijelaskan dalam Pustaka 21 dan 23. Untuk jenis analisis tersebut, kelompok las dianggap dalam elemen-elemen pendek dari las sudut. Korelasi deformasi-beban yang dtentukan melalui pengujian dipertimbangkan menjelaskan perilaku tiap elemen. Walaupun gaya las tetap dianggap bekerja normal terhadap jari-jari dari pusat langsung, besaran gaya adalah sebanding dengan jari-jari. Pusat langsung dengan demikian harus ditentukan dengan uji coba. kapasitas beban ultimate sesuai dengan pencapaian keadaan simpangan ultimate pada suatu titik dalam kelompok las dapat ditentukan kemudian.

K7.12.9.1.2

K7.12.9.1.2

Alternative Analysis

Analisis Alternatip

An alternative approach is offered in which a fillet weld group is designed as an extension of the connected member by maintaining a consistent distribution of forces so that equilibrium is satisfied at the interface between the weld element and the parent plate. For example, in a commonly adopted theory, only the web of the beam is assumed to resist vertical shear force whereas in weld group theory, the shear force may be considered to be uniformly distributed over the length of the weld. A similar difference in the assumed force distribution exists for a beam subjected to torsion. This alternative analysis allows the assumptions made in member design also to be used for the design of the fillet weld group.

Pendekatan alternatif disajikan padamana kelompok las sudut direncanakan sebagai perluasan dari unsur yang dihubungkan dengan mempertahankan pembagian gaya yang tetap sehingga keseimbangan terpenuhi pada permukaan antara dari elemen las dan pelat induk. Sebagai contoh, pada teori yang umum dianut, hanya pelat badan unsur dianggap menahan gaya geser vertikal sedang dalam teori kelompok las, gaya geser dapat dianggap terbagi rata sepanjang las. Perbedaan serupa dalam pembagian gaya yang dianggap terdapat pada balok yang memikul puntir. Analisis alternatif mengijinkan dibuatnya anggapan dalam perencanaan unsur yang juga digunakan untuk perencanaan kelompok las sudut.

K7.12.9.2

Weld Group Subject to Out ofplane Loading

K7.12.9.2

Kelompok Las yang Memikul Pembebanan Luar Bidang

K7.12.9.2.1

General Method of Analysis

K7.12.9.2.1

Cara Analisis Umum

The same comments made in Clause K7.12.9.1.1 apply. References containing analysis procedures within the provisions of the Clause are outlined in Refs 1 and 24.

Penjelasan sama sesuai Pasal K7.12.9.1.1 berlaku. Pustaka yang memuat cara analisis dalam lingkup persyaratan pasal terdapat dalam Pustaka 1 dan 24.

K7.12.9.2.2

K7.12.9.2.2

Alternative Analysis

See sub-clause 7.12.9.1.2.

Analisis Alternatip

Lihat ayat 7.12.9.1.2.

K7 - 87

K7.12.9.3

Weld Group Subject to Inplane and Out-of-plane Loading

K7.12.9.3

Kelompok Las yang Memikul Pembebanan Dalam dan Luar Bidang

General expressions for such weld groups of constant thickness may be found in Refs 1 and 24.

Rumus umum untuk kelompok las dengan tebal tetap dapat diperoleh dalam Pustaka 1 dan 24.

K7.12.9.4

K7.12.9.4

Combination of Weld Types

Kombinasi Jenis Las

No commentary.


K7.12.10

K7.12.10

PACKING IN CONSTRUCTION

The Clause is based on successful past practice.

Pasal ini terdahulu.

PELAT PENGISI DALAM PELAKSANAAN adalah

berdasarkan

pekerjaan

berhasil

K7 - 88

K7.13 DESIGN FOR FATIGUE

K7.13 RENCANA UNTUK FATIK

K7.13.1

GENERAL

K7.13.1

UMUM

K7.13.1.1

Requirements

K7.13.1.1

Persyaratan

The fatigue assessment method of this Sub-section is based on the assumption that the structure is otherwise designed in accordance with the stability, and serviceability limit state requirements. The fatigue clauses are additional to the other requirements of the Standard and are not intended to replace any other limit state condition.

Cara perkiraan fatik dalam bab ini adalah berdasarkan anggapan bahwa struktur biasanya direncanakan sesuai stabilitas, dan persyaratan batas kelayanan. Pasal fatik adalah tambahan untuk persyaratan lain dalam standar dan tidak dimaksudkan untuk menggantikan kondisi keadaan batas.

The following effects are not covered by this Subsection:

Pengaruh berikut tidak dicakup oleh bab ini:

i.

Reduction of fatigue life due to corrosion or immersion. In corrosive environments the fatigue strength may be significantly reduced. Data appropriate to these environments is required to enable design to proceed However, the S-N curves given in Article 7.13.6 are applicable to structures in mildly corrosive environments, such as normal atmospheric conditions, with suitable corrosion protection. The data on which this Subsection is based is also not appropriate to structures or structural elements which are immersed, whether permanently or periodically.

i.

Pengurangan umur fatik akibat korosi atau perendaman. Dalam lingkungan korosif kekuatan fatik dapat sangat berkurang. Data yang sesuai dengan lingkungan tersebut diperlukan untuk perencanaan lebih lanjut. Bagaimanapun, lengkung S-N dalam Artikel 7.13.6 adalah sesuai dengan struktur dalam lingkungan korosif ringan, seperti kondisi atmosferik biasa dengan perlindungan korosi yang sesuai. Data padamana Bab ini didasarkan adalah juga tidak sesuai untuk struktur atau elemen struktur yang berada dalam air, apakah secara menerus atau periodik.

ii.

High stress-low cycle fatigue. If stress is sufficiently high or if the stress range is such that the number of cycles necessary to produce cracking is less than approximately 105, the assessment procedures in this Section are not applicable.

ii.

Fatik tegangan tinggi - siklus rendah. Bila tegangan cukup tinggi atau bila batas variasi tegangan sedemikian sehingga jumlah siklus yang diperlukan untuk menghasilkan retakan adalah kurang dari sekitar 10 cara perkiraan dalam Bab ini tidak sesuai.

iii.

Thermal fatigue. The S-N curves are not applicable to structures which are subject to temperatures above 150°C.

iii.

Fatik suhu. Lengkung S-N tidak dapat digunakan pada struktur yang memikul suhu diatas 150'C.

iv.

Stress corrosion cracking. Stress corrosion cracking is a phenomenon which occurs in conditions of high stress and a corrosive environment.

iv.

Retakan korosi tegangan. Retakan korosi tegangan adalah kejadian yang terjadi dalam kondisi tegangan tinggi dan lingkungan korosif.

The fatigue assessment of existing structures may also be carried out using the provisions of this Subsection, but the fatigue loading must consist of the actual service loading for the entire design life of the structure (past and future).

Perkiraan fatik dari struktur lama dapat juga dilaksanakan dengan menggunakan persyaratan Bab ini, tetapi pembebanan fatik harus terdiri dari pembebanan kelayanan aktual untuk seluruh umur rencana struktur (yang lalu dan akan datang).

In the fatigue assessment, it is important to check every point of the structure at which fatigue cracking may occur, because the structure may be damaged by cracking at any point which is not designed and detailed for the applied stress range.

Dalam perkiraan fatik, penting agar memeriksa tiap titik struktur padamana retakan fatik dapat terjadi, karena struktur dapat rusak oleh retakan pada tiap titik yang tidak direncanakan dan didetail untuk batas variasi tegangan yang bekerja.

K7 - 89

K7.13.1.2

Definitions

K7.13.1.2

Definisi

No commentary.


K7.13.1.3

K7.13.1.3

Symbols

Notasi

No commentary.


K7.13.1.4

K7.13.1.4

Limitation

Pembatasan

The S-N curves given in Article 7.13.6 are applicable to structural steel grades up to a maximum yield stress of 700 MPa, but are limited by Clause 7.1.2 of the Code to an upper limit of 450 MPa. The S-N curves are applicable for bolt grades up to a maximum yield stress of 1000 MPa.

Lengkung S-N yang diberikan dalam Artikel 7.13.6 digunakan untuk mutu baja tipikal sampai tegangan leleh maksimum 700 Mpa, tetapi dibatasi oleh pasal 7.1.2 dari Peraturan sampai batas atas sebesar 450 MPa. Lengkung S-N adalah sesuai untuk mutu baut sampai tegangan leleh maksimum sebesar 1000 MPa.

The fatigue assessment procedure in this Subsection is not applicable if points in the structure are required to yield or if the stress range exceeds 1.5 fy.

Cara perkiraan fatik dalam bab ini tidak dapat digunakan bila diperlukan pelelehan titik dalam struktur atau bila batas variasi tegangan melebihi 1.5 fy.

K7.13.2

K7.13.2

FATIGUE LOADING

PEMBEBANAN FATIK

The loading used for the fatigue assessment should resemble, as closely as possible, the actual service loading envisaged throughout the life of the structure. Factored loads are not appropriate.

Pembebanan yang digunakan untuk perkiraan fatik harus mewakili, sedekat mungkin, pembebanan kelayanan aktual yang terjadi sepanjang umur struktur. beban terfaktor tidak boleh digunakan.

In determining the fatigue loading, dynamic effects should be taken into account and in some types of structures, loads due to induced oscillations. For example, a study of the oscillations due to the structural response to moving loads of lightly damped structures is necessary for an accurate evaluation of the fatigue strength. Wind induced oscillations should also be investigated.

Dalam menentukan pembebanan fatik, pengaruh dinamik harus diperhitungkan dan dalam berbagai jenis struktur, beban akibat getaran. Untuk contoh, penyelidikan getaran akibat respon struktural terhadap beban bergerak dari struktur dengan redaman kecil adalah perlu untuk evaluasi tepat dari kekuatan fatik. Getaran yang terjadi akibat angin harus diselidiki.

Measured load histories may not reflect accurately the future fatigue loading. In bridges consideration should be given to possible changes in usage, such as the growth of traffic or changes in the most severe loading.

Riwayat beban terukur tidak dapat mencerminkan secara tepat pembebanan fatik yang akan datang. Pada jembatan harus diberikan pertimbangan untuk perubahan yang mungkin selama penggunaan, seperti perkembangan lalu lintas atau perubahan dalam pembebanan paling buruk.

Ref. 1 provides more detailed information relating to modern concepts of fatigue loading. The fatigue loading may be composed of different load cases, each defined by the distribution and magnitude of the loads as well as well as their relative frequently of occurrence.

Pustaka 1 menyediakan keterangan lebih rinci berkaitan dengan konsep baru mengenai pembebanan fatik. Pembebanan fatik dapat terdiri dari beberapa kasus beban, tiap ditetapkan oleh pembagian dan besaran beban dan juga jumlah perulangan relatifnya.

A loading event is a well defined loading sequence of the entire structure or structural element. This may be approach, passage and departure of one train, or of a single bogie or axle in the case is best described by its stress history, which is the stress variation at a point in the structure during the loading event.

Kejadian pembebanan adalah urutan pembebanan yang ditetapkan dari seluruh struktur atau elemen struktur. Ini dapat menjadi satu rangkaian yang masuk, melewati atau meninggalkan, atau dari gandar tunggal dalam kasus yang paling jelas oleh rwayat tegangannya, yang merupakan variasi tegangan pada titik dalam struktur selama kejadian pembebanan.

K7 - 90

The effect of impact may be very important. Measured average impact factor values should be used whenever possible. In the absence of more accurate information, the generally applied impact factors used for the strength limit state should be employed. In many cases, these impact factors over-estimate the effect of impact on fatigue loading.

Pengaruh kejut dapat menjadi sangat penting. Nilai faktor kejut terukur rata-rata harus digunakan dimana mungkin. Bila tidak tersedia keterangan lebih tepat, faktor kejut yang umum digunakan untuk keadaan batas tegangan harus digunakan. Dalam banyak hal, faktor kejut tersebut memperkirakan pengaruh berlebih dari kejut pada pembebanan fatik.

Simplified design calculations may be based on an equivalent fatigue loading which represents the fatigue effects of all loading events.

Perhitungan perencanaan sederhana dapat berdasarkan pembebanan fatik ekivalen yang mewakili pengaruh fatik dari semua kejadian pembebanan.

The equivalent fatigue loading should be obtained analytically from the summation of the cumulative damage of the design spectrum using design fatigue loads and an appropriate load cycle counting method. The equivalent fatigue loading may vary with the size and location of the structural element. For example, main bridge girders may not experience stress cycles due to individual axles, but these cycles may cause failure in smaller elements closer to the point of load contact.

Pembebanan fatik ekivalen harus diperoleh secara analitik dari penjumlahan kerusakan kumulatif dari spektra rencana dengan menggunakan beban fatik rencana dan cara perhitungan siklus beban yang sesuai. Pembebanan fatik ekivalen dapat bervariasi dengan ukuran dan lokasi elemen struktural. Sebagai contoh, gelagar utama jembatan tidak boleh mengalami siklus tegangan akibat gandar tersendiri, tetapi siklus tersebut dapat menyebabkan keruntuhan dalam elemen lebih kecil yang lebih dekat pada titik kontak beban.

The stress cycle counting method should be suitable for the analysis of the stress spectrum. Rainflow counting can be used together with Miner's summation.

Cara perhitungan siklus tegangan harus sesuai untuk analisis spektra tegangan. Cara perhitungan curah hujan dapat digunakan bersama dengan penjumlahan Miner.

K7.13.3

DESIGN SPECTRUM

K7.13.3

SPEKTRUM RENCANA

K7.13.3.1

Stress Determination

K7.13.3.1

Penentuan Tegangan

The detail category allows for the effects of local stress concentrations due to weld shape, discontinuities and triaxiatity. An evaluation of the stresses using the results of an elastic analysis generally provides the necessary information. Alternatively, measured strains can be used to derive stresses. Generally, the arrow on each detail in Tables 7.29 to 7.32 indicates where the stress is to be calculated, the plane on which the stress is calculated being normal to the arrow.

Kategori detail mengijinkan untuk pengaruh pemusatan tegangan setempat akibat bentuk las, terputusnya dan triaksialnya. Evaluasi tegangan yang menggunakan hasil analisis elastis umumnya menyediakan keterangan yang diperlukan. Sebagai alternatif, regangan terukur dapat digunakan untuk menurunkan tegangan. Umumnya, panah pada tiap detail dalam Tabel 7.29 sampai 7.32 menunjukan dimana tegangan harus dihitung, bidang padamana tegangan dihitung yang normal terhadap panah.

The effect of stress concentrations due to effects not already included, such as holes, cut-outs and reentrant corners, which are not natural characteristics of the detail category itself, should betaken into account separately by the application of appropriate stress concentration factors.

Pengaruh pemusatan tegangan akibat pengaruh yang belum termasuk, seperti lubang, pemotongan dan sudut masuk, yang tidak merupakan karakteristik alam dari kategori detail sendiri, harus diperhitungkan terpisah dengan penggunaan faktor pemusatan tegangan sesuai.

The effect of stresses arising from other effects, such as joint eccentricity, deformations, secondary bending moments, or partial joint stiffness, should be calculated and taken into account when determining the stress at the detail.

Pengaruh tegangan yang terjadi oleh pengaruh lain, seperti eksentrisitas pertemuan, perubahan bentuk, momen lentur sekunder, atau kekakuan sebagian pertemuan, harus diperhitungkan bila menentukan tegangan pada detail.

When the plane on which the stress range is calculated is subject to combination of normal and shear stresses, the assessment should consider their combined effects. When normal and shear stresses

Bila bidang padamana variasi tegangan dihitung memikul kombinasi tegangan normal dan geser, pendekatan harus mempertimbangkan kombinasi pengaruhnya. Bila tegangan normal dan geser

K7 - 91

cause the formation of fatigue cracks at two distinct locations, no combination of stresses in needed.

menyebabkan pembentukan retakan fatik pada dua lokasi berbeda, tidak diperlukan kombinasi tegangan.

Otherwise, following:

Atau, pendekatan berikut:

the

assessment

should

consider

the

i.

Principal stresses should be calculated when the fatigue loading originates from simple load cases. However, principal stresses should be calculated only when normal and shear stresses occur simultaneously (and at the same location) during the stress cycle or loading event.

ii.

If normal (f n ) and shear (f G ) stress ranges do not

*

*

occur simultaneously at the same location, the components of damage should be added using Miner's rule according to the following equation:

R

harus

mempertimbangkan

i.

Tegangan induk utama harus dihitung bila pembebanan fatik berasal dari kasus beban sederhana. Bagaimanapun, tegangan induk utama harus dihitung hanya bila tegangan normal dan geser terjadi bersama (dan pada lokasi sama) selama siklus tegangan atau kejadian pembebanan.

ii.

Bila batas variasi tegangan normal (f n ) dan geser

*

*

(f G ) tidak terjadi bersama pada lokasi sama, komponen kerusakan harus ditambah dengan menggunakan aturan Miner sesuai dengan rumus berikut:

R

where K S is given by Clause 7.13.9.1.

dengan K S diberikan oleh Pasal 7.13.9.1.

K7.13.3.2

K7.13.3.2

Design Spectrum Calculation

yang

Perhitungan Spektrum Rencana

The various stress spectra and their relative frequencies of occurrence for each of the fatigue loading cases should be compiled. This compilation gives the design spectrum to be used for the fatigue assessment.

Berbagai spektra tegangan dan jumlah perulangan relatifnya untuk tiap kasus pembebanan fatik harus dikumpulkan. Kumpulan tersebut memberikan spektra rencana yang akan digunakan dalam perkiraan fatik.

The constant amplitude fatigue limit (f3) should not be used in the fatigue assessment unless it is certain that there will be no stress ranges which exceed it. The fatigue assessment procedure may not allow for a small number of high stress ranges which may occur during fabrication, transportation, erection or service of the structure, and so caution should be exercised in the use of the constant amplitude fatigue limit.

Batas amplitude fatik tetap (f3) tidak boleh digunakan dalam perkiraan fatik kecuali sudah pasti bahwa tidak terdapat batas variasi tegangan yang melampauinya. Cara perkiraan fatik mungkin tidak memperhitungkan jumlah kecil dari batas variasi tegangan tinggi yang dapat terjadi selama pembuatan, pengangkutan, pemasangan atau pelayanan struktur, dan demikian harus berhati-hati dalam penggunaan batas amplitude fatik tetap tersebut.

Compressive stress ranges should be considered to be as damaging as tensile stress ranges unless it can be shown to be otherwise.

Batas variasi tegangan tekan harus dipertimbangkan sama merusak seperti batas variasi tegangan tarik kecuali dapat ditunjukan sebaliknya.

K7.13.4

K7.13.4

EXEMPTION FROM ASSESSMENT

No commentary.

PENGECUALIAN UNTUK PENDEKATAN


K7 - 92

K7.13.5

DETAIL CATEGORY

K7.13.5

Kategori Detail

K7.13.5.1

Detail Categories for Normal Stress

K7.13.5.1

Kategori Detail untuk Tegangan Biasa

The S-N curves for normal stress for the various detail categories are parallel and approximately equidistant from each other when examined on a log-log scale (see Figure 7.24). Each curve corresponds to a detail category defined by the fatigue strength at 2 x 106 cycles. The physical characteristics which correspond to each detail category are shown in Tables 7.29 to 7.32.

Lengkung S-N untuk tegangan normal pada berbagai kategori detail adalah sejajar dan kurang lebih berjarak sama satu terhadap yang lain bila dipelajari pada skala log (lihat Gambar 7.24). Tiap lengkung berkaitan dengan kategori detail yang ditetapkan oleh kekuatan fatik pada 6 2x 10 siklus . Karakteristik fisik yang berhubungan dengan tiap kategori detail ditunjukan dalam Tabel 7.29 sampai 7.32.

Some details do not behave exactly as categorized in the Tables, but in order to ensure that unconservative conditions are avoided, some details are located in detail categories slightly lower than their fatigue strength at 2 x 106 cycles would require.

Beberapa detail tidak berperilaku tepat seperti dikategori dalam Tabel, tetapi agar menjamin bahwa kondisi tidak aman dihindari, beberapa detail ditempatkan dalam kategori detail yang agak lebih rendah dari yang diperlukan oleh kekuatan fatiknya pada 2 x 106 siklus.

All physical characteristics of details must be defined by the design engineer and must not be altered in any way during fabrication or erection without the design engineer's approval. No attachments or cut-outs should be added to any part of the structure without notifying the design engineer.

Semua karakteristik fisik dari detail harus ditetapkan oleh Perencana dan tidak boleh diubah dengan cara apapun selama pembuatan atau pemasangan tanpa persetujuan Perencana. Tidak boleh diadakan tambahan atau pemotongan pada tiap bagian struktur tanpa ijin dari Perencana.

K7.13.5.2

K7.13.5.2

Detail Categories for Shear Stress

Kategori Detail untuk Tegangan Geser

No commentary.


K7.13.6

FATIGUE STRENGTH

K7.13.6

KEKUATAN FATIK

K7.13.6.1

Definition of Fatigue Strength for Normal Stress

K7.13.6.1

Definisi Kekuatan Fatik untuk Tegangan Normal

The constant stress range limit (f3) is taken as the fatigue 6 strength at 5 x 10 cycles. However, if any stress range in the spectrum exceeds the constant amplitude fatigue limit, the stress ranges below the constant amplitude limit must also be considered in the assessment. The constant stress range fatigue limit is the point at which the slope (DG) of the S-N curve changes from 3 to 5 for normal stress.

Batas variasi tegangan tetap (f3) diambil sebagai 6 kekuatan fatik pada 5 x 10 siklus. Bagaimanapun, bila suatu batas variasi dalam spektra melebihi batas amplitude fatik tetap, batas variasi tegangan dibawah batas amplitude tetap harus juga dipertimbangkan dalam perkiraan. Batas variasi tegangan fatik tetap adalah titik padamana kelandaian (DG) dari lengkung S-N bervariasi dari 3 sampai 5 untuk tegangan normal.

The cut-off limit (f5) is taken as the fatigue strength at 106 cycles, and all stress cycles in the spectrum below the cut-off limit may be ignored in the fatigue assessment.

Batas bebas fatik (f5) diambil sebagai kekuatan fatik pada 106 siklus, dan semua siklus tegangan dalam spektra dibawah batas bebas fatik dapat diabaikan dalam perkiraan fatik.

The S-N curves are based on a conservative interpretation of data taken mostly from tests of structural elements containing high tensile stresses at fatigue crack locations. Therefore, they apply to

Lengkung S-N adalah berdasarkan interpretasi konservatif dari data yang kebanyakan diambil dari pengujian elemen struktur yang mengalami tegangan tarik tinggi pada lokasi retakan fatik. Dengan demikian, mereka berlaku untuk:

i.

i.

elements with high residual stresses;

elemen dengan tegangan sisa tinggi

K7 - 93

ii.

elements with high values of the stress ratio fmin*/fmax* or

ii.

elemen dengan nilai tinggi dari rasio tegangan fmin*/fmax*; atau

iii.

all elements, whether the level of mean stress, due to effects such as temperature, support settlements , erection, or misfit is known or not.

iii.

semua elemen, apakah tingkat tegangan menengah, akibat pengaruh seperti suhu, penurunan perletakan, pemasangan atau kurang tepatnya diketahui atau tidak.

The curves are based on the mean experimental values minus two standard deviations. The vertical spacing between detail categories represents approximately a 10% variation in fatigue strength.

Lengkung adalah berdasarkan nilai menengah eksperimental dikurangi dua standar deviasi. Jarak vertikal antara kategori detail mewakili kurang lebih variasi 10% dalam kekuatan fatik.

K7.13.6.2

K7.13.6.2

Definition of Fatigue Strength for Shear Stress

The S-N curve for cracking due to applied shear stresses is given in Figure 7.25. The S-N curve for shear stress provides the relationship for a fatigue assessment of shear stress applied to weld throats or base material. Fatigue failure in these details occurs usually by crack propagation across the weld throat. Calculations should be performed in a similar way to those for normal stress. The cut off limit (f5) is as defined above. However, no constant amplitude fatigue limit should be assumed.

K7.13.7

EXEMPTION FROM FURTHER ASSESSMENT

Definisi Kekuatan Fatik untuk Tegangan Geser

Lengkung S-N untuk retakan akibat tegangan geser yang bekerja diberikan dalam Gambar 7.25. Lengkung S-N untuk tegangan geser menyediakan korelasi untuk perkiraan fatik dari tegangan geser yang bekerja pada leher las atau bahan induk. Keruntuhan fatik dalam detail tersebut umumnya terjadi oleh perambatan retakan melalui leher las. Perhitungan harus dilakukan dengan cara sama seperti untuk tegangan normal. Batas bebas fatik (f5) adalah seperti yang ditetapkan diatas. Bagaimanapun, batas amplitude fatik tetap tidak boleh diperkirakan.

K7.13.7

PENGECUALIAN DARI PENDEKATAN LANJUTAN

No commentary.


K7.13.8

K7.13.8

THICKNESS EFFECT

The S-N curves were derived from experimental results of details involving plate thickness (and corresponding weld sizes) of approximately 15 mm. Testing of transverse butt welded connections involving plate thickness up to 100 mm has shown that these curves may be unsafe when plate thicknesses exceed 25 mm. The equation for deriving f.. has been verified only for welded details oriented transverse tot the direction of applied stress and for details which connect equal plate thicknesses. Ref. 2 provides guidance which may assist the fatigue assessment of details which contain unequal plate thicknesses above 25 mm.

PENGARUH TEBAL

Lengkung S-N telah diturunkan dari hasil percobaan dari detail yang mencakup tebal pelat (dan ukuran las yang berhubungan) dari kurang lebih 15 mm. Pengujian hubungan las tumpul melintang yang mencakup tebal pelat sampai 100 mm telah menunjukan bahwa lengkung tersebut dapat menjadi kurang aman bila tebal pelat melebihi 25 mm. Rumus untuk menurunkan f. hanya diverifikasi untuk detail las yang memusat melintang terhadap arah tegangan yang bekerja dan untuk detail yang menghubungkan tebal pelat yang sama. Pustaka 2 menyediakan pedoman yang dapat membantu perkiraan fatik dari detail yang mengandung pelat dengan tebal tidak sama diatas 25 mm.

K7.13.9

FATIGUE ASSESSMENT

K7.13.9

PENDEKATAN FATIK

K7.13.9.1

Method

K7.13.9.1

Cara

The fatigue assessment is intended to verify that the required probability of survival for the structure is i

Perkiraan fatik dimaksud untuk membuktikan bahwa kemungkinan selamat yang diperlukan oleh struktur

K7 - 94

achieved for the spectrum of applied loads. An assessment should be made of every potential fatigue crack site. It should be established that failure will not occur during the design life of the structure by using Article 7.13.2 or Article 7.13.3 as appropriate.

dicapai dengan spektra beban yang bekerja. Suatu perkiraan harus dibuat untuk tiap lokasi retakan fatik potensial. Ini harus ditentukan agar keruntuhan tidak terjadi selama umur rencana struktur dengan menggunakan Artikel 7.13.2 atau Artikel 7.13.3 yang sesuai.

The strength reduction factor should in no case be taken as greater than 1.0. A value below 0.70 should be used if any of the points (i) to (iii) do not occur in addition to a non-redundant load path. The design engineer must assess the particular situation and assign an appropriate value. That is, if the load path is not redundant the strength reduction factor should be a maximum of 0.7, and if the estimation of stress history is not by conventional methods, the load cycles are highly irregular, or the detail is not accessible for and subject to regular inspection, then the capacity factor should be less than 0.7. It is not practical to prescribe values of the capacity factor for the very wide range of possible circumstances, and it is the responsibility of the designer to determine suitable values for the particular circumstances under consideration.

Faktor reduksi kekuatan dalam tiap hal tidak boleh diambil lebih dari 1.0. Suatu nilai dibawah 0.70 harus digunakan bila tiap butir (i) sampai (iii) tidak terjadi, sebagai tambahan untuk lintasan beban tidak pasif. Perencana harus memperkirakan kondisi khusus dan menetapkan nilai yang sesuai. Yaitu, bila lintasan beban tidak pasif, maka faktor reduksi kekuatan harus diambil maksimum 0.70, dan bila perkiraan riwayat tegangan tidak oleh cara konvensional, siklus beban sangat tidak teratur, atau detail tidak terjangkau untuk pemeriksaaan teratur, maka faktor reduksi kekuatan harus diambil kurang dari 0.70. Adalah tidak praktis untuk menetapkan nilai faktor kapasitas untuk variasi luas dari keadaan yang mungkin, dan adalah tanggung jawab Perencana untuk menetapkan nilai sesuai untuk kondisi khusus yang dipertimbangkan.

K7.13.9.2

K7.13.9.2

Constant Stress Range

Batas Variasi Tegangan Tetap

No commentary.


K7.13.10

K7.13.10

PUNCHING LIMITATION

No commentary.

PEMBATASAN PONS


K7 - 95

REFERENCES GENERAL SOURCE DOCUMENTS a.

Austroads (formerly National of Australian State Road Authorities) "Draft Bridge Design Specification (in Limit State Format)." unpublished, 1991.

b.

National Association of Australian State Road Authorities "NAASRA Bridge Design Specification.” Sydney, 1976.

c.

American Association of State Highway and Transportation Officials "Standard Specifications for Highway Bridges." 14th edition, Washington DC, 1988.'

d.

British Standards Institution, BS 5400, "Steel, Concrete and Composite Bridges", Part 3. Code of Practice for Design of Steel Bridges, BSI, London, 1982.

e.

Directorate General of Bina Marga, Department of Public Works, "Loading Specification for Highway Bridges No. 12/1970. " Jakarta, revised Jan 1988.

f.

Australian Standard AS 4100-1990 "Steel Design Code", Standards Australia, Sydney, 1990. g. Commentary on AS 4100, Standards Australia, Sydney, 1991.

SELECTED REFERENCES References to Sub-section K7.4 1.

Proe, D.J., Bennetts, I.D., and Thomas, I.R., "Simulation of the Fire Testing of Structural Steel Elements by Calculation - Mechanical Response", Steel Construction, Australian Institute of Steel Construction, Vol.19, No.4, February 1986, pp. 2-18.

2.

"Methode de Previson par le Calcul du Comportement au Feu des Strutures en Acier", (DTU), Construction Metallique, Vol. 19, No 3, September 1982, pp. 39-79.

References to Sub-section K7.5 1.

Trahair, N.S., "Lateral Buckling Design Strength of Steel Beams", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE26, No. 4, 1984, pp. 319-326.

2.

Evans, H.R., "Longitudinally and Transversely Reinforced Plate Girders” Plated Structures : Stability and Strength, ed. Narayanan, R., Applied Science Publishers, London, 1983, pp. 1-37.

3.

Trahair, N.S., and Bradford, M.A., "The Behaviour and Design of Steel Structures", 2nd ed., Chapman and Hall, London, 1988.

4.

Bradford, M.A., Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Worked Examples for Steel Members Designed for Strength Limit States According to AS 4100-1990", Australian Institute of Steel Construction, Sydney, 1990.

5.

Papangelis, J.P. and Trahair, N.S., "A User-Friendly Program for the Limit State Design of Steel Structures", Proceedings, 2nd Pacific Structural Steel Conference, Surfers Paradise, Australian Institute of Steel Construction, May 1989, pp. 155-169.

6.

Papangelis, J.P. and Trahair, N.S., "Computer Design of Welded Steel Beams for Strength Limit States", Proceedings, Second National Structural Engineering Conference, Institution of Engineers, Australia, Adelaide, 1990.

7.

Bradford, M.A., "Buckling of Longitudinally Stiffened Plates in Bending and compression”, Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 16, No. 5, Oct. 1989, pp. 607-614.

K7 - 96

8.

Bradford, M.A., "Inelastic Local Buckling of Fabricated 1-Beams, Journal of Constructional Steel Reseach", Vol 7, 1987, pp. 317-334.

9.

Dwight, J.B. and White, J.D., "Prediction of Weld Shrinkage Stresses in Plated Structures", Preliminary Report, 2nd International Colloquium on Stability of Steel Structures, ECCS-IABSE, Liege, 1977, pp. 31 - 37.

10.

Bradford, M.A., "Local and Post-Local Buckling of Fabricated Box Members", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE27, No. 4, 1985, pp. 391-396.

11.

Kulak, G.L., Fisher, J.W., and Struik, J.H.A., "Guide to design Criteria for Bolted and Rivetted Joints", 2nd ed., John Wiley and Sons, New York, 1987.

12.

Trahair, N.S., and Nethercot, D.A., "Bracing Requirements in Thin-walled Structures, Chapter 3 in Developments in Thin-Walled Structures-2", Applied Science Publishers, 1984, pp! 93-130.

13.

Mutton, B.R., and Trahair, N.S., "Stiffness Requirements for Lateral Bracing", Journal of the Structural Division, ASCE, Vol. 99, No. ST10, Oct. 1973, pp. 2167-2182.

14.

Mutton, B.R., and Trahair, N.S., "Design Requirements for Column Braces", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE17, No.1, 1975, pp. 30-36.

15.

Nethercot, D.A., and Trahair, N.S., "Design of Laterally Unsupported Beams, Beams and Beam columns. Stability and Strength", ed. Narayanan, R., Applied Science Publishers, 1983, pp. 71-94.

16.

Trahair, N.S., and Kitipornchai, S., "Elastic Lateral Buckling of Stepped I-Beams", Journal of the Structural Division, ASCE , Vol.97, No. ST10, October 1971, pp. 2535-2548.

17.

Kitipornchai, S., and Trahair, N.S., "Elastic Stability of Tapered I-Beams", Journal of the Structural Division, ASCE, Vol. 98, No. ST3, March 1972, pp.713-728.

18.

Bradford, M.A., "Stability of Tapered I-Beams", Journal of Constructional Steel Reseach, Vol. 9, 1988, pp. 195216.

19.

Kitipornchai, S., and Trahair, N.S., "Buckling Properties of Monosymmetric I-Beams", Journal of the Structural Division, ASCE, Vol. 106, No. ST5, May 1980, pp. 941-957.

20.

Trahair, N.S., "Lateral Buckling of Overhanging Beams", Instability and Plastic Collapse of Steel Structures, ed. Morris, L.J., Granada, London, 1983, pp. 503-518.

21.

Bradford, M.A., and Trahair, N.S., "Lateral Stability of Beam on Seats", Journal of Structural Engineering ASCE, Vol. 109, No. 9, September 1983, pp. 2212-2215.

22.

Hancock, G.J., and Trahair, N.S., "Finite Element Lateral Buckling of Continuously Restrained BeamColumns", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE20, No.2, 1978, pp. 120-127.

23.

Bradford, M.A., and Cuk, P.E., "Elastic Buckling of Tapered Monosymmetric I-Beams", Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 114, No.5, May 1988, pp. 977-996.

24.

Ings, N.L., and Trahair, N.S., "Lateral Buckling of Restrained Roof Purlins", Thin-Walled Structures, Vol. 2, No. 4, 1984, pp. 285-306.

25.

Department of the Environment, "Inquiry into the Basis of Design and Method of Erection of Steel Box Girder Bridges", H. M.S.O., 1983.

26.

Bradford, M.A., "Elastic Buckling Modes in Steel Tee-Beams", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE30, No. 1, 1988, pp. 36-38.

27.

Cooper, P.B., Galambos, T.V., and Ravindra, M.K., "LRFD Criteria for Plate Girders", Journal of the Structural Division, ASCE, Vol. 104, No. ST9, 1978, pp. 1389-1407.

28.

Redwood, R.G., and Shrinvastava, S.C., "Design Recommendations for Steel Beams with Web Holes", Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 7, No. 4, 1980, pp. 642-650.

K7 - 97

29.

Redwood, R.G., "Design of Beams with Web Holes", Canadian Steel Industries Construction Council, contario, Canada, 1973.

30.

Pham, L., and Bradford, M.A., "Safety Index Analysis of the Design Rules for Webs and Steel Members Under Shear", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE30, No. 1, 1988, pp. 10-14.

31.

Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Bending, Shear and Torsion of Thin-Walled Beams", Steel Construction, Australian Institute of Steel Construction, Vol. 15, No.1, 1981, pp. 2-18.

32.

Hancock, G.J., and Harrison, H.B., "A General Method of Analysis of Streses in Thin-Walled Sections with Open and Closed Parts", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE14, No. 2, 1972, pp. 181-188.

33.

British Standards Institution, BS 5400, "Steel, Concrete and Composite Bridges", Part 3. Code of Practice for Design of Steel Bridges, BSI, London, 1982.

34.

Bradford, M.A., "Elastic Local Buckling of Trough Girders", Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 116, No. 6, June 1990, pp. 1594-1610.

35.

Allen, H.G., and Bulson, P.S., "Background to Buckling", McGraw Hill, U.K., 1980.

REFERENCES TO SECTION K7.8 1.

Bridge, R.Q., and Trahair, N. S., "Limit State Design Rules for Steel Beam-Columns", Steel Construction, Australian Institute of Steel Construction, Vol. 21, No. 2, September 1987, pp. 2-11.

2.

Woolcock, S.T., and Kitipornchai, S., "Design of Single Web Struts in Trusses", Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 112, No. 6 June 1986, pp. 1327-45.

3.


4.

Bridge, R.Q., "Design Examples Using Tiers in Draft Limit States Codes", Papers Supplement, 2nd Pacific Structural Steel Conference, Surfers Paradise, Australian Institute Construction, May 1989, pp. 51-64.

5.

Bradford, M.A. Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Worked Examples for Steel Members Designed for Strength Limit States According to AS 4100-1990", Australian Institute of Steel Construction, Sydney, 1990.

6.

Papangelis, J.P., and Trahair, N.S., "A User-Friendly Program for the Limit State Design of Steel Structures", Proceedings, 2nd Pacific Structural Steel Conference, Surface Pardise, Australian Institute of Steel Construction, May 1989, pp. 155-169.

7.

Papangelis, J.P., and Trahair, N.S., "Computer Design of Welded Steel Beams for Strength Limit State", Proceedings, 2nd National Structural Engineering Conference, Adelaide, Institution of Engineers, Australia, October 1990.

8.

Hancock, G.J., and Harrison, H.B., "A General Method of Analysis of Stresses in Thin-Walled Sections with Open and Closed Parts", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol CE 14, No. 2, 1972, pp. 181-8.

9.

Hancock, G.J., and Harrison, H.B., "A General Method of Analysis of Stresses in Open and Closed ThinWalled Sections", Conference on Metal Structures-Research and its Applications, Institution of Engineers, Australia, Nov.- 1972, 97-104.

10.

Heins, C.P., and Seaberg, P.A., "Torsional Analysis of Steel Members", American Institute of Steel Construction, Chicago, 1983.

11.

Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Bending, Shear and Torsion of Thin-Walled Beams", Steel Construction, Australian Institute of Steel Construction, Vol. 15, No. 1, 1981, pp. 2-18.

K7 - 98

12.

Standards Association of Australia, AS 1538-1988 Cold-Formed Steel Structures Code, Standards Association of Australia, Sydney, 1988.

13.

Baigent, A.H., and Hancock, G.J., "Structural Analysis of Assemblages of Thin-walled Members", Engineering Structures, Vol. 4, No. 3, July 1982, pp. 207-216.

REFERENCES TO SUB-SECTION K7.9 1.

Trahair, N.S., and Bradford, M.A., "The Behaviour and Design of Steel Structures", 2nd Edition, Chapman and Hall, London, 1988.

2.

Bennetts, 1.D., thomas, 1.R. and Hogan, T.J., "Design of Statically Loaded Tension Members", Civil Engineering Transactions, 1.E. Aust., Vol. CE28, No.4, Nov. 1986, pp. 318-327.

3.

Nelson, H. M., "Angles in Tension-Summary of a Report of Tests Carried Out for the British Constructional Steelwork Association", BCSA Publication, No. 7, 1953.

4.

Munse, W.H., and Chesson, E., "Rivetted and Bolted Joints: Net Section Design", Journal of Structural Division, ASCE, Vol. 89, No. STI, Feb. 1963, pp. 107-126.

5.

Woolcock, S.T., and Kitipornchai, S., "Tension Members and Self Weight", Steel Construction, Australian Institute of Steel Construction, Vol 19, No. 1, 1985, pp. 2-16.

6.

Regan, P.E., and Salter, P.R., "Test on Welded-Angle Tension Members", The Structural Engineer, Vol. 62B, No.2, June 1984, pp. 25-30.

7.

Dhalla, A.K., and Winter, G., "Steel Ductility Measurements", Journal of the Structural Division, ASCE, Vol. 100, No. ST2, Feb. 1974, pp.427.

8.

Dhalla, A.K., and Winter, G., "Suggested Steel Ductility Requirements", Journal of the Structural Division, ASCE, Vol.100, No. ST2, Feb. 1974, pp.445-462

9.

Madugula, M.K.S., and Mahon, S., "Angles in Eccentric Tension", Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 114, No. 10, Oct. 1988, pp. 2387-2396.

REFERENCES TO SUB-SECTION K7.10 1.

Hancock, G.J., "Design Methods for Interaction Buckling in Box and I-section Columns", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol, CE24, No.2, 1982, pp. 183-186.

2.

Hancock, G.J., Davids A.J., Keys, P.W., and Rasmussen, K., "Strength Tests on Thin-walled High Tensile Steel Columns' Steel Structures", Advances in Design and Construction, Elsevier Applied Science, 1987, pp. 475-486.

3.

Structural Stability Reseach Council, "Guide to Stability Design Criteria for Metal Structures", T.V. Galambos ed., 4th ed., John wiley and Sons, New York, 1988.

4.

Rotter, J.M., "Multiple Column Curves by Modifying Factors", journal of the Structural Division, ASCE, Vol. 108, No. ST7, July 1982, pp. 1665-1669.

5.

McGuire, W., "Steel Structures", Prentice Hall, New Jersey, 1968.

6.


7.

Bradford, M.A. Bridge, R.Q., and Trahair, N.S., "Worked Examples for Steel Members Designed for Strength Limit States According to AS 4100-1990", Australian Institute of Steel Construction, Sydney, 1990.

8.

Papangelis, J.P., and Trahair, N.S. "A user-Friendly Program for the Limit State Design of Steel Structures", Proceedings, 2nd Pacific Structural Steel Conference, Surfer Paradise, Australian Institute of Steel Construction, May 1989, pp. 155-169.

K7 - 99

9.

Pham, L., Bridge, R.Q., and Bradford,M.A., "Calibration of the Proposed Limit State Design Rules for Steel Beams and Columns", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE27, No. 3, 1985, pp. 268-274.

10.

Rasmussen, K.J.R, Hancock, G.J., and Davids, A.J., "Limit State Design of Columns Fabricated from Slender Plates", Proceedings, 2nd Pacific Structural Steel Conference, Surfers Paradise, Australian Institute of Steel Construction, May 1989, pp. 215-229.

11.

Badford, M.A., "Local and Post-Local Buckling of Fabricated Box Members", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE27, No.4, 1985, pp. 391-396.

12.

Bradford, M.A., Bridge, R.Q., Hancock, G.J., Rotter, J.M., and Trahair, N.S., "Australian Limit State Design Rules for the Stability of Steel Structures", Steel Structures - Advances in Design and Construction, Elsevier Applied Science, 1987, pp. 11-23.

13.

Bradford, M.A., "Inelastic Local Buckling of Fabricated I-Beams", Journal of Constructional Steel Research, Vol. 7, No.5, 1987, pp. 317-334.

14.

Hancock, G.J., "Local, Distortional, and Lateral Buckling of I-Beams", Journal of Structural Division, ASCE, Vol. 104, No. ST11, November 1978, pp. 1787-1798.

15.

Bulson, P.S., "The Stability of F/at Plates", Chatto and Windus, London, 1970.

16.

Davids, A.J., and Hancock, G.J., "The Strength of Long-Length 1-Section Columns Fabricated from Slender Plates", Civil Engineering transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE 27, No. 4 Oct. 1985, pp. 347-352.

17.

Rasmussen, K.J.R., and Hancock, G.J., "Compression Tests of Welded Channel Section Columns", Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 115, No. ST4, April 1989, pp. 789-808.

18.

Key, P.W., Hasan, S.W., and Hancock, G.J., "Column Behaviour of Cold-formed Hollow Sections", Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 114, No. ST2, Feb.1988, pp. 390-407.

19.

Lee, G.C., Morrell, M.L., and Ketter, R.L., "Design of Tapered Members", Bulletin No. 173, Welding Reseach Council, 1972.

20.

Column Research Committee of Japan, "Handbook of Structural Stability", Corona, Tokyo, 1971. 21. Bleich, F., "Buckling Strength of Metal Structures", McGraw-Hill, New York, 1952.

21.

Bradford, M.A., and Cuk, P.E., "Elastic Buckling of Tapered Monosymmetric I-Beams", Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 114, No. 5, May 1988, pp. 977-996.

22.

Standards Association of Australia, AS 1250-1981 SAA "Steel Structures Code", Standards Association of Australia, Sydney, 1981.

23.

Mutton, B.R., and Trahair, N.S., "Stiffness Requirements for Lateral Bracing", Journal of the Structural Division, ASCE, Vol. 99, No. ST10, Oct. 1973 , pp. 2167-2182.

24.

Mutton, B.R., and Trahair, N.S., "Design Requirements for Column Braces", Civil Engineering Transactions, Institution of Engineers, Australia, Vol. CE17, No. 1, 1975, pp. 30-36.

K7 - 100



PENJELASAN BAGIAN 9 PENILAIAN BEBAN

COMMENTARY on BRIDGE DESIGN CODE SECTION 9 – LOAD RATING

11 MAY 1992


COMMENTARY: BRIDGE DESIGN CODE PENJELASAN: PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBATAN SECTION 9 - LOAD RATING BAGIAN 9 - PENILAIAN BEBAN SUMMARY OF CONTENTS IKHTISAR DAFTAR ISI TABLE OF CONTENTS ..........................................................................................................................K9 - i DAFTAR ISI .............................................................................................................................................K9 - iii LIST OF TABLES DAFTAR TABEL .....................................................................................................................................K9 - v LIST OF FIGURES DAFTAR GAMBAR ..................................................................................................................................K9 - v K9.1

INTRODUCTION PENDAHULUAN ...................................................................................................................K9 - 1

K9.2

CALCULATION OF BRIDGE SAFETY FACTORS PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN JEMBATAN ..........................................................K9 - 3

K9.3

RATING REQUIREMENTS PERS VA PA TA N PENILAIAN ............................................................................................K9 - 5

K9.4

NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUBSTRUCTURES IPENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN BAWAH JEMBATAN ....................K9 - 6

K9.5

NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUPERSTRUCTURES PENILAIAN BEGAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN ATAS JEMBATAN. ........................K9 - 7

K9.6

NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE DECKS PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK LANTAI JEMBATAN ............................................K9 - 11

K9.7

EQUIVALENT LOAD FACTORS FOR VEHICLE LOADS FAKTOR BEBAN EKUIVALEN UNTUK BEBAN KENDARAAN ..........................................K9 - 12

K9.8

CALCUALTION OF LOAD CAPACITY OF BRIDGES PERHITUNGAN RAPASITAS BEBAN JEMBATAN .............................................................K9 - 14

K9.9

BRIDGE CONDITION EVALUATION EVALUASI KONDISI JEMBATAN ........................................................................................K9 - 16

K9.1

RESTRICTIONS POSTED ON BRIDGES TANDA PEMBATASAN BEBAN JEMBATAN ......................................................................K9 - 20

REFERENCES ........................................................................................................................................K9 - 23 APPENDIX KA OVERDESIGN COEFFICIENT LAMPIRAN KA KOEFISIEN RENCANA LEBIH AMAN ........................................................................K9 - 24 APPENDIX KB EXAMPLES OF SAFETY FACTOR CALCULATION LAMPIRAN KB CONTOH PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN .....................................................K9 - 26

TABLE OF CONTENTS

K9.1

INTRODUCTION K9.1.1 SCOPE ....................................................................................................................................... K9 - 1 K9.1.2 PURPOSE .................................................................................................................................. K9 - 1 K9.1.3 HOW TO USE THIS SECTION K9.1.3.1 General .............................................................................................................................. K9 - 1 K9.1.3.2 Load Rating ....................................................................................................................... K9 - 1 K9.1.3.3 Equivalent Load Factor ...................................................................................................... K9 - 2 K9.1.3.4 Safety Factor ..................................................................................................................... K9 - 2 K9.1.4 GLOSSARY K9.1.4.1 Definitions .......................................................................................................................... K9 - 2 K9.1.4.2 Symbols ............................................................................................................................. K9 - 2

K9.2

CALCULATION OF BRIDGE SAFETY FACTORS K9.2.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 3 K9.2.2 TRAFFIC LOADS K9.2.2.1 General .............................................................................................................................. K9 - 3 K9.2.2.2 Normal Traffic Loads ......................................................................................................... K9 - 3 K9.2.2.3 Exceptional Traffic Loads .................................................................................................. K9 - 4 K9.2.3 SAFETYFAC TOR FOR NORMAL TRAFFIC LOADS ................................................................ K9 - 4 K9.2.4 SAFETYFAC TOR FOR AN EXCEPTIONAL TRAFFIC LOAD ................................................... K9 - 4

K9.3

RATING REQUIREMENTS K9.3.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.2 STANDARD LOADS ................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.3 NEW BRIDGES ........................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.4 EXISTING BRIDGES .................................................................................................................. K9 - 5 K9.3.5 CALCULATION OF BRIDGE LOAD RATINGS ........................................................................... K9 - 5

K9.4

NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUBSTRUCTURES K9.4.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 6 K9.4.2 ARTICULATED SUBSTRUCTURES .......................................................................................... K9 - 6 K9.4.3 FRAMED SUBSTRUCTURES .................................................................................................... K9 - 6

K9.5

NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUPERSTRUCTURES K9.5.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 7 K9.5.2 BRIDGES DESIGNED TO THIS CODE ...................................................................................... K9 - 7 K9.5.3 BRIDGES DESIGNED FOR BINA MARGA LOADING 1970 ..................................................... K9 - 7 K9.5.4 BRIDGES WITH DESIGN LOADING OTHER THAN BINA MARGA 1970 ................................. K9 - 9 K9.5.5 BRIDGES WITH UNKNOWN DESIGN LOADING ...................................................................... K9 - 9

K9.6

NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE DECKS K9.6.1 STANDARD LOAD ...................................................................................................................... K9 - 11 K9.6.2 CONCRETE BRIDGE DECKS .................................................................................................... K9 - 11 K9.6.3 WOODEN BRIDGE DECKS ....................................................................................................... K9 - 11

K9.7

EQUIVALENT LOAD FACTORS FOR VEHICLE LOADS K9.7.1 EQUIVALENT BASE LENGTH OF A GROUP OF AXLE LOADS ............................................... K9 - 12 K9.7.2 EQUIVALENT LOAD FACTOR .................................................................................................. K9 - 12 K9.7.3 BINA MARGA DESIGN LOADING 1970 ..................................................................................... K9 - 13

K9.8

CALCULATION OF THE LOAD CAPACITY OF BRIDGES K9.8.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 14 K9.8.2 MATERIAL PROPERTIES K9.8.2.1 General .................................................................................................................................. K9 - 14 K9.8.2.2 Concrete Bridges ................................................................................................................... K9 - 14 K9.8.2.3 Steel Bridges .......................................................................................................................... K9 - 15 K9.8.2.4 Composite Bridges ................................................................................................................. K9 - 15 K9.8.2.5 Wooden Bridges ..................................................................................................................... K9 - 15 K9.8.3 SELF WEIGHT AND SUPERIMPOSED DEAD LOADS ............................................................. K9 - 15

K9 - i

K9.9

BRIDGE CONDITION EVALUATION K9.9.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 16 K9.9.2 SUBSTRUCTURE CONDITION FACTOR .................................................................................. K9 - 16 K9.9.3 SUPERSTRUCTURE CONDITION FACTOR ............................................................................. K9 - 16 K9.9.4 DECK CONDITION FACTOR ..................................................................................................... K9 - 17 K9.9.5 FULL SCALE TEST LOADING K9.9.5.1 General .............................................................................................................................. K9 - 18 K9.9.5.2 Static Test Loading ............................................................................................................ K9 - 18 K9.9.5.3 Dynamic Test Loading ....................................................................................................... K9 - 19 K9.9.5.4 Test Loading of Decks ....................................................................................................... K9 - 19

K9.10 RESTRICTIONS POSTED ON BRIDGES K9.10.1 GENERAL ................................................................................................................................... K9 - 20 K9.10.2 METHOD OF POSTING ............................................................................................................. K9 - 20 K9.10.3 CALCULATION OF LOAD RESTRICTIONS ............................................................................... K9 - 21 K9.10.4 SPEED RESTRICTIONS ............................................................................................................ K9 - 22 REFERENCES GENERAL SOURCE DOCUMENTS ............................................................................................................ K9 - 23 SELECTED REFERENCES .......................................................................................................................... K9 - 23

APPENDIX KA KA.1 OVERDESIGN COEFFICIENT - Ref. ARTICLE 9.5.4 ................................................................. K9 - 24 APPENDIX KB - EXAMPLES OF SAFETY FACTOR CALCULATION KB.1 DESCRIPTION ............................................................................................................................ K9 - 26 KB.2 LOAD RATING OF BRIDGES KB.2.1 GENERAL ......................................................................................................................... K9 - 27 KB.2.2 BRIDGE No 1 KB.2.2.1 Superstructure Load Rating ......................................................................................... K9 - 27 KB.2.2.2 Deck Load Rating ......................................................................................................... K9 - 28 KB.2.3 BRIDGE No 2 KB.2.3.1 Superstructure Load Rating ......................................................................................... K9 - 28 KB.2.3.2 Deck Load Rating ......................................................................................................... K9 - 29 KB.2.4 BRIDGE No 3 KB.2.4.1 Superstructure Load Rating ......................................................................................... K9 - 29 KB.2.4.2 Deck Load Rating ......................................................................................................... K9 - 30 KB.2.5 BRIDGE No 4 KB.2.5.1 Superstructure Load Rating ......................................................................................... K9 - 30 KB.2.5.2 Deck Load Rating ......................................................................................................... K9 - 31 KB.3 EQUIVALENT LOAD FACTORS KB.3.1 NORMAL TRAFFIC LOAD ................................................................................................. K9 - 31 KB.3.2 EXCEPTIONAL TRAFFIC LOAD ....................................................................................... K9 - 32 KB.4 SAFETY FACTORS .................................................................................................................... K9 - 33 KB.5 CONCLUSIONS .......................................................................................................................... K9 - 34

K9 - ii

DAFTAR ISI K9.1

PENDAHULUAN K9.1.1 RUANG LINGKUP ...................................................................................................................... K9 - 1 K9.1.2 MAKSUD DAN TUJUAN ............................................................................................................. K9 - 1 K9.1.3 PENGGUNAAN BAGIAN TATA CARA K9.1.3.1 Umum ................................................................................................................................ K9 - 1 K9.1.3.2 Penilaian Beban ................................................................................................................. K9 - 1 K9.1.3.3 Faktor Beban Ekuivalen ..................................................................................................... K9 - 2 K9.1.3.4 Faktor Keamanan .............................................................................................................. K9 - 2 K9.1.4 IKHTISAR K9.1.4.1 Definisi................................................................................................................................ K9 - 2 K9.1.4.2 Daftar Notasi ...................................................................................................................... K9 - 2

K9.2

PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN JEMBATAN K9.2.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 3 K9.2.2 BEBAN LALU LINTAS K9.2.2.1 Umum ................................................................................................................................ K9 - 3 K9.2.2.2 Beban Lalu Lintas Biasa .................................................................................................... K9 - 3 K9.2.2.3 Beban Lalu Lintas Luar Biasa ............................................................................................ K9 - 4 K9.2.3 FAKTOR KEAMANAN UNTUK BEHAN LALU LINTAS BIASA ................................................... K9 - 4 K9.2.4 FAKTOR KEAMANAN UNTUK BEHAN LALU LINTAS LUAR BIASA ........................................ K9 - 4

K9.3

PERSYARATAN PENILAIAN K9.3.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.2 BEHAN STANDAR ...................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.3 JEMBATAN BARU ...................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.4 JEMBATAN LAMA ...................................................................................................................... K9 - 5 K9.3.5 PERHITUNGAN PENILAIAN BEBAN JEMBATAN ..................................................................... K9 - 5

K9.4

PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN BAWAH JEMBATAN K9.4.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 6 K9.4.2 BANGUNAN BAWAH A YNG TERPISAH DARI BANGUNAN ATAS ........................................... K9 - 6 K9.4.3 BANGUNAN BAWAH A YNG BERSATU DENGAN BANGUNAN ATAS ..................................... K9 - 6

K9.5

PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN ATAS JEMBATAN K9.5.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 7 K9.5.2 JEMBATAN DENGAN RENCANA SESUAI PERATURAN INI ................................................... K9 - 7 K9.5.3 JEMBATAN DENGAN RENCANA SESUAI PEMBEBANAN BINA MARGA 1970 ....................... K9 - 7 K9.5.4 JEMBATAN DENGAN PEMBEBANAN RENCANA DILUAR BINA MARGA 1970 ....................... K9 - 9 K9.5.5 JEMBATAN DENGAN RENCANA PEMBEBANAN Y ANG TIDAK DIKETAHUI........................... K9 - 9

K9.6

PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK LANTAI JEMBATAN K9.6.1 BEHAN STANDAR ...................................................................................................................... K9 - 11 K9.6.2 LANTAI BETON JEMBATAN ...................................................................................................... K9 - 11 K9.6.3 LANTAI KAY U JEMBAT AN ......................................................................................................... K9 - 11

K9.7

FAKTOR BEBAN EKUIVALEN UNTUK BEBAN KENDARAAN K9.7.1 PANJANG DASAR EKUIVALEN UNTUK RANGKAIAN BEHAN GANDAR .... K9-12 K9.7.2 FAKTOR BEHAN EKUIVALEN ................................................................................................... K9 - 12 K9.7.3 RENCANA PEMBEBANAN BINA MARGA 1970 ........................................................................ K9 - 13

K9.8

PERHITUNGAN KAPASITAS BEBAN JEMBATAN K9.8.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 14 K9.8.2 BESARAN BEBAN K9.8.2.1 Umum ................................................................................................................................ K9 - 14 K9.8.2.2 Jembatan Beton ................................................................................................................. K9 - 14 K9.8.2.3 Jembatan Baja ................................................................................................................... K9 - 15 K9.8.2.4 Jembatan Komposit ........................................................................................................... K9 - 15 K9.8.2.5 Jembatan Kayu .................................................................................................................. K9 - 15 K9.8.3 BERAT SENDIRI DAN BEBAN MATI TAMBAHAN ..................................................................... K9 - 15

K9 - iii

K9.9

EVALUASI KONDISI JEMBATAN K9.9.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 16 K9.9.2 FAKTOR KONDISI BANGUNAN BAWAH .................................................................................. K9 - 16 K9.9.3 FAKTOR KONDISI BANGUNAN ATAS ...................................................................................... K9 - 16 K9.9.4 FAKTOR KONDISI LANTAI ........................................................................................................ K9 - 17 K9.9.5 PERCOBAAN PEMBEBANAN SKALA PENUH K9.9.5.1 Umum ................................................................................................................................ K9 - 18 K9.9.5.2 Percobaan Pembebanan Statik ......................................................................................... K9 - 18 K9.9.5.3 Percobaan Pembebanan Dinamik ..................................................................................... K9 - 19 K9.9.5.4 Percobaan Pembebanan Lantai ........................................................................................ K9 - 19

K9.10 TANDA PEMBATASAN BEBAN JEMBATAN K9.10.1 UMUM ......................................................................................................................................... K9 - 20 K9.10.2 CARA PEMBERIAN TANDA ....................................................................................................... K9 - 20 K9.10.3 PERHITUNGAN PEMBATASAN BEBAN ................................................................................... K9 - 21 K9.10.4 PEMBATASAN KECEPATAN ..................................................................................................... K9 - 22 PUSTAKA DOKUMEN SUMBER UMUM ....................................................................................................................... K9 - 23 PUSTAKA TERPILIH .................................................................................................................................... K9 - 23 LAMPIRAN KA KA.1 KOEFISIEN RENCANA LEBIH AMAN (LIHAT ARTIKEL 9.5.4) ................................................. K9 - 24 LAMPIRAN KB - CONTOH PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN KB.1 DESKRIPSI .................................................................................................................................. K9 - 26 KB.2 PENILAIAN BEBAN JEMBATAN KB.2.1 UMUM ............................................................................................................................... K9 - 27 KB.2.2 JEMBATAN NO. 1 KB.2.2.1 Penilaian Beban Bangunan Atas .................................................................................. K9 - 27 KB.2.2.2 Penilaian Beban Lantai ................................................................................................ K9 - 28 KB.2.3 JEMBATAN NO. 2 KB.2.3.1 Penilaian Beban Bangunan Atas .................................................................................... K9 - 28 KB.2.3.2 Penilaian Beban Lantai ................................................................................................... K9 - 29 KB.2.4 JEMBATAN NO. 3 KB.2.4.1 Penilaian Beban Bangunan Atas .................................................................................... K9 - 29 KB.2.4.2 Penilaian Beban Lantai ................................................................................................... K9 - 30 KB.2.5 JEMBATAN NO. 4 KB.2.5.1 Penilaian Beban Bangunan Atas .................................................................................. K9 - 30 KB.2.5.2 Penilaian Beban Lantai ................................................................................................ K9 - 31 KB.3 FAKTOR BEBAN EKUIVALEN KB.3.1 BEBAN LALU LINTAS BIASA ............................................................................................ K9 - 31 KB.3.2 BEBAN LALU LINTAS LUAR BIASA ................................................................................. K9 - 32 KB.4 FAKTOR-FAKTOR KEAMANAN ................................................................................................. K9 - 33 KB.5 KESIMPULAN ............................................................................................................................. K9 - 34

K9 - iv

LIST OF TABLES DAFTAR TABEL Table K9.1

Tabel K9. 1

Relation Between Condition Mark and Condition Factors Kondisi dan Hubungan antara Tanda Faktor Kondisi ....................................................... K9 - 16


Suggested Criteria for Dynamic Testing of Bridge Superstructures Saran Kriteria untuk Fercobaan Dinamik pada Bangunan Atas Jembatan......................... K9 - 19

LIST OF FIGURES DAFTAR GAMBAR Figure K9.1 Gam bar K9.1

Variation of Superstructure Condition Factor With Span Length Variasi Faktor Kondisi Bangunan Atas Sesuai Panjang Bentang ..................................... K9 - 18

K9 - v

SECTION K9 LOAD RATING K9.1

INTRODUCTION

BAGIAN K9 PENILAIAN BEBAN K9.1

PENDAHULUAN

K9.1.1 SCOPE

K9.1.1 RUANG LINGKUP

This Section considers the action of permanent loads, superimposed dead loads and traffic loads at the Ultimate Limit State only. Existing bridges which may be at risk from environmental actions (wind, earthquake, stream forces, scour, etc) should be subject to a special investigation.

Bagian ini mempertimbangkan aksi beban tetap, beban mati tambahan dan beban lalu lintas pada keadaan putus ultimate saja. Jembatan lama yang dapat mengalami risiko dari aksi lingkungan (angin, gempa, gaya aliran, gerusan dll) harus diberikan pemeriksaan khusus.

K9.1.2 PURPOSE

K9.1.2 MAKSUD DAN TUJUAN

The Safety Factor is determined on the basis of Standard Loads and simple comparisons of load effects.

Faktor keamanan ditentukan berdasarkan beban standar dan perbandingan sederhana dari pengaruhpengaruh beban.

In the case of Normal Traffic Loads, a safety Factor less than one indicates that the probability of failure under normal heavy traffic loads is greater than the acceptable design probability of failure. The Design Engineer may consider this satisfactory for routes with low traffic volumes and where the bridge is planned for replacement in the foreseeable future. However, a bridge with a reduced Safety Factor will require a higher level of maintenance to keep it operating satisfactorily.

Dalam hal Beban Lalu Lintas Biasa, suatu faktor keamanan lebih kecil dari satu, menunjukan bahwa kemungkinan keruntuhan akibat Beban Lalu Lintas Berat biasa adalah lebih besar dari rencana kemungkinan keruntuhan yang wajar. Akhli Teknik Perencana boleh mempertimbangkan apakah faktor tersebut memenuhi untuk jaringan jalan dengan volume lalu lintas rendah dan kapan penggantian jembatan direncanakan dalam waktu mendatang. Bagaimanapun suatu jembatan dengan faktor keamanan yang kurang akan memerlukan tingkat pemeliharaan yang lebih tinggi untuk mempertahankan kegunaan jembatan tersebut.

In the case of an Exceptional Traffic Load, a Safety Factor less than one indicates a significant, and unacceptable, possibility of failure.

Dalam hal Beban Lalu Lintas Luar Biasa, suatu faktor keamanan lebih kecil dari satu, menunjukan suatu kemungkinan keruntuhan yang tiba-tiba.

K9.1.3 HOW TO USE THIS SECTION

K9.1.3 PENGGUNAAN CARA

K9.1.3.1

K9.1.3.1

General

Tidak perlu penjelasan

K9.1.3.2

K9.1.3.2

Bridges may be load rated by simple comparison of design loads or by detailed analysis. In either case, the rating calculation is only done once for each bridge, although the rating will be revised regularly as the condition of the bridge changes. The capacity of the bridge to carry other loads (Safety Factor) is determined by comparing the effects of -the Standard Loads to the effects of the actual

TATA

Umum

No comment required.

Load Rating

BAGIAN

Penilaian Beban

Penilaian Beban Jembatan dapat dilakukan dengan perbandingan sederhana antara beban-beban rencana atau dengan analisa terperinci. Dalam setiap kasus, perhitungan penilaian hanya dilakukan satu kali untuk tiap jembatan, walaupun demikian penilaian akan selalu diperbaharui secara periodik mengingat kondisi jembatan yang berubah. Kapasitasjembatan dalam memikul beban-beban lain

K9 - 1

loads.

(Faktor keamanan), ditentukan dengan membandingkan pengaruh beban standar terhadap pengahuh beban aktual.

Differences in design loadings and rates of deterioration will result in different capacities for the main components of a bridge- foundation, substructure, superstructure and deck. The foundation and substructure are rated together because it is not practical to consider them separately. The effect of traffic loads on the substructure is proportionally much less than on the superstructure, so the substructure is considered to have at least the same capacity as the superstructure unless the Design Engineer has reason to suspect otherwise.

Perbedaan dalam rencana pembebanan dan nilai-nilai kerusakan akan menghasilkan kapasitas yang berbeda untuk komponen-komponen utama jembatan - pondasi, bangunan bawah, bangunan atas dan lantai. Penilaian untuk pondasi dan bangunan bawah dibuat bersama, karena sulit dipertimbangkan secara terpisah. Pengaruh beban lalu lintas pada bangunan bawah adalah relatip lebih kecil dibanding pada bangunan atas, dengan demikian bangunan bawah dipertimbangkan mempunyai kapasitas yang paling sedikit sama dengan bangunan atas, kecuali Akhli Teknik Perencana mempunyai alasan untuk kurang yakin.

The Design Engineer should be careful to distinguish between the final Load Rating and the Nominal Load Rating. The Nominal Load rating can usually be calculated without actually inspecting the bridge. However, the effects of damage and deterioration on the bridge strength will usually be significant and it is essential that the Design Engineer obtains a reliable and objective inspection report before completing the rating process.

Akhli Teknik Perencana harus berhati-hati dalam memisahkan antara Penilaian Beban Akhir dan Penilaian Beban Nominal. Penilaian Beban Nominal umumnya dapat dihitung tanpa mengadakan pemeriksaan jembatan. Bagaimanapun, pengaruh kerusakan dan kehancuran kekuatan jembatan akan umumnya berperan dan sangat penting bahwa Akhli Teknik Perencana memperoleh laporan pemeriksaan yang dapat dipercaya dan obyektip, sebelum menyelesaikan tahap-tahap penilaian.

K9.1.3.3

K9.1.3.3

Equivalent Load Factor

Faktor Beban Ekuivalen

The Equivalent Load Factor is determined by comparing the maximum bending moments and shear forces produced in a simple span. This comparison is not valid for the negative moment regions of continuous spans and care should be exercised with heavy vehicle loads that are likely to cause critical stresses in these areas.

Faktor Beban Ekuivalen ditentukan dengan membandingkan Momen Lentur dan Gaya Lintang maksimum yang dihasilkan pada suatu bentang sederhana. Perbandingan ini tidak berlaku untuk daerah momen negatip pada bentang menerus dan harus berhati-hati terhadap beban-beban kendaraan berat yang dapat mengakibatkan tegangan kritikal dalam daerah-daerah tersebut.

K9.1.3.4

K9.1.3.4

Safety Factor

Faktor Keamanan

See comments for Article 9.1.1.

Lihat penjelasan untuk artikel 9.11.

K9.1.4 GLOSSARY

K9.1.4 IKHTISAR

K9.1.4.1

K9.1.4.1

Definitions

Definisi



K9.1.4.2

K9.1.4.2

Symbols


Daftar Notasi


K9 - 2

K9.2

CALCULATION OF BRIDGE SAFETY FACTORS

K9.2

PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN JEMBATAN

K9.2.1 GENERAL

K9.2.1 UMUM

See comments for Article 9.1.2.

Lihat penjelasan untuk Artikel 9.12.

K9.2.2 TRAFFIC LOADS

K9.2.2 BEBAN LALU LINTAS

K9.2.2.1

K9.2.2.1

General

Umum

A string of vehicles may also be designated as a traffic load. Such a load is still adequately defined by its axle weights and spacings.

Rangkaian kendaraan dapat juga diartikan sebagai beban lalu lintas. Beban tersebut cukup ditetapkan oleh berat gandar dan jarak antara.

The individual axle weights of an Exceptional Traffic Load will normally not exceed the legal maximum (8 tonne existing, but proposed to be increased to 10 tonne - Ref.1), but cases may occur where heavier axles may be proposed. The design weight of the heavier of the "T” Truck axles (200 kN) represents the absolute upper limit for an individual axle load, irrespective of the number of wheels on the axle. Greater loads will cause damage to concrete deck slabs.

Masing-masing berat gandar dari suatu Beban Lalu Lintas Luar Biasa, umumnya tidak melebihi batas legal maksimum ( 8 ton selama ini, tetapi diusulkan akan dinaikan sampai 10 ton - Pustaka 1), tetapi mungkin terjadi kasus dimana dapat diusulkan gandar-gandar lebih berat. Berat rencana gandar terberat pada susunan gandar truk "T" (200 kN) mewakili batas atas absolut untuk suatu beban gandar tersendiri, yang tidak tergantung dari jumlah roda pada gandar tersebut. Beban-beban yang lebih besar akan menimbulkan kerusakan pada lantai beton jembatan.

K9.2.2.2

K9.2.2.2

Normal Traffic Loads

Beban Lalu Lintas Biasa

It is anticipated that the Standard Loads will be the Normal Traffic Loads for the majority of routes.

Diharapkan bahwa beban standar akan menjadi Beban Lalu Lintas Biasa untuk bagian terbesar dari jaringan jalan.

For lightly-trafficked roads in remote areas, however, the Authority may define a Normal Traffic Load that is more representative of the local traffic. In this case the Normal Traffic Load may be based on axle weight measurements or vehicle type surveys. If axle weight measurements are used, it is recommended that the axle weights of the Normal Traffic Load be at least 25% greater than the maximum measured values. If a survey of vehicle types is used, it is recommended that the axle weights of the Normal Traffic Load be two times the nominal axle weights of the heaviest vehicle surveyed.

Untuk jalan dengan lalu lintas ringan didaerah terpencil, bagaimanapun, yang berwenang dapat menentukan suatu Beban Lalu Lintas Biasa yang lebih mewakili lalu lintas setempat. Dalam hal irii, Beban Lalu Lintas Biasa dapat didasarkan atas pengukuran berat gandar atau survai jenis kendaraan. Bila digunakan pengukuran berat gandar, dianjurkan agar berat-beat gandar dari Beban Lalu Lintas Biasa tersebut diambil paling sedikit 25% lebih besar dari nilai terukur maksimum. Bila digunakan, survai jenis kendaraan, dianjurkan agar berat-berat gandar dari Beban Lalu Lintas Biasa tersebut diambil dua kali terhadap beban-beban gandar nominal yang diperoleh pada kendaraan terberat dalam survai.

For routes with Normal Traffic Loads less than the Standard Loads, it is expected that the Normal Traffic Loads will be upgraded in the future as traffic volumes and vehicle weights increase.

Untuk jaringan dengan Beban Lalu Lintas Biasa lebih kecil dari Beban Standar, diharapkan bahwa Beban Lalu Lintas Biasa akan ditingkatkan dalam waktu mendatang mengingat volume lalu lintas dan berat kendaraan meningkat.

K9 - 3

K9.2.2.3

Exceptional Traffic Loads

K9.2.2.3

Beban Lalu Lintas Luar Biasa

The axle weights and spacings of an Exceptional Traffic Load should be determined by actual measurement. Exceptional Traffic Loads should not be permitted to operate without the restrictions listed in this clause. `

Berat dan jarak gandar dari suatu Beban Lalu Lintas Luar Biasa harus ditentukan dengan pengukuran aktual. Beban Lalu Lintas Luar Biasa tidak boleh berjalan tanpa urutan pembatasan dalam Sub-artikel ini.

K9.2.3 SAFETY FACTOR FOR NORMAL TRAFFIC LOADS

K9.2.3 FAKTOR KEAMANAN UNTUK BEBAN LALU LINTAS BIASA

By definition, a bridge designed for the traffic loads set out in Section 2 of the Code has a Safety Factor of at least 1.0. A higher Safety Factor is possible because such bridges are also designed to resist the effects of wind, temperature, stream flow, etc. in combination with traffic loads.

Menurut ketentuan, suatu jembatan dengan rencana sesuai beban lalu lintas dalam Tata Cara Bagian 2, mempunyai faktor keamanan yang paling sedikit sebesar 1.0. Faktor keamanan lebih besar adalah mungkin, karena jembatan tersebut juga direncana terhadap pengaruh angin, suhu, aliran air dll, yang dikombinasi dengan beban lalu lintas.

A bridge designed for lesser loads, such as Bina Marga Loading BM70 (Ref.A), or a deteriorated bridge may also have a Safety Factor greater than 1.0 if the Normal Traffic Load for the route is specified at a low enough level (Ref. Appendix CB). This provides a rational mechanism for retaining a low strength bridge in service without compromising traffic safety.

Jembatan yang direncana untuk beban lebih kecil, seperti Pembebanan Bina Marga BM70 (Pustaka A), atau suatu jembatan rusak dapat juga mempunyai faktor keamanan lebih besar dari 1.0, bila Beban Lalu Lintas Biasa untuk jaringan tersebut telah dispesifikasikan pada tingkat cukup rendah (Pustaka, Lampiran CB). Hal ini memberikan suatu mekasisma nyata untuk mempertahankan pelayanan jembatan berkekuatan rendah tanpa merugikan keamanan lalu lintas.

The Safety Factor of a bridge will decrease if the Normal Traffic Load is increased in accordance with clause C9.2.2.2.

Faktor keamanan suatu jembatan akan menurun bila Beban Lalu Lintas Biasa ditingkatkan sesuai pasal 9.2.2.2.

K9.2.4 SAFETY FACTOR FOR AN EXCEPTIONAL TRAFFIC LOAD

K9.2.4 FAKTOR KEAMANAN UNTUK BEBAN LALU LINTAS LUAR BIASA

The Safety Factor for an Exceptional Traffic Load is the same in concept as the Safety Factor for Normal traffic Loads. In this case, however, the Equivalent Load Factor for the Exceptional Traffic Load includes an allowance for the controlled conditions set out in clause 9.2.2.3 that is not included in the Equivalent Load Factor for the Normal Traffic Load.

Faktor keamanan untuk Beban Lalu Lintas Luar Biasa adalah dengan konsep sama seperti Faktor keamanan untuk Beban Lalu Lintas Biasa. Dalam hal ini, bagaimanapun, Faktor Beban Ekuivalen untuk Beban Lalu Lintas Luar Biasa mencakup beban lebih yang diizinkan mengingat ketentuan pengawasan kondisi dalam pasal 9.2.2.3, hal mana tidak dicakup oleh Faktor Beban Ekuivalen untuk Beban Lalu Lintas Biasa.

Exceptionally heavy vehicles are not standardised, so it is expected that each Exceptional Traffic Load will have a different Equivalent load factor. This will result in different Safety Factors for the bridges.

Kendaraan sangat berat tidak distandarisir, sehingga diharapkan bahwa setiap Beban Lalu Lintas Luar Biasa akan mempunyai Faktor Beban Ekuivalen yang berlainan. Hal ini menyebabkan faktor-faktor keamanan yang berlainan untuk jembatan.

If an Exceptional Traffic Load is permitted to cross a bridge with a Safety Factor less than one, the bridge is likely to be damaged. If the Safety Factor is less than 0.7, the bridge is likely to collapse.

Bila suatu Beban Lalu Lintas Luar Biasa diizinkan untuk melintasi suatu jembatan dengan faktor keamanan kurang dari satu, jembatan mungkin akan rusak. Bila faktor keamanan kurang dari 0.7, jembatan mungkin akan runtuh.

K9 - 4

K9.3

RATING REQUIREMENTS

K9.3

PERSYARATAN PENILAIAN

K9.3.1 GENERAL

K9.3.1 UMUM

Load rating a bridge requires at least as much engineering experience and judgement than design because of the need to assess the strength and condition of the existing structure. For this reason it is necessary to set out minimum qualifications for the Design Engineer responsible.

Penilaian Beban Jembatan menuntut paling sedikit sebanyak pengalaman teknik dan penilaian mendalam dibanding perencanaan, mengingat diperlukan pendekatan untuk kekuatan dan kondisi struktur yang ada. Sebab ini, perlu ditentukan kwalifikasi minimum untuk Akhli Teknik Perencana yang bertanggung jawab.

K9.3.2 STANDARD LOADS

K9.3.2 BEBAN STANDAR

Standard Loads must be specified so that all bridges are rated to the same scale. The choice of the rating load can be arbitrary, but there are significant advantages in using the actual design traffic loadings.

Beban Standar harus dispesifikasi sedemikian rupa sehingga semua jembatan dinilai terhadap skala sama. Pemilihan beban penilaian dapat dibuat sembarang, tetapi penggunaan pembebanan lalu lintas rencana aktual akan memberi keuntungan yang berarti.

K9.3.3 NEW BRIDGES

K9.3.3 JEMBATAN BARU

The Code does not permit a reduction in the "T" Truck Loading so that deck slabs and short spans will always be rated at 100 %.

Tata cara ini tidak mengizinkan reduksi Pembebanan Truk "T", sehingga lantai atas dan bentang pendek akan selalu dinilai pada 100 %.

K9.3.4 EXISTING BRIDGES

K9.3.4 JEMBATAN LAMA

It is essential that the actual condition of a bridge be inspected before it is rated. The two objects of this inspection are to assess the extent of deterioration of the bridge, and to identify any differences between the actual construction details of the bridge and the design drawings.

Kondisi aktual jembatan adalah penting untuk diperiksa, sebelum diadakan penilaian. Dua pokok dalam pemeriksaan tersebut adalah untuk pendekatan besarnya kerusakan jembatan, dan untuk menyatakan apakah terdapat perbedaan antara detail konstruksi jembatan aktual dan gambar rencana.

Since the Load Rating depends on the bridge condition, it is important that the bridge is inspected on a regular basis to update the rating.

Mengingat Penilaian Beban tergantung pada kondisi jembatan, maka adalah penting bahwa jembatan diperiksa secara periodik untuk memperbaharui penilaian.

K9.3.5 CALCULATION OF BRIDGE LOAD RATINGS

K9.3.5 PERHITUNGAN PENILAIAN BEBAN JEMBATAN



K9 - 5

K9.4

NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUBSTRUCTURES

K9.4

PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN BAWAH JEMBATAN

K9.4.1 GENERAL

K9.4.1 UMUM

For the majority of bridges, it is considered impractical to separately load rate the foundation and the substructure.

Pada sebagian besar jembatan, penilaian beban pondasi dan bangunan bawah secara terpisah adalah kurang praktis.

The substructure usually has a higher capacity for traffic loads than the superstructure unless it has been weakened by undermining or settlement. In these cases the Design Engineer must decide whether a special investigation into the strength of the substructure is warranted.

Bangunan bawah umumnya mempunyai kapasitas lebih tinggi untuk beban lalu lintas dibanding bangunan atas, kecuali telah terjadi perlemahan akibat penggerusan dan penurunan pondasi. Dalam hal tersebut, Akhli Teknik Perencana harus menentukan apakah mutlak diperlukan pemeriksaan khusus terhadap kekuatan bangunan bawah.

K9.4.2 ARTICULATED SUBSTRUCTURES

K9.4.2 BANGUNAN BAWAH YANG TERPISAH DARI BANGUNAN ATAS

Although no bending moment can be transferred to an articulated substructure, the Design Engineer should consider any possible horizontal forces caused by friction or frozen bearings. These horizontal forces may cause substantial bending in tall piers.

Walaupun momen lentur tidak dapat disalurkan ke bangunan bawah yang terpisah, Akhli Teknik Perencana harus mempertimbangkan setiap kemungkinan gaya horisontal akibat gesekan atau perletakan yang macet. Gaya-gaya horisontal tersebut dapat menyebabkan lenturan berarti pada pilar tinggi.

K9.4.3 FRAMED SUBSTRUCTURES

K9.4.3 BANGUNAN BAWAH YANG BERSATU DENGAN BANGUNAN ATAS

In a bridge with a framed substructure, the structural responses of the superstructure and substructure cannot be determined by separate analyses.

Pada jembatan dengan bangunan bawah yang bersatu secara monolitik, respon struktural bangunan atas dan bangunan bawah tidak dapat ditentukan melalui analisa terpisah.

K9 - 6

K9.5

NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE SUPERSTRUCTURES

K9.5

PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK BANGUNAN ATAS JEMBATAN

K9.5.1 GENERAL

K9.5.1 UMUM

The deck support system may consist of longitudinal stringers, cross girders, or both. The basis of distinction between the deck support system and the deck itself is span length. Of the two Standard loads, the "T" Truck loading predominates up to a span of about 7 m. Deck slabs are unlikely to have spans approaching this figure, but the support systems may. It is therefore necessary to check the deck support system for the effects of both Standard loads.

Konstruksi pendukung lantai dapat terdiri dari gelagar memanjang, gelagar melintang, atau keduanya. Batas perbedaan antara sistim pendukung lantai dan lantai sendiri adalah panjang bentang. Dari antara dua Beban Standar, Pembebanan Truck "T" adalah yang menentukan sampai bentang kurang lebih 7 m. Lantai atas jarang mempunyai bentang yang mendekati batas tersebut, tetapi bentang konstruksi pendukung mungkin mencapai batas. Sebab ini perlu diadakan pengecekan sistim pendukung lantai terhadap pengaruh dari kedua Beban Standar.

K9.5.2 BRIDGES CODE

K9.5.2 JEMBATAN DENGAN RENCANA SESUAI PERATURAN INI

DESIGNED

TO

THIS



K9.5.3 BRIDGES DESIGNED FOR BINA MARGA LOADING 1970

K9.5.3 JEMBATAN DENGAN RENCANA SESUAI PEMBEBANAN - BINA MARGA 1970

This Article assumes that bridges designed to the Bina Marga Loading Specification for Highway Bridges 1970 (Ref.A) have been designed by the Working Stress Design method.

Artikel ini menganggap bahwa jembatan dengan rencana sesuai Spesifikasi Pembebanan Bina Marga untuk jembatan jalan raya 1970 (Pustaka A) telah direncanakan dengan Metoda Tegangan Kerja.

Figures 9.2 and 9.3 have been obtained by comparing the maximum total shear forces and bending moments produced in a simple span by the Bina Marga loading and the Standard Loads. The major differences between the two loadings are the provision of Dynamic Load Allowance for the "T" Truck Load and the application of the "T" Truck loading to superstructures.

Gambar-gambar 9.2 dan 9.3 telah diperoleh dengan membandingkan gaya lintang dan momen total maksimum dalam bentang sederhana akibat pembebanan Bina Marga terhadap Beban Standar. Perbedaan utama antara kedua pembebanan adalah pengadaan Fraksi Beban Dinamik untuk Beban Truk "T" dan penggunaan Pembebanan Truk "T" pada bangunan atas.

The maximum bending moment Muk and shear force Vuk due to a combined UDL and KEL are given by:

Momen lentur maksimum Muk dan gaya lintang maksimum Vuk akibat kombinasi UDL dan KEL adalah sebagai berikut:

(K9.1a)

and:

dan:

(K9.1a)

where:

dengan:

K9 - 7

be

= equivalent width of the bridge roadway (m);

be

= lebar ekuivalen dari jalan kendaraan pada jembatan (m)

UDL

= uniformly distributed load (kPa);

UDL

= beban terbagi rata (kPa)

KEL

= knife edge load (kN);

KEL

= beban terpusat RN)

S

= span length;

S

= panjang bentang (m)

DLA

= Dynamic Load Allowance, or impact.

DLA

= fraksi beban dinamik, atau kejut (impakt)

The equivalent width be provides for the lateral distribution of the intensity of the UDL and KEL, and, for both the Bina Marga 1970 loading and the "D" Lane Loading, is given by:

Lebar ekuivalen be menyediakan distribusi lateral dari intensitas beban UDL dan KEL, dan untuk Pembebanan Bina Marga 1970 maupun Pembebanan Jalur "D", adalah sebagai berikut:

(K9.1c)

where: b

dengan: = actual width of the bridge roadway.

The maximum bending moment Mt and shear force Vt due to the "T" Truck Loading are given by:

b

=

lebar aktual jembatan

dari

jalan

kendaraan

pada

Momen lentur maksimum Mt dan gaya lintang maksimum Vt akibat Pembebanan Truk "T" adalah sebagai berikut:: (K9.1c)

(K9.1d)

and:

dan

(K9.1e)

where: N

dengan: = the number of Design Traffic Lanes in accordance with Article 2.3.

N

= jumlah rencana jalur lalu lintas sesuai Artikel 2.3.

Equations (K9.1 d) and (K9.1 e) include the effects of the 30 % Dynamic Load Allowance for the "T" Truck Load.

Rumus (K9.1 d) dan (K9.1 e) mencakup pengaruh faktor kejut 30 % untuk Beban Truk "T".

The Nominal Load Rating for bridges designed to Bina Marga Loading 1970 is given by:

Penilaian Beban Nominal untuk jembatan dengan rencana sesuai Pembebanan Bina Marga 1970 adalah sebagai berikut:

K9 - 8

(K9.1f)

dengan:

where: MBM

= maximum bending moment due to the Bina Marga loading 1970 using Equation (K9.1a) and thee appropriate values from Ref. A;

MBM

= Momen lentur maksimum akibat Pembebanan Bina Marga 1970 dengan menggunakan Rumus (9.1) dan nilai-nilai yang sesuai dari Pustaka A.

KD

= overdesign coefficient - see Appendix KA9.

KD

= Koefisien rencana lebih - lihat Lampiran KA9.

For spans greater than 40 m, the "D" Lane Load gives a greater effect than the "T" Truck Load for all roadway widths. For lesser spans, The "T" Truck Load has a greater effect, depending on the roadway width. This is shown in Figures 9.2 and 9.3.

Untuk bentang lebih besar dari 40 m, Beban Jalur "D" memberikan pengaruh lebih besar dari Beban Truk "T" untuk semua lebar jalan kendaraan. Untuk bentang lebih kecil, Beban Truk "T" mempunyai pengaruh lebih besar, tergantung pada lebar jalan kendaraan. Hal ini dijelaskan dalam Gambar 9.2 dan 9.3.

K9.5.4 BRIDGES WITH DESIGN LOADING OTHER THAN BINA MARGA 1970

K9.5.4 JEMBATAN DENGAN PEMBEBANAN RENCANA DILUAR BINA MARGA 1970

The same principles apply in this case as the previous Article, although the analysis is carried out in accordance with Sub-section 9.7. Particular care is required to ensure that all relevant modifying factors contained in the other code are taken into account.

Dalam hal ini diterapkan dasar-dasar sama seperti Artikel sebelumnya, walaupun analisa dilaksanakan sesuai dengan Bab 9.7. Perhatian khusus diperlukan untuk menjamin bahwa semua faktor modifikasi relevan dalam Tata Cara lain tersebut, telah ikut diperhitungkan.

It is important to determine such factors as:

Adalah penting untuk menentukan faktor-faktor demikian seperti:

x

whether the code loading is applied in lanes or as a lateral UDL;

x

apakah Pembebanan Tata Cara diterapkan dalam jalur-jalur atau sebagai beban terbagi rata arah lateral

x

dynamic load allowance;

x

fraksi Beban Dinamik (kejut atau impakt)

x

load reduction for multiple loaded lanes;

x

reduksi beban untuk jalur majemuk

x

alternative loadings.

x

pembebanan alternatip

K9.5.5 BRIDGES WITH DESIGN LOADING

UNKNOWN

K9.5.5 JEMBATAN DENGAN RENCANA PEMBEBANAN YANG TIDAK DIKETAHUI

If the design loading of a bridge is unknown, its load capacity can only be determined in two ways:

Bila rencana pembebanan suatu jembatan tidak diketahui, kapasitas bebannya hanya dapat ditentukan melalui 2 cara:

i.

complete structural analysis from first principles; or

i.

analisa struktural lengkap prinsipprinsip semula atau

ii.

full scale load testing.

ii.

percobaan Pembebanan Skala Penuh

Test loading is not recommended in this case because:

berdasarkan

Dalam hal ini percobaan pembebanan tidak dianjurkan karena:

K9 - 9

x

some analysis must be carried out in any case to determine the maximum safe value of the test load;

x

dalam setiap hal, diperlukan suatu analisa untuk menentukan nilai aman maksimum dari beban percobaan

x

the test load effect must be at least 40 % greater than the effect of the desired Normal Traffic Load (see Article 9.9.5), requiring very heavy loads for medium and long spans;

x

pengaruh beban percobaan harus minimal lebih besar dari pengaruh Beban Lalu Lintas yang diinginkan (lihat Artikel 9.9.5), memerlukan beban-beban sangat berat bentang sedang dan panjang

x

there is some risk that a sound bridge could be badly damaged by the test.

x

ada suatu risiko bahwa jembatan utuh dapyt mengalami kerusakan akibat percobaan

Equation 9.4 is derived from the Ultimate Limit State design condition:

40 % Biasa yang untuk

Rumus 9.4 diturunkan dari keadaan rencana batas putus ultimate: (K9.2a)

which may be expressed as:

yang dapat ditanyakan sebagai berikut:

(K9.2b) where: *

SP = *

dengan: *

ultimate design action of permanent loads;

SP = *

aksi beban tetap pada rencana putus ultimate

SL

=

ultimate design action of live loads;

SL

=

aksi beban hidup pada rencana putus ultimate

R*

=

design ultimate strength of the member.

R*

=

kekuatan ultimate rencana unsur.

*

The maximum value of S L represents the available capacity for traffic loads, giving the following expression for the Nominal Load Rating QS:

*

Nilai maksimum S L mewakili kapasitas yang tersedia untuk beban lalu lintas, yang memberi Rumus berikut untuk Penilaian Beban Nominal QS: (K9.2c)

where: U

KS

SS

dengan:

=

the Ultimate Load Factor for the Standard

=

Loads; 2.0;

=

nominal effect of the Standard Loads.

U

KS

SS =

=

Faktor Beban Putus Ultimate untuk Beban

=

Standar; 2.0; pengaruh nominal dari Beban Standar.

K9.5.6 REDUCTION OF LOAD RATING FOR EXCESS ASPHALT

K9.5.6 REDUKSI PENILAIAN BEBAN UNTUK KELEBIHAN ASPAL

On many existing bridges in Indonesia an excessive thickness of asphalt has built up because of carelessness during road resheeting. This excessive asphalt increases the dead load on a bridge, thus causing a corresponding decrease in the live load capacity. The reduction in live load capacity, 'QS, is given by:

Pada banyak jembatan lama di Indonesia suatu kelibihan tebal aspal telah terbentuk karena kurang kecermatan selama pelapisan ulang jalan. Kelebihan aspal tersebut meningkatkan beban mati pada jembatan, maka menyebabkan pengurangan sebanding dalam kapasitas beban hidup. Reduksi dalam kapasitas beban hidup, 'QS, diberikan oleh:

K9 - 10

(K9.3)

dengan:

where: SEA

K9.6

=

the effect of the excessive thickness of asphalt. This value is not factored because the actual thickness and density of the overlay can be measured accurately.

NOMINAL LOAD RATING FOR BRIDGE DECKS

SEA

K9.6

=

pengaruh kelebihan tebal aspal. Nilai ini tidak difaktor karena tebal aktual dan berat isi lapis perkerasan dapat diukur dengan tepat.

PENILAIAN BEBAN NOMINAL UNTUK LANTAI JEMBATAN

K9.6.1 STANDARD LOAD

K9.6.1 BEBAN STANDAR

The span length of a bridge deck will invariably be less than the span at which the "D" Lane Loading governs.

Panjang bentang suatu lantai jembatan akan selalu lebih kecil dari bentang padamana Pembebanan Jalur "D" menentukan.

In slab and stringer decks the effect of the individual wheel loads is likely to govern.

Pada lantai pelat dan gelagar, pengaruh beban-beban roda tersendiri umumnya menentukan.

K9.6.2 CONCRETE BRIDGE DECKS

K9.6.2 LANTAI BETON JEMBATAN

The Bina Marga 1970 truck load is only 77 % of the new "T" Truck Loading because of the addition of 30 % Dynamic Load Allowance. This has been rounded off to give a Nominal load rating of 80 %.

Beban truk Bina Marga 1970 adalah hanya 77% terhadap Pembebanan Truk "T" baru, karena ada penambahan Fraksi Beban Dinamik 30% (kejut). Nilai ini telah dibulatkan sehingga memberi Penilaian beban Nominal sebesar 80%.

Short deck slabs spanning in the direction of the traffic flow are basically designed for a single axle load in each traffic lane. This loading is the same in principle as the "T" Truck Loading and the Load Rating can be calculated from the Equivalent Load Factor of the design load (Ref. Article 9.7.2).

Lantai atas dengan bentang pendek dalam arah arus lalu lintas, pada dasarnya direncana untuk beban gandar tunggal dalam setiap jalur lalu lintas. Pembebanan ini adalah dengan prinsip sama seperti Pembebanan Truk "T" dan Penilaian Beban dapat diperhitungkan berdasarkan Faktor Beban Ekuivalen dari beban rencana (lihat artikel 9.7.2).

Decks supported on longitudinal stringers are more sensitive to the axle spacing of the design loading than decks supported on cross girders. Unless there is a good degree of correspondence between the design loading and the configuration of the Standard Loads, these decks should be load rated by analysis. For an approximate method, see Appendix CB9.

Lantai yang didukung pada gelagar-gelagar memanjang adalah lebih sensitip terhadap jarak gandar dari pembebanan rencana, dibanding Iantai yang didukung pada gelagar-gelagar melintang. Kecuali terdapat tingkat kesamaan yang baik antara pembebanan rencana dari konfigurasi Beban Standar, lantai tersebut harus dinilai melalui analisa. Untuk suatu cara perkiraan, lihat Lampiran CB9.

K9.6.3 WOODEN BRIDGE DECKS

K9.6.3 LANTAI KAYU JEMBATAN

It is assumed that there is no shear connection between deck planks apart from a limited connection provided by any longitudinal sheeting. It is also assumed that the relative stiffnesses of the planks and girders are such that the planks behave as if they are on rigid supports.

Dianggap bahwa tidak terdapat hubungan geser antara papan-papan lantai, kecuali suatu hubungan terbatas yang diberikan oleh pelapisan arah memanjang. Juga dianggap bahwa kekakuan relatip dari papan-papan dan gelagar-gelagar adalah sedemikian rupa, sehingga papan-papan dianggap terletak pada tumpuan kaku.

K9 - 11

K9.7

EQUIVALENT LOAD FACTORS FOR VEHICLE LOADS

K9.7

FAKTOR BEBAN EKUIVALEN UNTUK BEBAN KENDARAAN

K9.7.1 EQUIVALENT BASE LENGTH OF A GROUP OF AXLE LOADS

K9.7.1 PANJANG DASAR EKUIVALEN UNTUK RANGKAIAN BEBAN GANDAR

The concept of Equivalent Base Length has been used successfully in Ontario, Canada for assessing the effects of heavy vehicles (Ref.2). The Equivalent Base Length provides a mathematically exact expression for the maximum bending moment from a group of concentrated loads on a simple span. It can not be used for determining intermediate bending moments in simple spans (at the quarter points, for example) or negative moments in continuous spans. Despite these limitations, the Equivalent Base Length is an extremely effective way of comparing the effects of different vehicles.

Konsep Panjang Dasar Ekuivalen telah digunakan dengan berhasil di Ontario, Canada untuk pendekatan pengaruh kendaraan berat (Pustaka 2). Panjang Dasar Ekuivalen menyediakan suatu ekspresi matematik tepat untuk momen lentur maksimum akibat rangkaian beban terpusat pada bentang sederhana. Ekspresi tersebut tidak dapat digunakan untuk penentuan momen lentur antara pada bentang sederhana (pada seperempat bentang, sebagai contoh) atau momen negatip pada bentang menerus. Meskipun ada batas-batas tersebut, Panjang Dasar Ekuivalen adalah suatu cara sangat efektip untuk membandingkan pengaruh dari kendaraankendaraan yang berbeda.

K9.7.2 EQUIVALENT LOAD FACTOR

K9.7.2 FAKTOR BEBAN EKUIVALEN

The Equivalent Load Factor compares the maximum bending moment caused by a vehicle Mv, given by:

Faktor Beban Ekuivalen membandingkan momen lentur maksimum akibat suatu kendaraan, Mv dalam rumus: (K9.4a)

with the maximum bending moment caused by the Standard Loads MUK, given by Equation (K9.1 a).

dengan momen lentur maksimum akibat Beban Standar MUK, dalam Rumus (9.1)

The Equivalent Normal Load WN is obtained by multiplying MUK or Mt as appropriate (Ref. Article K9.5.3), by the following factors:

Beban Biasa Ekuivalen WN diperoleh dengan mengalikan MUK atau Mt yang sesuai (lihat Artikel K9.5.3), dengan faktor-faktor berikut:

1/N

to convert the load effect to a single traffic lane (for Normal Traffic Loads, it is assumed that all lanes are occupied);

1/N

untuk konversi pengaruh beban ke suatu jalur lalu lintas tunggal (untuk Beban Lalu Lintas Biasa, dianggap bahwa semua jalur penuh)

4/S

to remove a common factor with the expression for MP;

4/S

untuk menghilangkan suatu faktor sama dengan rumus untuk MP

1/1.3 to account for the 30 % Dynamic Load Factor applicable to truck loads;

1/1.3 untuk memperhitungkan Fraksi Beban Dinamik (kejut) 30 % yang digunakan pada beban truk. 0.9

0.9

- this is a de-rating factor to take into account inaccuracies in determining the weight of the axle group and the possibility of other actions occurring simultaneously with the traffic load.

The Equivalent Exceptional Load WE is obtained by multiplying MUK or Mt as appropriate (Ref. Article K9.5.3), by the following factors:

Ini adalah faktor pengurangan nilai yang memperhitungkan kurang ketelitian dalam penentuan berat rangkaian gandar dan kemungkinan dari aksi lain yang terjadi bersamaan dengan beban lalu lintas

Beban Luar Biasa Ekuivalen WE diperoleh dengan mengalikan MUK atau Mt yang sesuai (lihat Artikel K9.5.3), dengan faktor-faktor berikut.

K9 - 12

4/S to remove a common factor with the expression for MP ;

4/S untuk menghilangkan suatu faktor sama dengan rumus untuk MP

1/1.1 to account for a Dynamic Load Factor of 10 % which is considered applicable to a very heavy vehicle under controlled operation;

1/1.1 untuk memperhitungkan Faktor Beban Dinamik (kejut) 10 % yang dipertimbangkan sesuai untuk kendaraan sangat berat dengan pengawasan selama melintasi jembatan

0.9 de-rating factor, as for the Normal Traffic Load.

0.9 faktor pengurangan nilai, seperti pada beban Lalu Lintas Biasa

For the same axle group, it can be seen that the following relationship exists between FLN and FLE:

Untuk rangkaian gandar yang sama, dapat dilihat bahwa hubungan antara FLN dan FLE adalah sebagai berikut: (K9.4b)

K9.7.3 BINA MARGA DESIGN LOADING 1970

K9.7.3

RENCANA PEMBEBANAN MARGA 1970

BINA

For the purpose of load rating, the Equivalent Load Factor of the Bina Marga Design Loading 1970 is implicitly contained in the graphs in Figures 9.2 and 9.3. However, it may be desired to compare a traffic load to the Bina Marga loading for some other reason. This comparison is done most easily by using the Equivalent Load Factors of the two loads. The Equivalent Load Factor for the Bina Marga Loading can be determined using Equation (K9.1 b).

Untuk maksud penilaian beban, Faktor Beban Ekuivalen dari Rencana Pembebanan Bina Marga 1970 adalah tercakup dalam Grafik pada Gambar 9.2 dan 9.3. Bagaimanapun, dapat diminta untuk membandingkan suatu beban lalu lintas terhadap Pembebanan Bina Marga dengan suatu alasan lain. Perbandingan dilakukan paling mudah dengan menggunakan Faktor Beban Ekuivalen untuk dua beban tersebut. Faktor Beban Ekuivalen untuk Pembebanan Bina Marga dapat ditentukan dengan Rumus 9.2.

K9.7.4 OTHER DESIGN LOADINGS

K9.7.4 RENCANA PEMBEBANAN LAIN

Since other loadings are completely defined in their relevant codes, there is a need to compensate for the 30 % Dynamic Load Allowance for truck loading which is included in the calculation of WN. See Article K9.5.4.

Mengingat pembebanan lain telah ditentukan secara lengkap dalam peraturan relevannya, terdapat keperluan agar mengimbangi untuk fraksi beban dinamik (kejut) 30 % pada pembebanan truk yang tercakup dalam perhitung WN. Lihat Artikel K9.5.4.

K9 - 13

K9.8

CALCULATION OF THE LOAD CAPACITY OF BRIDGES

K9.8

PERHITUNGAN KAPASITAS BEBAN JEMBATAN

K9.8.1 GENERAL

K9.8.1 UMUM

Load rating is carried out using limit state methods so it is essential that the appropriate Strength Reduction Factors be used. The strength Reduction Factors are independent from the Condition factors defined in Subsection 9.9.

Penilaian beban dilaksanakan dengan ynenggunakan metoda keadaan batas-limit, sehingga adalah penting bahwa digunakan Faktor-faktor reduksi kekuatan yang sesuai. Faktor-faktor reduksi kekuatan tidak tergantung pada faktor-faktor kondisi yang ditentukan dalam Bab 9.9.

K9.8.2 MATERIAL PROPERTIES

K9.8.2 BESARAN BEBAN

K9.8.2.1

K9.8.2.1

General

Umum

The materials used in a bridge, and their strengths, must be correctly identified. Some materials may be difficult to differentiate, such as wrought iron and steel, and proper sampling and testing will be necessary for reliable strength assessment.

Bahan-bahan yang digunakan dalam suatu jembatan, serta kekuatan-kekuatannya, harus dinyatakan secara tepat. Beberapa bahan mungkin sulit ditelusuri, seperti besi tuang dan baja, dan pengambilan benda contoh serta pengujian akan diperlukan untuk pendekatan kekuatan secara baik.

The most reliable method for determining material properties for load rating is to test the actual materials used in the critical elements. Some nondestructive methods are available, but the most precise method is remove specimens from the bridge for testing.

Cara terbaik untuk penentuan besaran bahan dalam penilaian beban adalah pengujian bahan aktual yang digunakan dalam elemen kritikal. Terdapat beberapa cara tidak merusak, tetapi cara paling teliti adalah pengambilan benda contoh dari jembatan untuk pengujian.

Destructive testing should be carried out with the approval of all parties involved. The bridge member, which may have been weakened by the cutting of specimens, must be repaired to as-new condition as soon as possible.

Pengujian dengan cara merusak harus mendapat persetujuan dari semua pihak yang berkepentingan. Elemen jembatan yang diperlemah karena pemotongan benda contoh, harus segera diperbaiki kembali ke kondisi aslinya.

K9.8.2.2

K9.8.2.2

Concrete Bridges

Jembatan Beton

Concrete components cannot be readily assessed without the use of special equipment and/or destructive examination.

Komponen beton tidak dapat langsung diperkirakan tanpa penggunaan peralatan khusus dan/atau pengujian dengan cara merusak.

Strength results obtained from ultrasonic pulse velocity or surface hardness methods should not be used by themselves but should be used in conjunction with strength results from concrete core tests. Cores should be taken from critical elements. The compressive strength of concrete derived from cores should take into account the size of the core.

Hasil kekuatan yang diperoleh dari metoda kecepatan rambat ultrasonic atau kekerasan permukaan, sebaiknya tidak digunakan tersendiri tetapi harus digunakan dalam kombinasi dengan hasil kekuatan dari pengujian bor inti. Bor inti harus diambil pada elemen kritikal. Kuat tekan beton yang diturunkan berdasarkan bor inti, harus ikut memperhitungkan dimensi bor inti tersebut.

The specified strength of reinforcement and prestressing steel given in Table 9.1 is based on Ref.B and Ref.3, on the assumption that all steel reinforcement used before 1970, and all prestressing steel of any age, were imported from countries with adequate standards of manufacture.

Kekuatan tulangan dan baja pratekan sesuai spesifikasi dalam Tabel 9.1, adalah berdasarkan Pustaka B dan Pustaka 3, dengan anggapan bahwa semua baja tulangan yang digunakan sebelum 1970, dan semua baja pratekan dari setiap umur, telah diimpor dari negara-negara dengan standar pabrikasi yang memenuhi syarat.

K9 - 14

K9.8.2.3

Steel Bridges

K9.8.2.3

Jembatan Baja

The strength of steel as related to yield point depends partly on the thickness of material, with the thinner elements having the higher yield points. Thus, the steel in the webs of rolled beams has ahigher yield point than that in the flanges. It is standard practice to take mill certificate coupons from the thinnest element of a member, the res ting yield points of the samples being generally w %.* bove the minimum guaranteed yield points for any particular grade of steel.

Kekuatan baja sehubungan titik leleh, sebagian tergantung pada ketebalan bahan, dengan elemen lebih tipis yang mempunyai titik leleh lebih tinggi. Dengan demikian, baja dalam badan gelagar yang digiling, mempunyai titik leleh lebih tinggi dibanding flens.Dalam standar praktek diambil kupon sertifikat dari elemen tertipis dalam suatu komponen, yang menghasilkan titik leleh benda contoh yang umumnya diatas titik leleh minimum yang disyaratkan untuk tiap mutu baja tertentu.

When a bridge is composed of different structural sections, such as channels, angles and I beams, the Design Engineer should not assume that all sections are of the same grade of steel.

Bila jembatan terdiri dari susunan bagian-bagian struktural berbeda, seperti kanal, siku dan gelagar I, Akhli Teknik Perencana tidak boleh menganggap bahwa semua bagian adalah dari mutu baja yang sama.

Steel bolted or riveted sections have historically been overdesigned; however, these are often in locations where deterioration is more prevalent. Bolt slip and rivet head micro-cracking should be checked

Bagian baja yang dibaut atau dikeling, secara historik direncanakan lebih aman, bagaimanapun, bagianbagian tersebut sering berada dalam lokasi dimana kerusakan terjadi lebih dulu. Slip pada baut dan mikro retak pada kepala keying perlu diperiksa.

K9.8.2.4

K9.8.2.4

Composite Bridges

Jembatan Komposit

Many steel girder bridges with reinforced concrete decks exhibit composite behaviour although there is no positive shear connection between the deck and girders. This behaviour cannot be relied upon at high load levels because of the risk of a sudden slip as the deck debonds. A bridge deck shall only be regarded as composite if there is positive evidence of shear connectors between the deck and the girders.

Banyak jembatan gelagar baja dengan lantai beton bertulang, memperlihatkan perilaku komposit walaupun tidak terdapat hubungan geser positip antara lantai dan gelagar-gelagar. Perilaku ini tidak dapat diandalkan pada tingkat beban tinggi, karena resiko slip tiba-tiba mengingat ikatan lantai berkurang. Suatu lantai jembatan hanya boleh diperlakukan sebagai komposit, bila terdapat bukti positip dari hubungan-hubungan geser antara lantai dan gelagar-gelagar.

K9.8.2.5

K9.8.2.5

Wooden Bridges

Jembatan Kayu

The characteristic strength of sound wood depends on the wood species. Unless the species of wood used in a particular bridge can be positively identified, the strength of the bridge components shall be based on the measured oven-dry density of actual samples, as given in Section 5.

Kekuatan karakteristik kayu utuh tergantung pada jenis kayu. Kecuali bila jenis-jenis kayu yang digunakan pada suatu jembatan tertentu dapat positip ditentukan, kekuatan komponen jembatan harus berdasarkan berat jenis kering oven dari benda contoh aktual, seperti dalam Bagian 5.

K9.8.3 SELF WEIGHT AND SUPERIMPOSED DEAD LOADS

K9.8.3 BERAT SENDIRI DAN BEGAN MATI TAMBAHAN

For some bridges it may be practical to measure the dead load of a bridge directly by jacking up the superstructure. In this case a lower Load Factor, greater than unity, may be adopted by the Design Engineer with the approval of the Authority.

Untuk beberapa jembatan adalah mungkin lebih praktis untuk mengukur berat mati jembatan secara langsung dengan mendongkrak bangunan atas. Dalam hal ini, faktor beban lebih rendah yang lebih besar dari satu, dapat diambil oleh Akhli Teknik Perencana dengan persetujuan dari yang berwenang.

K9 - 15

K9.9

BRIDGE CONDITION EVALUATION

K9.9 EVALUASI KONDISI JEMBATAN

K9.9.1 GENERAL

K9.9.1 UMUM

Guidelines for inspection procedures and inspection intervals for bridges are set out in Ref.C. This document also catalogues typical bridge defects into different classes of severity and provides options for remedial treatment.

Petunjuk untuk prosedur pemeriksaan dan jangka waktu antara pemeriksaan untuk jembatanjembatan, dijelaskan dalam Pustaka C. Dokumen ini juga memperinci kerusakan tipikal jembatan dalam berbagai kelas berat dan memberi pertimbangan dalam memilih cara pemeliharaan.

K9.9.2 SUBSTRUCTURE FACTOR

K9.9.2 FAKTOR BAWAH

CONDITION

KONDISI

BANGUNAN

The most common form of substructure failure is undermining and settlement due to erosion and scour. Unless this type of deterioration is evident, it can usually be assumed that the substructure is at least as strong as the superstructure for carrying traffic loads. Care is required, however, in the case of wood substructures where extensive deterioration can be expected at the ground line or in the tidal zone.

Bentuk keruntuhan paling umum pada bangunan bawah adalah penggerusan pondasi dan penurunan akibat erosi dan gerusan. Kecuali bila jenis kerusakan tersebut nyata, umumnya dapat dianggap bahwa bangunan bawah adalah paling sedikit sekuat bangunan atas untuk daya pikul beban lalu lintas. Bagaimanapun harus berhati-hati dalam kasus bangunan bawah kayu, dimanan kerusakan berat dapat terjadi pada dasar tanah atau dalam daerah pasang surut.

If the Design Engineer suspects that the substructure has been weakened, he should carry out a special investigation to determine the remaining strength of the substructure.

Bila Akhli Teknik Perencana memperkirakan bahwa telah terjadi perlemahan bangunan bawah, maka harus diadakan pemeriksaan khusus untuk menentukan kekuatan sisa bangunan bawah.

K9.9.3 SUPERSTRUCTURE FACTOR

K9.9.3 FAKTOR ATAS

CONDITION

Table 9.3 is based on the general condition definitions contained in Ref.C, and work done by COWlconsult (Ref.7). The relationship between FKS and the Condition Mark of the superstructure is given in Table K9.1.


KONDISI

BANGUNAN

Tabel 9.3 adalah berdasarkan ketentuan kondisi umum dalam Pustaka C, dan pekerjaan yang pernah dilakukan oleh COWlconsult (Pustaka 7). Hubungan antara Fk, dan tanda kondisi bangunan atas adalah sesuai Tabel K9.1.

Relation Between Condition Mark and Condition Factors Kondisi dan Hubungan antara Tanda Faktor Kondisi

Condition Mark from Ref.C

FKS

F

KD

Tanda Kondisi dari Pustaka C

0

1.00

1.00

1

1.00

1.00

2

0.90

1.00

3

0.70

0.70

4

0.30

0.30

5

0

0

K9 - 16

Theoretically, the Condition Factor for the superstructure should depend on span length because of the variation with span of the ratio of permanent load effects to total ultimate resistance (see Kpu in Appendix CA). The Ultimate Limit State condition is given by:

Secara teoritis, Faktor Kondisi bangunan atas seharusnya tergantung pada panjang bentang, karena variasi dengan bentang perbandingan pengaruh beban tetap terhadap ketahanan runtuh total (lihat Kp„ dalam Lampiran CA). Kondisi batas runtuh ultimate adalah sebagai berikut: U

u

K p Sp + K L SL KR R where: U

(K9.5)

dengan: U

KP

= representative Ultimate Load factor for all combined permanent actions;

KP

= Faktor beban runtuh-ultimate yang mewakili semua kombinasi aksi beban tetap

Sp

= total effects of permanent actions;

Sp

= Pengaruh total dari aksi beban tetap

KL

= Ultimate Load Factor for live load;

KL

= Faktor beban runtuh-ultimate untuk beban hidup

SL

= effects of live load;

SL

= Pengaruh dari beban hidup

KR

= Strength Reduction Factor;

KR

= Faktor reduksi kekuatan

R

= nominal ultimate superstructure.

R

= Ketahanan runtuh-ultimate bangunan atas

U

resistance

U

of

the

Substituting Kpu = Sp/R and rearranging terms gives:

nominal

dari

Dengan Kpu = Sp/R dan penyusunan kembali dalam parameter, diperoleh:

§ K R K PU K pu sL d ¨ ¨ K LU ©

· ¸R ¸ ¹

(K9.6)

from which it can be seen that FKS depends on the bracketted term in which Kpu varies with span length. This dependancy is shown in Figure K9.1 for various condition marks Mc.

darimana dapat dilihat bahwa FKS tergantung pada parameter dalam kurung dimana Kpu bervariasi sesuai panjang bentang. Ketergantungan ini dijelaskan dalam Gambar K9.1 untuk berbagai tanda kondisi Mc.

For convenience, a constant value of condition factor has been chosen for each condition mark for all span lengths. The approximation in doing this is outweighed by the inaccuracies in assessing the bridge condition.

Untuk kemudahan, suatu nilai tetap untuk faktor kondisi telah dipilih untuk setiap tanda kondisi untuk semua paniang bentang. Perkiraan dalam melakukan ini terhapus oleh kurang ketelitian dalam pendekatan kondisi jembatan.

K9.9.4 DECK CONDITION FACTOR

K9.9.4 FAKTOR KONDISI LANTAI

Experience in other countries shows that a properly constructed concrete deck can have an actual strength many times its design strength (Refs.5 and 6).

Pengalaman negara-negara lain menunjukan bahwa lantai beton jembatan yang dilaksanakan secara tepat, dapat mempunyai kekuatan aktual yang jauh diatas kekuatan rencana (Pustaka 5 & 6).

Table 9.4 is based on the general condition definitions contained in Ref.C. The relationship between FKd and the Condition Mark of the deck is also given in Table K9.1.

Tabel 9.4 adalah berdasarkan ketentuan kondisi umum dalam Pustaka C. Hubungan antara FKd dan tanda kondisi lantai juga diberikan dalam Tabel K9.1.

K9 - 17

Figure K9.1 Gambar K9.1

Variation of Superstructure Condition Factor With Span Length Variasi Faktor Kondisi Bangunan Atas Sesuai Panjang Bentang

K9.9.5 FULL SCALE TEST LOADING

K9.9.5 PERCOBAAN SKALA PENUH

K9.9.5.1

K9.9.5.1

General

PEMBEBANAN

Umum

Full scale test loading of bridges in Canada indicates that most bridges possess strength far in excess of that predicted by conventional theory (Ref.4). Nevertheless, a test load in excess of the bridge capacity will cause permanent, weakening damage to a bridge which might otherwise have been satisfactory.

Percobaan pembebanan skala penuh pada jembatanjembatan di Canada, menunjukan bahwa sebagian besar dari jembatan-jembatan mempunyai kekuatan jauh diatas prediksi teori konvensional (Pustaka 4). Bagaimanapun, beban percobaan yang melebihi kapasitas jembatan akan menyebabkan perlemahan dan kerusakan tetap pada jembatan, yang tanpa ini mungkin utuh dan baik.

Test loading is a specialised and risky operation which requires personal with proven experience and expertise. The costs of test loading are high, but are usually more than offset by the savings gained from keeping bridges in service that would otherwise require replacement.

Percobaan pembebanan adalah pekerjaan khusus dengan risiko, yang memerlukan pegawai-pegawai dengan pengalaman dan keahlian terbukti. Biaya percobaan pembebanan adalah tinggi, tetapi umumnya lebih dari terhapus oleh penghematan yang diperoleh dengan mempertahankan jembatan yang seharusnya perlu penggantian.

K9.9.5.2

K9.9.5.2

Static Test Loading

Static test loading normally consists of a proof test which establishes a lower bound on the strength of the bridge. It is essential that future traffic loads do not exceed this limit. Static testing does not provide any knowledge of the remaining strength or fatigue life of the bridge. For this reason the Load Rating determined by static

Percobaan Pembebanan Statik

Percobaan pembebanan statik umumnya terdiri dari suatu pengujian yang menetapkan suatu batas bawah pada kekuatan jembatan. Adalah penting bahwa beban lalu lintas dalam waktu akan datang, tidak melebihi batas tersebut. Percobaan statik tidak memberikan keterangan apapun mengenai kekuatan sisa atau umur lelah jembatan. Sebab ini, Penilaian beban yang

K9 - 18

testing is limited to 70 % of the Equivalent Load Factor of the maximum applied loading. However, this rating is not reduced by any condition factor because the condition of the bridge is automatically accounted for in the test load.

ditentukan dengan percobaan statik adalah terbatas sampai 70% Faktor Beban Ekuivalen dari pembebanan maksimum yang digunakan. Bagaimanapun penilaian ini tidak direduksi oleh faktor kondisi manapun, karena kondisi jembatan secara otomatik tercakup dalam beban percobaan.

K9.9.5.3

K9.9.5.3

Dynamic Test Loading

Percobaan Pembebanan Dinamik

The most meaningful data for a dynamic test on a bridge are obtained by recording its selected responses over a representative long period of time under the action of normal, uncontrolled traffic (Ref. 4). An alternative procedure is to suddenly release a load attached to the bridge. The response of the bridge in the longitudinal direction can be determined by braking a heavy vehicle on the bridge.

Data yang paling berarti untuk percobaan dinamik pada jembatan, diperoleh dengan merekam respon terpilih pada suatu jangka waktu panjang akibat aksi lalu lintas biasa dan berat (Pustaka 4). Suatu prosedur alternatip adalah dengan pemberian beban seketika pada jembatan. Respon jembatan dalam arah longitudinal dapat ditentukan dengan mengerem kendaraan berat diatas jembatan.

To date, most dynamic testing of bridges has been directed toward determining a relationship between the bridge response and the dynamic characteristics of heavy vehicles. There has been little research into using the measured response of the bridge as a diagnostic tool. However, fief.8 suggests that the condition of a bridge superstructure can be differentiated between "fair" and "poor" based on the criteria in Table K9.2.

Sampai sekarang, sebagian besar percobaan dinamik jembatan diarahkan untuk menentukan suatu hubungan antara respon jembatan dan karakteristik dinamik kendaraan berat. Sedikit penelitian diadakan dalam penggunaan respon terukur dari jembatan sebagai tolak ukur kondisi. Bagaimanapun, dalam Pustaka 8 terdapat saran bahwa kondisi bangunan atas jembatan dapat dibedakan antara "cukup" dan "kurang" berdasarkan kriteria dalam Tabel K9.2.


Suggested Criteria for Dynamic Testing of Bridge Superstructures Saran Kriteria untuk Percobaan Dinamik pada Bangunan Atas Jembatan

Condition Kondisi

where:

K9.9.5.4

Frequency Difference Beda Frekwensl If 1 - f2l

Probable Max. frequency Frekwensi Maksimum Munkin

Fair

Cukup (FKS = 1)

1 Hz

125/S

Poor

Kurang (FKS 0.7)

> 1 Hz

< 125/S

f1

=

measured flexural frequency of superstructure under maximum traffic loads;

f2

=

measured flexural frequency of superstructure under minimum traffic loads.

Test Loading of Decks

Decks are easier to test load than superstructures because the magnitude of the required loading is much less. The preferred method is to use a single axle trailer with moveable concrete weights. The trailer can be towed or winched across the deck, and the loading can be progressively increased until a limiting deflection is reached.

dengan:

K9.9.5.4

f1

=

frekwensi lentur terukur pada bangunan atas akibat beban lalu lintas maksimum;

f2

=

frekwensi lentur terukur pads bangunan atas akibat beban lau lintas minimum.

Percobaan Pembebanan Lantai

Lantai lebih mudah diuji terhadap beban percobaan dibanding bangunan atas, karena besarnya pembebanan yang diperlukan adalah lebih sedikit. Cara yang dianjurkan adalah penggunaan trailer gandar tunggal dengan beban blok beton yang dapat dipindahkan. Trailer tersebut dapat diikat atau ditarik melalui lantai, dan pembebanan dapat ditingkatkan bertahap sampaii mencapai suatu batas lendutan.

K9 - 19

If a deck fails during a test, the result is usually not catastrophic and the damage can be repaired. In such a case it can be said that the deck was deficient and should be replaced anyway.

Bila suatu lantai runtuh selama percobaan, hasil tersebut umumnya tidak mengejutkan dan kerusakan dapat diperbaiki. Dalam hal tersebut, dapat diambil kesimpulan bahwa lantai kurang kuat dan harus segera diganti.

K9.10 RESTRICTIONS POSTED ON BRIDGES

K9.10 TANDA PEMBATASAN BEBAN JEMBATAN

The posting of load restrictions is a policy matter to be determined jointly by several government departments and the police. This Article provides guidelines only, based on safety factors for normal traffic loads.

Penempatan tanda pembatasan beban adalah wewenang yang ditentukan secara bersama oleh beberapa departemen pemerintah dan pihak polisi. Artikel ini hanya memberi petunjuk, berdasarkan Faktor keamanan untuk Beban Lalu Lintas Biasa.

K9.10.1 GENERAL

K9.10.1 UMUM

Normal Traffic Loads should preferrably be the Standard Loads. If a lower level of loading is considered desireable on a lightly-trafficked route, a comprehensive traffic survey should be carried out to confidently define the upper limits of the traffic load profile. Sufficient allowance must be made for illegal overloading, typically about 10 t (Ref.9).

Beban Lalu Lintas Biasa sebaiknya adalah Beban Standar. Bila suatu tingkat pembebanan lebih rendah dipertimbangkan sesuai untuk jaringan lalu lintas ringan, maka harus dilaksanakan survai lalu lintas lengkap untuk tegas menentukan batas-batas atas dari bentuk beban lalu lintas. Harus diadakan fraksi tambahan untuk mengizinkan beban lebih tidak legal, sekitar 10t tipikal (Pustaka 9).

Care should be exercised in carrying out statistical analysis of traffic weight data. In particular, the frequency distributions of gross vehicle weights and axle weights do not usually correspond to any of the common statistical functions (Ref.10).

Analisa statistik dari data berat lalu lintas harus dilaksanakan dengan sangat berhati-hati. Khususnya, pembagian frekwensi dari berat bruto kendaraan dan berat gandar umumnya tidak sesuai dengan fungsi statistik biasa manapun (Pustaka 10).

K9.10.2 METHOD OF POSTING

K9.10.2 CARA PEMBERIAN TANDA

More than one level of posting should be considered because a single posting load cannot effectively represent the variability of traffic configurations, and is particularly restrictive for long vehicles on shortspan bridges (Ref.B).

Lebih dari satu tingkat pembatasan harus dipertimbangkan karena tanda tunggal untuk pembatasan beban tidak efektip mewakili variabilitas konfigurasi lalu lintas, dan adalah pembatasan khusus untuk kendaraan panjang pada bentang jembatan pendek (Pustaka B).

In this Article, posting loads are assumed to have configurations defined by the following values of Equivalent Base Length LE:

Dalam Artikel ini, pembatasan beban dianggap mempunyai konfigurasi yang ditentukan oleh nilainilai Panjang Dasar Ekuivalen LE berikut:

a.

Spans 7 m single axle configuration: LE = 0 m;

a.

Bentang 7 m Konfigurasi gandar tunggal: LE = 0m

b.

Spans 27 m multi-axle configuration: LE = 17.5 m;

b.

Bentang 27 m Konfigurasi gandar majemuk: LE = 17.5 m

c.

Spans 7 to 27 m multi-axle configuration: LE varies linearly with span from 0 m to 17.5 m.

c.

Bentang 7 m - 27 m Konfigurasi gandar majemuk: LE bervariasi linier dengan bentang dari 0 m sampai 17.5 m

These Equivalent Base Lengths correspond to actual

Panjang-panjang Dasar Ekuivalen tersebut sesuai

K9 - 20

vehicles which are likely to have the greatest effects for the respective span lengths. Values of LE between 0 m and 1 m cannot occur in practice but a uniform function has been adopted for convenience.

dengan kendaraan-kendaraan aktual yang umumnya diharapkan mempunyai pengaruh terbesar untuk masing-masing panjang bentang. Nilai LE antara 0 m dan 1 m tidak dapat terjadi dalam praktek, tetapi suatu fungsi merata telah diambil untuk kemudahan.

K9.10.3 CALCULATION OF LOAD RESTRICTIONS

K9.10.3 PERHITUNGAN PEMBATASAN BEBAN

For a deficient bridge, the Safety Factor for Normal Traffic Loads FN is less than 1.0, as given below:

Untuk jembatan rusak, faktor keamanan untuk beban lalu lintas biasa FN adalah kurang dari 1.0, seperti berikut:

FNS

Q* 1.0 FLN

where:

(K9.7)

dengan:

Q*

= bridge Load Rating;

Q*

= Penilaian Beban Jembatan

FLN

= Equivalent Load Factor of the Normal Traffic Load = 100 % if the Standard Loads have been used.

FIN

= Faktor Beban Ekuivalen dari Beban Lalu Lintas Biasa = 100% bila telah digunakan Beban Standar

In principle, the posted load should give a Safety Factor of 1.0 for the bridge:

Q* 1.4FLP where:

Pada dasarnya, pembatasan beban harus memberi suatu faktor keamanan sebesar 1 untuk jembatan:

(K9.8)

1.0 dengan:

1.4

= allowance for 30 % impact, associated with a single vehicle load, and 10 % to allow for inaccuracies in vehicle weight;

FLP

= the Equivalent Load Factor of the posting load, given by:

FLP

1.4

= Fraksi lebih untuk kejut 30%, sehubungan beban kendaraan tunggal, dan 10% untuk mengizinkan kurang ketelitian dalam berat kendaraan.

FLP

= Faktor Beban Ekuivalen untuk pembatasan beban, seperti berikut:

§ L · WP ¨1 E ¸ 2S ¹ 100 © % WN

where:

(K9.9)

dengan:

WP

= total weight of the posting load;

WP

= Berat total dari pembatasan beban

LE

= Equivalent base Length of the posting load.

LE

= Panjang Dasar Ekuivalen dari pembatasan beban

WN

= Equivalent Normal Load from clause 9.7.2

WN

= Beban Biasa Ekuivalen dari Sub-artikel 9.7.2.

Combining equations (K9.7), (K9.8) and (K9.9) and rearranging gives the following:

Dengan kombinasi rumus (K9.7), (K9.8) dan (K9.9) dan penyusunan kembali, diperoleh sebagai berikut:

K9 - 21

Wp

FSN § L · 1.4¨1 E ¸ © 2S ¹

FLN 100

K PWN

FLN 100

(K9.10)

dengan:

where: KP

WN

= the posting load coefficient plotted in Figure 9.7.

KP

= koefisien pembatasan beban dalam Gambar 9.7

K9.10.4 SPEED RESTRICTIONS

K9.10.4 PEMBATASAN KECEPATAN



K9 - 22

REFERENCES PUSTAKA GENERAL SOURCE DOCUMENTS DOKUMEN SUMBER UMUM A. A.Directorate General of Highways (Bina Marga), R.I. Ministry of Public Works: "Loading Specification for Highway Bridges No 12/1970, Rev Jan. 1988. "Jakarta, 1988. B. Ministry of Transport and Communications, Ontario: "Ontario Highway Bridge Design Code and Commentary 1983. " Ontario, 1983. C. Directorate General of Highways (Bina Marga), R.I. Ministry of Public Works: “Bridge Management System Bridge Inspection Manual.”R eport prepared by SMEC-Kinhill, Jakarta 1991. D. American Association of State Highway and Transportation Officials: "Manual for Maintenance Inspection of Bridges. " Washington D.C. 1983.

SELECTED REFERENCES PUSTAKA TERPILIH 1.

Directorate General of Land Transport and Inland Waterways, R.I. Ministry of Communications, Halcrow Fox and Associates: "Vehicle Weights and Dimensions - Proposals and Draft Legislation for New Limits. " Jakarta, October 1990.

2.

Agarwal, A.C. ”Permit Vehicle Control in Ontario.” Proc. Canadian Society for Civil Engineering Conference, Montreal, Quebec, May 1987.

3.

American Association of State Highway and Transportation Officials: "Manual for maintenance Inspection of Bridges 1983. " Washington,D.C. 1984.

4.

Ministry of Transport and Communications, Ontario: "Bridge Testing." Bakht, B. and Csagoly, PF., Research and development Branch. Ontario, August 1979.

5.

Csagoly, P, Holowka, M. and Dorton, R.: "The true behaviour of Thin Concrete Bridge Slabs.' Transportation Research Record 664, Transportation research Board, Washington D.C. 1978.

6.

Beal, D.B.: "Load Capacity of Concrete Bridge descks. "Journal of the Structural Division, ASCE, V ol ST4, April 1982.

7.

DANBRO Bridge Management System: "Load Capacity Rating of Highway Bridges. " information paper prepared by COWIconsult in association with the Danish Road Directorate and the Danish State Railways, Copenhagen, Denmark 1990.

8.

Tristanto, L.: "Suggested Criteria for Dynamic Load Testing" private communication to B.Bourne, Bandung 1990.

9.

Agarwal, A.C. and Csagoly, RE: "Evaluation and Posting of Bridges in Ontario. "Transportation Research Record 664, Transportation Research Board, Washington D.C. 1978.

10.

Brameld, G.H.: "Probability Models for Highway Bridge Live Loads. " Australian Road Research Board Internal Report AIR 1114-1, July 1982.

108 No

K9 - 23

APPENDIX KA

LAMPIRAN KA

KA.1 OVERDESIGN COEFFICIENT - Ref. ARTICLE 9.5.4

KA.1 KOEFISIEN RENCANA LEBIH AMAN WHAT ARTIKEL 9.5.4)

The overdesign coefficient accounts for the difference between the Working Stress design method of Ref. A and the Ultimate Limit State design method used for the load rating. This coefficient i s calculated as follows:

Koefisien rencana lebih aman memperhitungkan perbedaan antara cara rencana tegangan kerja dalam Pustaka A dan cara rencana keadaan batas runtuhultimate yang digunakan dalam penilaian beban. Koefisien tersebut dihitung sebagai berikut:

If:

Bila:

MP

= the bending moment due to all permanent actions (dead Load);

MP

=

Rw

= the nominal resistance (strength) of the bridge assuming linear stress distribution (working stress method);

Rw

= Ketahanan (kekuatan) nominal dengan menganggap pembagian linier (cara tegangan kerja)

Ru

= the nominal resistance of the bridge assuming non-linear stress distribution (ultimate limit state method);

Ru

= Ketahanan nominal jembatan dengan menganggap pembagian tegangan tidak linier (cara keadaan batas runtuhultimate)

then the design condition for Working Stress Design is given by:

Momen lentur akibat semua aksi tetap (beban mati)

maka keadaan rencana untuk rencana tegangan kerja adalah sebagai berikut:

M p M BM d FWR Rw

(KA.1)

where:

dengan:

FWR

FWR

= the strength reduction factor for obtaining the

jembatan tegangan

= Faktor reduksi kekuatan untuk memperoleh

Allowable Working Stress;

tegangan kerja yang diijinkan.

The similar design condition for Ultimate Strength Design may be rearranged to give the following relationship for the Ultimate Load Factor of the Working Stress live load:

K TU M MB

Keadaan rencana serupa untuk rencana kekuatan ultimate dapat disusun untuk memberikan hubungan berikut untuk faktor beban runtuh-ultimate dari beban hidup tegangan kerja:

K R Ru 1.25 M p

where:

dengan:

K TU

K TU

= the available ultimate load factor for the Bina Marga loading;

=

(KA.2)

faktor beban runtuh-ultimate yang tersedia untuk pembebanan Bina Marga

KR = Strength Reduction factor for the Ultimate Limit State;

KR = faktor reduksi kekuatan untuk keadaan batas runtuh-ultimate

1.25 = a representative value for the ultimate load factor for dead loads.

1.25 =

The overdesign coefficient KD is calculated by comparing the calculated value of

K WR

(obtained by rearranging

Equations (KA.1) and (KA.2)) with the target value of 2.0. This gives the following equation:

nilai yang mewakili faktor beban runtuhultimate untuk beban-beban mati

Koefisien rencana lebih aman KD dihitung dengan membandingkan nilai

K WR terhitung

(diperoleh dengan

menyusun kembali Rumus (KA.1) dan (KA.2)) dengan nilai target sebesar 2.0. Dengan demikian diperoleh rumus berikut:

K9 - 24

(KA.3)

If it is assumed that:

Bila dianggap bahwa:

RU/RW

=

1.1 approximately (this ratio may vary between 1.0 for steel and 1.3 for reinforced concrete);

RU/RW

K

=

0.8 approximately (0.75 for concrete and 0.9 for steel, in bending);

K WU

=

0.5 (0.4 for concrete and 0.55 for steel,

R

=

1.1 kurang lebih (perbandingan ini dapat bervariasi antara 1.0 untuk baja dan 1.3 untuk beton bertulang)

K

=

0.8 kurang lebih (0.75 untuk beton dan 0.9 untuk baja, dalam lentur)

K WU

=

0.5 (0.4 untuk beton dan 0.55 untuk

R

in bending); then Equation approximation:

(KA.3)

baja, dalam lentur)

reduces

to

the

following

maka Rumus (KA.3) disederhanakan menjadi perkiraan berikut:

(KA.4)

where: Kpu

dengan: =

=

the ratio of the permanent load effects to the nominal ultimate resistance of the bridge; MP/RU

The maximum possible value for Kp using Working Stress Design is

K

R W

/1.1 (0.45), obtained from Equation

(KA.1) by setting MBM to zero. The minimum value is estimated to be approximately

K

R W

/3.3 (0.15), obtained

from Equation (KA.1) by setting MBM to 2.0 MP. The following equation is considered suitable for relating Kpu to S, and is based on setting KPU = 0.5 at S = 100 m:

KPu

=

=

perbandingan pengaruh beban tetap terhadap ketahanan runtuh-ultimate nominal jembatan MP/RU

Nilai maksimum yang mungkin untuk Kp dengan menggunakan Rencana Tegangan Kerja, adalah

K WR //1.1

(0.45), yang diperoleh dari rumus (KA.1)

dengan menetapkan MBM pada nol. Nilai minimum diperkirakan kurang lebih

K WR

/3.3 (0.15), yang diperoleh

dari rumus (KA.1) dengan menetapkan MBM pada 2.0 MP. Rumus berikut dipertimbangkan sesuai untuk hubungan Kpu terhadap S, dan adalah berdasarkan penetapan KPU = 0.5 pada S = 100 m:

(KA.5)

K9 - 25

APPENDIX KB

LAMPIRAN KB

EXAMPLES OF SAFETY FACTOR CALCULATION

CONTOH PERHITUNGAN FAKTOR KEAMANAN

KB.1 DESCRIPTION

KB.1 DESKRIPSI

It is proposed to check the safety factors of four bridges on a route. The bridge dimensions and design loadings are given in the following table:

Disarankan untuk mengecek faktor keamanan untuk empat jembatan pada suatu jaringan. Dimensi jembatan dan rencana pembebanan diberikan dalam Tabel berikut:

Bridge Number

Bridge Type

Design Loading

Span Length

Deck Span

1

'C' Class Steel Truss

70 % BM 1970

40.0 m

5.0 m

2

'B' Class Prestressed I Girder

AASHTO HS20

20.0 m

+ 1.8 m

3

Reinforced Concrete Slab

100 % BM 1970

6.0 m

N.A.

4

Steel I Girder, Concrete Deck

Not known

18.0 m

+ 1.4 m

Notes:

(1) (2)

Nomor Jembatan

Roadway Width 4.5 m 6.0 m

6.5 m

6.0 m

The deck span is the distance between the stringers or cross beams that support to the the reinforced concrete deck A + in the deck span column indicates that the span is perpendicular direction of traffic. .

Tipe Jembatan

Rencana Pembebanan

Panjang Bentang

Bentang Lantai'

Lobar Jalan Kendaraan

1

Rangka baja kelas 'C,

BM 70% 1970

40.0 m

5.0 m

4.5 m

2

Gelagar I Pratekan kelas 'B'

AASHTO HS20

20.0 m

+ 1.8 m

6.0 m

3

Pelat Beton Bertulang

BM 100% 1970

6.0 m

tidak ada

6.5 m

4

Gelagar I baja, lantai beton

tidak diketahui

18.0 m

+ 1.4 m

6.0 m

Keterangan:

(1) (2)

Bentang lantaio adalah jarak antara gelagar atau balok melintang yang memikul lantai beton bertulang Suatu lantai dalam lajur bentang lantai menunjukan bahwa bentang adalah tegak lurus terhadap arah lalu lintas

All the bridges have been recently inspected and the respective condition factors are as follows:

Semua jembatan tersebut baru diperiksa dan masingmasing faktor kondisi adalah sebagai berikut:

K9 - 26

Bridge Number Nomor Jembatan

Superstructure FKS Bangunan Atas FKS

Deck FKD Lantal FKD

1

0.9

0.7

2

1.0

1.0

3

0.9

same as superstructure sama seperti bangunan atas

4

0.7

1.0

The route is lightly trafficked. A traffic survey has established that the largest truck type in the district is a two-axle rigid vehicle with a maximum axle spacing of 4.5 m. It is calculated that the maximum possible load on this truck configuration results in a total axle weights of 8.5 t (83 kN) on the front axle and 16 t (157 kN) on the rear axle. Any larger loading will damage the vehicle suspension and is most unlikely to occur. This load configuration is adopted as the Normal traffic Loading for the route.

Jaringan jalan adalah dengan lalu lintas ringan. Survai lalu lintas telah menetapkan bahwa jenis truk terbesar dalam daerah tersebut adalah kendaraan dua gandar kaku dengan jarak gandar maksimum 4.5 m. Telah diperhitungkan bahwa beban maksimum mungkin pada konfigurasi truk tersebut menghasilkan berat gandar total sebesar 8.5t (83 kN) pada gandar depan dan 16t (157 kN) pada gandar belakang. Setiap pembebanan lebih besar akan merusak suspensi kendaraan dan diharapkan tidak akan terjadi. Konfigurasi beban tersebut diambil sebagai Pembebanan Lalu Lintas Biasa untuk jaringan jalan ini.

However, a contractor is carrying out road construction at the end of the road and wishes to transport a bulldozer on a transporter across the bridges. The gross axle weights and spacings of the transporter are:

Bagaimanapun, seorang kontraktor sedang melaksanakan konstruksi jalan pada ujung jaringan jalan dan ingin mengangkut suatu bulldozer pada kendaraan pengangkut melintasi jembatan-jembatan tersebut. Berat gandar bruto dan jarak kendaraan pengangkut adalah:

B.2

Axle No Gandar No

Weight Berat

Spacing Jarak

1 2 3 4 5 Total Weight; Berat Total =

6.5t(64kN) 13.0t(127kN) 13.0t(127kN) 11.5t(113kN) 11.5t(113kN)

4.0m 1.2m 5.8m 1.2m

55.5 t (544 kN)

LOAD RATING OF BRIDGES

KB.2 PENILAIAN BEBAN JEMBATAN

KB.2.1 GENERAL

KB.2.1 UMUM

It is assumed that the load rating of the substructure is the same as the superstructure for all bridges (Ref Article 9.4.1).

Dianggap bahwa penilaian beban bangunan bawah adalah sama seperti bangunan atas untuk semua jembatan (lihat artikel 9.4.1)

KB.2.2 BRIDGE No 1

KB.2.2 JEMBATAN NO. 1

KB.2.2.1

KB.2.2.1

Superstructure Load Rating

From Figure 9.2, the Nominal Load Rating for a 40 m long bridge with a 4.5 m roadway width is 103 %. Since this bridge has been designed for only 70

Penilaian Beban Bangunan Atas

Dari Gambar 9.2, diperoleh Penilaian Beban Nominal untuk panjang jembatan 40 m dengan lebar jalan kendaraan 4.5 m adalah 103%. Mengingat

K9 - 27

% of the Bina Marga 1970 loading, the load rating must be reduced accordingly (Ref clause 9.5.3). The Nominal Load Rating of the superstructure is:

QS

jembatan ini direncana untuk hanya 70% Pembebanan Bina Marga 1970, penilaian beban harus direduksi (lihat Sub artikel 9.5.3). Penilaian Beban Nominal dari bangunan atas adalah:

0.7 x103 72%

and the final Load Rating (Ref. Article 9.5.3) is:

dan Penilaian Beban Akhir (lihat artikel 9.5.3) adalah:

QS* KB.2.2.2

FKS QS

0.9 x72 64%

Deck Load Rating

KB.2.2.2

Clause 9.6.2 states that decks of bridges designed to Bina Marga Loading 1970 shall have a Nominal Load Rating of 80 %. The final Load Rating for the deck is then:

QD*

Penilaian Beban Lantai

Sub-artikel 9.6.2 menyatakan bahwa lantai jembatan dengan rencana sesuai Pembebanan Bina Marga 1970 harus mempunyai Penilaian Beban Nominal sebesar 80 %. Penilaian Beban Akhir untuk lantai adalah kemudian:

0.7 x80 56%

KB.2.3 BRIDGE No 2


KB.2.3.1

KB.2.3.1


Before this bridge can be rated, it is necessary to determine the Equivalent Load Factor of the AASHTO HS20 design truck.


Sebelum jembatan dapat dinilai, perlu ditentukan Faktor Beban Ekuivalen dari Rencana Truk AASHTO HS20. Truk HS-20 mempunyai konfigurasi berikut:

The HS20 truck has the following configuration: Axle No Gandar No

Weight Berat

Spacing Jarak

1 2 3

35.6 kN 142.4 kN 142.4 kN

4.27 m 4.27 m

In addition an impact factor of 26 % must be added to these weights.

Dengan tambahan suatu faktor kejut sebesar 26 % diatas berat-berat tersebut.

The bridge span is 20 m so it is obvious that the worst effect will be produced by the whole truck on the bridge and not any other sub-group of axles. The total weight of the axles, including impact, is:

Bentang jembatan 20 m, sehingga jelas bahwa pengaruh terburuk akan dihasilkan oleh seluruh truk pada jembatan dan tidak sebagian susunan gandar. Berat total gandar-gandar, termasuk kejut, adalah:

WG The centre of gravity of the axle loads, measured from the first axle, is:

Xo

403kN Titik berat beban-beban gandar, diukur dari gandai pertama, adalah:

179 x 4.27 x179 x8.54 403

so that the axle nearest the centre of gravity of the group is axle 2. The Equivalent Base Length (Ref Equation 9.5) is:

5.69m

Sehingga gandar terdekat pada titik berat susunan adalah gandar 2. Panjang Dasar Ekuivalen (lihat Rumus 9.5) adalah:

K9 - 28

LE

4^45 x 4.27 179 39 x 4.27 ` 23 1 5.69 4.27 2 403 8354 x3

Dari artikel 9.7.2, Beban Biasa Ekuivalen (Gambar 9.5a) untuk bentang 20 m adalah 312.3 kN. Faktor Beban Ekuivalen untuk Beban Lalu Lintas Biasa (Rumus 9.7a) adalah:

From Article 9.7.2, the Equivalent Normal Load (Figure 9.5a) for a 20 m span is 312.3 kN. The Equivalent Load Factor for Normal Traffic Loads (Equation 9.7a) is:

9.2 · § 403¨1 ¸ 2 x 20.0 ¹ © 100 312.3

FLN

9.2m

99%

This gives the following value for the final Load Rating of the superstructure (see Article 9.5.4):

Dengan demikian diperoleh nilai berikut untuk penilaian beban akhir dari bangunan atas (lihat Artikel 9.5.4):

KB.2.3.2

KB.2.3.2

Deck Load Rating


The Deck Load Rating should be determined by a detailed analysis. However, in this case it can be determined simply by comparing design loads.

Penilaian Beban Lantai harus ditentukan dengan analisa terperinci. Bagaimanapun, dalam hal ini dapat ditentukan dengan sederhana melalui perbandingan beban-beban rencana.

It is assumed that the critical design loading is a single wheel load placed to give the worst effect. Because of the similarity of the AASHTO HS20 truck and the "T" Loading, it is sufficient to compare the respective values of the wheel loads. The wheel load of the HS20 truck is 89.5 kN, including impact, and the wheel load of the "T" Truck loading is 130 kN, including Dynamic Load Allowance. The Nominal Load Rating is:

Dianggap bahwa rencana pembebanan kritikal adalah suatu beban roda tunggal agar memberikan pengaruh terburuk. Mengingat kesamaan antara Truk AASHTO HS20 dan Pembebanan Truk "T", maka cukup diadakan perbandingan antara masingmasing nilai beban roda. Beban roda dari truk HS20 adalah 89.5 kN, termasuk kejut, dan beban roda dari Pembebanan Truk "T" adalah 130 kN, termasuk Fraksi Beban Dinamik. Penilaian Beban Nominal adalah:

QS*

FS

FLN 1 .3

1 .0 x

99 1 .3

76%

dan Penilaian Beban akhir adalah:

and the final Load Rating is:

QD*

FKD QD

1.0 x 70 70%

KB.2.4 BRIDGE No 3


KB.2.4.1

KB.2.4.1


From Figure 9.2, the Nominal Load Rating for a 6.0 m long bridge with a 6.5 m wide roadway is 92 % (interpolating between 6.0 m and 7.0 m widths). The final Load Rating is:

QS*

FKS QS


Dari Gambar 9.2, Penilaian Beban Nominal untuk panjang jembatan 6.0 m dengan lebar jalan kendaraan 6.5 m, adalah 92% (interpolasi antara lebar 6.0 m dan 7.0 m). Penilaian Beban Akhir adalah:

0.9 x92 83%

K9 - 29

KB.2.4.2

Deck Load Rating

KB.2.4.2 Penilaian Beban Lantai

The deck of this bridge is also the superstructure. Therefore the deck does not have a separate rating.

Lantai jembatan adalah juga bangunan atas. Dengan demikian lantai tidak mempunyai penilaian terpisah.

KB.2.5 BRIDGE No 4


KB.2.5.1

KB.2.5.1



The design loading of this bridge is unknown so it is necessary to analyze the bridge to determine its load rating.

Rencana pembebanan jembatan ini tidak diketahui, sehingga diperlukan analisa jembatan untuk menentukan penilaian bebannya.

Inspection and measurement of the bridge gives the following details:

Pemeriksaan dan pengukuran jembatan memberikan perincian detail berikut:

deck thickness kerb width kerb height no. of girders girder spacing “ top flange “ bottom flange “ web

= 0.20 m = 0.30 m = 0.25 m = 5 = 1.40 m = 0.35 x 0.024 m = 0.35 x 0.024 m = 0.012 x 1.00 m

tebal Iantai lebar kerb tinggi kerb jumlah gelagar jarak gelagar flens atas gelagar bawah gelagar badan gelagar

= = = = = = = =

0.20 m 0.30 m 0.25 m 5 1.40 m 0.35 x 0.024 m flens 0.35 x 0.024 m 0.012 x 1.00 m

There is no evidence of positive shear connection between the deck and the girders so it must be assumed that the deck is not composite. This assumption is supported by the equal top and bottom flanges of the girders.

Tidak ada bukti mengenai hubungan geser positip antara lantai dan gelagar-gelagar, sehingga harus dianggap bahwa Iantai tidak komposit. Anggapan tersebut didukung oleh flens atas dan bawah yang sama pada gelagar-gelagar.

Structural calculations give the following design details:

Perhitungan struktural memberikan perincian rencana yang berikut:

Girder self weight = 2.23 kNfn (Ref. Table 2.2, Section 2)

Berat sendiri gelagar = 2.23 kN/m (lihat Tabel 2.2, Bagian 2)

Superimposed dead load on girders: inside girders = 6.72 kNfn outside girders = 7.56 kNfn

Beban mati tambahan pada gelagar-gelagar: gelagar dalam = 6.72 kN/m gelagar luar = 7.56 kN/m

Section properties of girders (all girders identical): Area = 0.029 m2 section modulus = 0.0103 m3

Besaran penampang gelagar (semua gelagar identik): luas = 0.029 m2 modulus penampang = 0.013 m3

The yield stress of the steel in the girders is assumed to be 230 MPa based on the age of the bridge (Ref. clause 9.8.2.3).

Tegangan leleh baja dalam gelagar-gelagar dianggap 230 MPa berdasarkan umur jembatan (lihat pasal 9.8.2.3).

The ultimate bending capacity of the girders, based on first yield, is:

Kapasitas lentur runtuh-ultimate berdasarkan titik leleh pertama, adalah:

RB

gelagar,

230 x 0.0103 x1000 kNm 2370kNm

The design resistance is :

Rencana ketahanan lentur adalah :

Rb*

0.9 xRB K SR from sec tion7; K SR daribagian7

2130kNm

K9 - 30

The design dead load bending moments are:

Rencana Momen lentur beban mati adalah: *

outside girders - gelagar luar:

SP

inside girders - gelagar dalam:

* SP

(1.1 x 2.23 + 1.3 x 7.56) x 182/ 8

=

2

=

(1.1 x 2.23 + 1.3 x 6.72) x 18 / 8

The total ultimate design bending moment for the "D" Loading on a 18 m long span 6.5 m wide is:

¦S

* S

100

= 1520 kNm Penilaian Beban Nominal (lihat Rumus 9.4) adalah kemudian :

100

2130 500 1520

107 %

dan penilaian Beban akhir adalah:

and the final Load Rating is:

QS* KB.2.5.2

450 kNm

Analisa sederhana berdasarkan faktor distribusi AASHTO untuk beban lalu lintas, memberikan rencana momen lentur runtuh-ultimate berikut untuk gelagar tunggal:

0.21x 7220

R * S P* S S*

=

= 7220 kNm

2.0 x3610

The Nominal Load Rating (Ref. Equation 9.4) is then:

Qs

500 kNm

Rencana Momen lentur runtuh-ultimate total untuk Pembebanan "D" pada panjang bentang 18 m dan lebar jalan kendaraan 6.5 m, adalah:

A simple analysis based on the AASHTO distribution factors for traffic loads gives the following ultimate design bending moment for a single girder:

S S*

=

K ks QS

0.7 x107

75 %

KB.2.5.2

Deck Load Rating

Tidak terdapat detail rencana lantai beton jembatan, tetapi lantai berada dalam kondisi baik. Sebagai perkiraan batas bawah, dapat dianggap secara aman bahwa lantai mempunyai faktor keamanan 1.0 untuk lalu lintas yang ada. Ini berarti bahwa lantai mempunyai penilaian beban akhir paling sedikit sama besar seperti Faktor Beban Ekuivalen dari Beban Lalu Lintas Biasa. Menunjuk pada artikel CB9.3.1 dibawah, Penilaian Beban lantai adalah:

No design details of the concrete deck are available, but it is in good condition. As a lower-bound approximation, it can be safely assumed that the deck has a Safety factor of 1.0 for the existing traffic. This means that the deck has a final load rating at least as great as the Equivalent Load Factor of the Normal traffic loads. Referring to Article CB9.3.1 below, the Load Rating of the deck is:

Q D*


FLN

67%

KB.3 EQUIVALENT LOAD FACTORS

KB.3 FAKTOR BEBAN EKUIVALEN

KB.3.1 NORMAL TRAFFIC LOAD

KB.3.1 BEBAN LALU LINTAS BIASA

The total weight and Equivalent Base Length of the Normal Traffic Load are:

Berat total dan Panjang Dasar Ekuivalen dari Beban Lalu Lintas Biasa adalah:

WG LE

= 24.5 t = 5.7 m

= 240 kN (Ref. Article CB9.2.3.1 for example calculation) (lihat artikel CB9.2.3.1 untuk contoh perhitungan)

The Equivalent Load Factor (Ref. Equation 9.7a) for each bridge is given in the following table:

Faktor Beban Ekuivalen (lihat Rumus 9.7a) untuk setiap jembatan diberikan dalam tabel berikut:

K9 - 31

Bridge No Jembatan No

1:

2:

3:

4:

Notes:

Sup. B. Atas Deck Lantai Sup. 8. Atas Deck Lantai

Span Bentang S

Roadway Width Leber Man Kendaraan b

Equivalent Normal load Beban Mesa Ekuivalen WN

Equivalent Load Factor Factor Beban Ekuivalen FLN

40 m

4.5 m

629 kN

35 %

5.0 m

4.5 m

180 kN

87 % (1)

20 m

6.0 m

312 kN

66%

1.8 m

N.A.

90 kN

87 % (2)

6m

6.5 m

180 kN

87 % (1)

N.A.

N.A.

-

-

18 m

6.0 m

302 kN

67%

1.4 m

N.A.

-

67 %

Sup. B. Atas Deck Lantai

Sup. B. Atas Deck Lantai

(1)

for spans Iess than about 10 m the single axis component of the load governs and WG - 157 kN; L5 - 0; WN = 180 kN.

(2)

in this case the Equivalent Normal Load for the single wheel load - 0.5 x the value for a single axle.

Catatan:

1)

(2)

Untuk bentang lebih kecil den kurang kbih 10 m, komponen gander tunggal dari beban adalah menentukan dan WG - 157 kN; L5 - 0; WN = 180 kN. Dalam hal ini Beban Biasa Ekuivalen untuk beban rods tunggal - 0.5 x nilai gander tunggal

KB.3.2 EXCEPTIONAL TRAFFIC LOAD

KB.3.2 BEBAN LALU LINTAS LUAR BIASA

For this loading it is necessary to calculate the Equivalent Load Factor for three axle groups. Each axle group is applicable to a range of spans, as shown:

Untuk pembebanan ini, perlu dihitung Faktor Beban Ekuivalen untuk tiga susunan gander. Setiap susunan gandar dapat diterapkan pada batasan bentang, seperti berikut:

Ax les Gandar

WG

LE

2,3 1,2,3 1.2,3,4.5

255 M 320 kN 544 M

2.1 m 5.1 m 13.8 m

The Equivalent Load Factor for the Exceptional Load for each bridge is:

Span Range Batasan Bentang 8m 8 m to 14m > 14 m

Faktor Beban Ekuivalen untuk Beban Luar Biasa pada setiap jembatan adalah:

K9 - 32

Span Bentang S

Number of Lanes Jumlah Jalur

Equiv. Exceptional Load Beban Luar Biasa Ekuivalen WE

Equivalent Load Factor Factor Beban Ekuivalen FLE

1: Sup. B. Atas Deck Lantai

40 m

1

743 kN

61 %

5.0m

1

315kN

64%

2: Sup. B. Atas Deck Lantai

20 m

2

740 Kn

48%

1.8 m

N.A.

105 ( 1 )

61 % ( 2 )

6m

2

430 kN

49%

N.A.

-

-

-

18 m

2

714 kN

47 %

1.4m

-

-

79% ( 3 )

Bridge No. Jembatan No

3: Sup. B. Atas Deck Lantai 4: Sup. B. Atas Deck Lantai

Notes:

(1)

in this case the value for a single wheel load may be taken as half the value for a single axle in one traffic lane.

(2)

the weight of one wheel on the heaviest axle is 63.7 kN. in this case the Equivalent load factor for Exceptional Loads can be taken as 1. 18 x FLN (Ref. Article K9.7.2.

(3)

Keterangan:

(1)

(2) (3)

Dalam hal ini nilai untuk beban roda tunggal dapat diambil sebagai satengah nilai untuk beban gandar tunggal dalam satu jalur lalu lintas Berat satu roda poda gandar torberat adalah 63.7 kN Dalam hal ini Faktor Beban Ekuivalen untuk Beban-beban Luar Biasa dapat diambil sebagai 1.18 x FLN (lihat Artikel K9.7.2)

KB.4 SAFETY FACTORS

KB.4 FAKTOR-FAKTOR KEAMANAN

The Safety Factors for each bridge calculated from the Load Ratings and Equivalent Load Factors (Ref. Equations 9.1 and 9.2) as follows:

Faktor-faktor ikeamanan untuk setiap jembatan dihitung dari Penilaian-penilaian Beban dan Faktorfaktor Beban Ekuivalen (lihat Rumus 9.1 dan 9.2) seperti berikut:

Bridge Jembatan

No. No

QS / QD

F LN

FLE

FN

Sup. B. Atas

64%

35 %

61 %

1.8

1.0

Deck Lantai

56 %

87 %

64 %

0.6

0.9

Sup. B. Atas

76 %

66 %

48 %

1.2

1.6

Deck Lantai

70 %

87 %

61 %

0.8

1.1

Sup. B. Atas

83 %

87 %

49 %

1.0

1.7

Deck Lantai

N.A.

-

-

-

-

Sup. S. Atas

75 %

67 %

47 %

1.1

1.6

Deck Lantai

61 %

67 %

79 %

0.9

0.8

*

*

S

F

S E

1

2

3

4

Notes:

(1)

All numerical values are rounded to two significant figures - the uncertainties and approximations inherent in load rating cannot support any greater accuracy.

Catatan:

(1)

Semue nilai numerik dibulatkan sompa 2 angka utama-ketidakpastian dan perkiraan yang tardapat dalam penilaian baban tidak dapat mendukung katelitian lebih besar

K9 - 33

KB.5 CONCLUSIONS

KB.5 KESIMPULAN

1.

1.

It can be seen that the superstructures of all bridges on the route have a Safety Factor for the defined Normal Traffic Load greater or equal to one. However, the decks of Bridges 1 and 2 have Safety Factors significantly less than one.

Bridge 2 is probably adequate for the load because its deck is still in good condition. Bridge 1 will require repairs to its deck, however, before it is adequate.

2.

The Safety Factors for the Exceptional Traffic Load indicate that all bridges are able to carry the weight of the transporter, although some damage could occur to the deck of Bridge 4.

Terlihat bahwa bangunan atas dari semua jembatan pada jaringan jalan tersebut mempunyai Faktor keamanan lebih besar atau sama dengan satu untuk Beban Lalu Lintas Biasa yang ditentukan. Bagaimanapun, lantai dari jembatan 1 & 2 mempunyai faktor keamanan yang nyata kurang dari satu. Jembatan 2 adalah mungkin memadai untuk beban tersebut karena lantai masih berada dalam kondisi baik. Jembatan 1 akan memerlukan perbaikan lantai, bagaimanapun, sebelum dapat memadai.

2.

The Deck Load Rating of Bridge 4 is a lower bound approximation and its actual strength is probably much higher. The transporter could be allowed to cross this bridge at very low speed with little risk of damage.

Faktor-faktor keamanan untuk Beban Lalu Lintas Luar Biasa menunjukan bahwa semua jembatan mampu memikul berat kendaraan pengangkut, walaupun dapat terjadi kerusakan pada lantai Jembatan 4. Penilaian Beban Lantai dari Jembatan 4 adalah perkiraan batas bawah dan kekuatan sebenarnya mungkin jauh lebih tinggi. Kendaraan pengangkut dapat diijinkan untuk melintasi jembatan ini pada kecepatan sangat rendah dengan sedikit risiko kerusakan.

3.

All the bridges have Load Ratings less than 100 %. This means that they would require posting of load restrictions if the Normal Traffic Load for the route is increased to the Standard Loads (the Standard Loads are the preferred Normal Traffic Loads - Ref. clause 9.2.2.2).

3.

Semua jembatan tersebut mempunyai Penilaian Beban kurang dari 100 %. Ini berarti bahwa diperlukan tanda pembatasan beban bila Beban Lalu Lintas Biasa untuk jaringan tersebut dinaikkan sampai Beban Standar (Beban Standar adalah Beban Lalu Lintas Biasa yang diutamakan - lihat pasal 9.2.2.2)

4.

In all cases (except Bridge No. 3 where the deck and superstructure cannot be separated) the Deck Load Rating is significantly less than the Superstructure Load Rating. Although these examples are hypothetical, they are representative of real bridges where it can generally be seen that the main area of deterioration is in the deck.

4.

Dalam semua kasus (kecuali Jembatan no.3 dimana lantai dan bangunan atas tidak dapat dipisah), Penilaian Beban lantai adalah kurang cukup dibanding Penilaian Beban Bangunan Atas. Meskipun contoh-contoh tersebut adalah hypotetik, mereka mewakili jembatanjembatan sesungguhnya dimana umumnya terlihat bahwa daerah kerusakan utama adalah dalam lantai.

K9 - 34

PERATURAN PERENCANAAN TEKNIK JEMBATAN

Recommend Documents