PERENCANAAN JEMBATAN BUSUR MENGGUNAKAN DINDING PENUH PADA SUNGAI BRANTAS KOTA KEDIRI. : Galih Ageng Dwiatmaja NRP : BAB I PENDAHULUAN

1 PERENCANAAN JEMBATAN BUSUR MENGGUNAKAN DINDING PENUH PADA SUNGAI BRANTAS KOTA KEDIRI Oleh

: Galih Ageng Dwiatmaja

NRP

: 3107 100 616

Dosen Pembimbing

: Budi Suswanto, ST, MT, PhD

BAB I PENDAHULUAN 1.1 Latar Belakang Perencanaan jembatan Brantas kota Kediri, yang menghubungkan jalan Brawijaya dan jalan Mayjen Sungkono yang berada di sisi kiri sungai dengan jalan Veteran ang berada di sisi kanan sungai, jembatan ini merupakan jembatan baru yang terletak di sebelah jembatan Brantas yang lama, dimana kondisi jembatan yang lama yang mempunyai lebar 6 meter, dengan struktur jembatan yang yang terbuat komposit baja dan pilar jembatan yang terbuat dari rangka baja, sedangkan pada kondisi sekitar jembatan pada ruas jalan Brawijaya dan Mayjen Sungkono merupakan daerah perdagangan yang ramai dan jalan Veteran merupakan akses menuju kota pusat kota dan perkantoran, sehingga diperlukan jembatan baru yang lebih lebar dan kokoh sehingga dapat dilalui lebih banyak kendaraan sehingga dapat meningkatkan pelayanan jalan dan mempermudah akses kota. Pemilihan jembatan sistem busur dinding penuh (plate girder) baja karena kontruksi busur baja dapat digunakan untuk rentang bentang jembatan antara 60 – 250 meter (kontruksi bentang panjang,,Jurusan T. Sipil FTSP, Surabaya) serta dapat mengurangi momen lentur di lapangan akibat gaya aksial dan gaya normal pada jembatan sehingga penggunaan bahan menjadi lebih efisien dibandingkan gelagar parallel. Manfaat lain dari struktur busur yaitu dapat menghilangkan kebutuhan pilar jembatan yang berada disungai sehingga penampang basah sungai tidak terkurangi selain itu jembatan busur juga memiliki nilai lebih dalam bentuk arsitekturalnya karena memberikan kesan monumental. Dalam penulisan proposal tugas akhir ini akan direncanakan jembatan busur dengan lantai kendaraan di bawah (Through Arch). Pertimbangan untuk memilih lantai kendaraan di bawah yaitu mengingat bila menggunakan lantai kendaraan di atas maupun di tengah, maka pangkal busur akan terkena Muka Air banjir ( MAB ). Dan nantinya jembatan ini akan direncanakan menggunakan batang tarik, karena kondisi tanah yang kurang mendukung.

1.2 Rumusan Masalah

Permasalahan pokok ialah bagaimana merencanakan struktur Jembatan Brantas kota Kediri dengan sistem busur dinding penuh (plate girder) baja. Adapun detail/rincian permasalahannya ialah sebagai berikut: 1. Bagaimana mendesain lay out awal struktur ? 2. Bagaimana asumsi pembebanan yang terjadi pada bagian-bagian jembatan ? 3. Bagaimana menganalisa gaya-gaya dalam struktur jembatan? 4. Bagaimana merencanakan profil yang akan digunakan untuk struktur jembatan tersebut? 5. Bagaimana mengontrol desain profil terhadap kekuatan dan kestabilan struktur? 6. Bagaimana penggambaran teknik jembatan dan bagian-bagiannya hasil dari perhitungan dan desain struktur? 1.3 Tujuan

Tujuan perencanaan struktur Jembatan Brantas kota Kediri dengan sistem busur dinding penuh (plate girder) baja adalah dapat direncanakan struktur jembatan yang kuat menahan beban yang bekerja pada jembatan. Sedangkan tujuan secara khusus ialah : 1. Dapat mendesain lay out awal struktur tersebut. 2. Dapat menentukan jenis pembebanan yang akan digunakan untuk struktur jembatan tersebut. 3. Dapat menganalisa gaya-gaya dalam struktur jembatan? 4. Dapat merencanakan profil yang akan digunakan untuk struktur jembatan tersebut. 5. Dapat mengontrol desain profil terhadap kekuatan dan kestabilan struktur. 6. Dapat dilakukan visualisasi desain dalam bentuk gambar jembatan sesuai dengan syaratsyarat teknik. 1.4 Batasan Masalah

Untuk menghindari penyimpangan pembahasan dari masalah yang dibahas tugas akhir, maka diperlukan pembatasan masalah di antaranya : 1. Perencanaan hanya ditinjau dari aspek teknis saja dan tidak dilakukan analisa dari segi biaya maupun waktu. 2. Perhitungan sambungan dibatasi pada bagianbagian tertentu yang dianggap mewakili secara keseluruhan. 3. Tidak memperhitungkan kondisi beban pada waktu pelaksanaan.

2 4.

Analisa struktur menggunakan program bantu SAP 2000 1.5 Manfaat

BAB IV PERENCANAAN STRUKTUR SEKUNDER

Manfaat dari perencanaan jembatan pada tugas akhir ini adalah sebagai berikut :

PERENCANAAN LANTAI KENDARAAN a. Beban Mati (DL) Beban mati terdiri dari beban berat plat beton, beban aspal, beban rencana overlay aspal direncanakan 5 cm (BMS psl 2.2.3.2) faktor beban 𝑢𝑢 𝐾𝐾𝑀𝑀𝑀𝑀 = 1,3 (beton dicor setempat). -Total beban mati yang bekerja (Qd) = 9,96 kN/m b. Beban Pelaksanaan (BP) BP = 2 kN/m2 x 1 x 1.3 = 2,6 kN/m2 c. Beban Hidup (LL) Beban Truk “T” = 100 kN T = (1 + 0,3) x 100 kN = 130 kN (Faktor 𝑢𝑢 beban 𝐾𝐾𝑇𝑇𝑇𝑇 = 2) Tu = 2 x T = 2 x 130 kN = 260 Kn c. Kombinasi Pembebanan Untuk mendapatkan pengaruh yang paling menentukan beban dikombinasi : - Kombinasi 1 = DL + BP - Kombinasi 2 = DL + LL (T1) - Kombinasi 2 = DL + LL (T2) 4.2.2 Perhitungan Momen Dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil Sehingga diambil : penulangan daerah lapangan Mu = 88.06 kNm penulangan daerah Tumpuan Mu = 64.97 kNm 4.2.3 Perhitungan Penulangan Plat 4.2.3.1 Penulangan arah melintang d = h – (1/2 x D 19) – Selimut beton = 200 – (8) – 40 = 150,5 mm

1.

Sebagai solusi untuk memperlancar arus lalu lintas pada yang menghubungkan jalan Brawijaya dan jalan Veteran.

METODOLOGI Nama jembatan : Jembatan Sungai Brantas kota Kediri Lokasi : Kotamadya Kediri Provinsi : Jawa Timur Lebar jembatan : 10 meter. Bentang jembatan : 190 meter

Gambar 3.1 Pot. Memanjang Jembatan Diagram Alir Studi Literatur:Buku-buku yang berkaitan. 1. Peraturan-peraturan yang berkaitan.

Pengumpulan Data Sekunder :Data Tanah 1. Data Umum Jembatan

Mendesain lay out awal jembatan

Preliminari desain :

Menentukan jenis pembebanan jembatan :

ρb

Analisis pembebanan pada SAP

= ß1 x

0,85 𝑓𝑓𝑓𝑓′

2002 Psl 10.4.3 Perencanaan Bangunan Atas dan Bangunan Bawah

= 0,81 x

Perencanaan Struktur Busur

ρmax Perencanaan Strukutur Abudmen

𝑓𝑓𝑓𝑓

𝑥𝑥

0,85 𝑥𝑥35 400

600

600+𝑓𝑓𝑓𝑓

𝑥𝑥

...SNI 03-2847-

600

600+400

= 0,0361 = 0,75 ρb ...SNI 03-2847-2002 Psl 10.4.3 = 0,75 x 0,0361 = 0,0271

Tidak OK Kontrol elemen bangunan Dan banguanan bawah OK Gambar Rencana : - Gambar layout jembatan

Finish

ρmin m

= 0,002 𝑓𝑓𝑓𝑓

400

= 0,85 𝑓𝑓𝑓𝑓 ′ = 0,85 35 = 13,445

- Penulangan plat daerah LAPANGAN

3 Rn

=

N/mm2

𝑀𝑀𝑀𝑀

ß 𝑥𝑥 𝑏𝑏 𝑥𝑥 𝑑𝑑 2

=

1

ρφ

88.060.000

0,81 𝑥𝑥 1000 𝑥𝑥150,52

= 𝑚𝑚 �1 − ��1 −

2 𝑚𝑚 𝑅𝑅𝑅𝑅 𝑓𝑓𝑓𝑓

1

= 13,445 �1 − ��1 −

= 26.000 kg = 260 kN 2 = 0,17 �1 + 𝛽𝛽 ℎ � x �𝑓𝑓𝑓𝑓′ ≤ 0,34 �𝑓𝑓𝑓𝑓′

= 4,7998 fcv

��

2

2 𝑥𝑥 13,445 𝑥𝑥 4.7998 400

��

= 0,0132 ρmin < ρφ < ρmax sehingga dipakai ρφ As = ρφ x b x d = 0,0132 x 1000 x 150,5 = 1982 mm2 Dipakai tulangan D16 – 100 (As = 2009 mm2)

= 0,17 �1 + 2,5 � x √35 ≤ 0,34 √35

= 1,810 N/mm2 ≤ 2,011 N/mm2 dipakai 1,810 N/mm2 Vuc

= u x d x fcv = 2.200 x 200 x 1,810 N/mm2 = 796.540,98 N = 796,6 kN ≥ Gaya geser ultimate terjadi 260 kN …OK Jadi tebal plat lantai 200 mm dapat dipakai…….

- Penulangan plat daerah TUMPUAN 𝑀𝑀𝑀𝑀 64.970.000 Rn = ß 𝑥𝑥 𝑏𝑏 𝑥𝑥 𝑑𝑑 2 = 0,81 𝑥𝑥 1000 𝑥𝑥150,52 = 3.541

N/mm ρφ

2

1

= 𝑚𝑚 �1 − ��1 − 1

2 𝑚𝑚 𝑅𝑅𝑅𝑅 𝑓𝑓𝑓𝑓

= 13,445 �1 − ��1 −

��

2 𝑥𝑥 13,445 𝑥𝑥 3.541 400

��

= 0,0095 ρmin < ρφ < ρmax sehingga dipakai ρφ As = ρφ x b x d = 0,00945 x 1000 x 150,5 = 1.422 mm2 Dipakai tulangan D16 – 125 (As = 1607 mm2) 4.2.3.1 Penulangan arah memanjang Dipasang tulangan susut dengan ketentuan dari SNI 03-2847-2002 Psl 9.12 A min = 0,0020 A bruto plat……….(tul dengan fy = 300 MPa) A min = 0,0020 x b x t A min = 0,0020 x 1000 x 200 A min = 400 mm2 Dipakai tulangan Ø 8 – 125 (As = 401,92 mm2) 4.2.4 Kekuatan Plat Lantai Terhadap Geser Pons Kekuatan plat terhadap geser pons didasarkan pada BMS 6.7.2.3 Gaya geser V yang terjadi : 𝑢𝑢 V = 𝐾𝐾𝑇𝑇𝑇𝑇 x T x (1+DLA) = 2 x 10.000 kg x (1 + 0,3)

PERENCANAAN GELAGAR MEMANJANG Perencanaan profil yang digunakan untuk balok memanjang menggunakan WF 450x200x9x14 dengan data profil : 4.3.1 Pembebanan a. Beban mati Berat total (DL) = 16,7 kN/m b. Beban hidup lajur “D” P1 = (1+DLA) x P x b1 x KUTD = (1 + 0,3 ) x 44 x 1,5 x 2 = 172 kN c. Beban akibat beban truk ‘T’ T = 260 kN d. Beban pengaruh pelaksanaan (PLL) qPL = 2 kN/m2 x 1,75 m qPL = 3,5 kN/m 4.3.2 Kombinasi pembebanan -Kombinasi 1 = DL + PLL -Kombinasi 2 = DL + Beban Lajur D (UDL + KEL) -Kombinasi 3 = DL + T 4.2.3 Hasil analisa gaya dalam Dari analisis SAP 2000 didapat : Mmax = 459,59 kNm Ma = 248,22 kNm Mb = 459,59 kNm Mc = 248,22 kNm Cb = =

2,5M max

12,5M max + 3Ma + 4 Mb + 3Mc

12,5.(459,59) 2,5(459,59 ) + 3(248,22 ) + 4(459,59 ) + 3(248,22 ) = 1,28

4 Mn = Cb  M R + (M P − M R ) (Lr − Lb )  < Mp

(Lr − Lp ) = 1,28 327,8 + (459,59 − 327.8) (7983 − 5937,5)  (7983 − 2030,4)  

< Mp = 477,55 > 470.09 kNm Dari tekuk lokal dan lateral, dipilih Mn = 470.09 kNm Φ Mn komposit)) 0,9 470.09 kNm 423,08 kNm

≥ Mu (kombinasi 1 sebelum ≥ ≥

89,02 kNm 89,02 kNm …….OK

Lendutan akibat kombinasi 3 (beban mati + beban “T”) ∆𝑜𝑜 T

=

1 𝑃𝑃1 𝜆𝜆 3 48 𝐸𝐸 𝐼𝐼𝐼𝐼

+

5 𝑄𝑄𝑄𝑄 𝜆𝜆 4 384 𝐸𝐸 𝐼𝐼𝐼𝐼

= 4,74 + 1,13 = 5,87 mm Kontrol lendutan : ∆𝑜𝑜 (T) ≤ ∆� ijin 5,87 mm ≤ 7,42 mm………OK 4.3.3.4 Kontrol Geser φVn = φ x0.6 x fy x Aw = 0,75 x 0,6 x 290 x (9x450) = 528.525N = 528,53 kN Φ Vn ≥ Vu 528,53 kN ≥ 379,94 kN …….OK Maka penampang telah memenuhi kekuatan geser yang terjadi. 4.3.3.5 Interaksi geser dan lentur Mu Vu + 0,625 ≤ 1,375 ϕMn ϕVn 459,59 379,94 + 0,625 ≤ 1.375 932,4 528,53 0,942 < 1,375 Maka penampang telah memenuhi interaksi geser dan lentur. 4.3.3.6 Shear connector (stud)

Kapasitas nominal 1 stud : Qn = 0,5 x Asc (fc’ x Ec)0.5 = 0,5 x 379.94 (25 x 2.528 x 104)0.5 = 151023,16 N Asc x fu = 379,94 x 500 = 189.970 N Qn ≤ (Asc x Fu) 151.023 N ≤ 189.970 N …….OK

Maka gaya geser akibat komposit : Vh = T = C = 2.806.040 N n

=

Vh 2.806.040 = 18,5 ≈ 19 stud = Qn 151.023

untuk ½ bentang sampai kondisi momen maksimum gelagar.Sedangkan untuk sepanjang bentang dibutuhkan 2n = 2 x 19 = 38 stud. Jadi jarak antar stud = 5.937,5 / 38 =156,25 mm = 15 cm 4.4 PERENCANAAN BALOK MELINTANG Perencanaan profil yang digunakan untuk balok memanjang menggunakan WF 900x3200x18x34 dengan data profil : 4.4.1 Pembebanan 1. Beban mati -P gelagar memanjang 0,76 kN/m x 5,94 m x 1,1 = 4,97 kN - Berat plat lantai 0,2 m x 5,94 m x 24 kN/m3 x 1,3 = 37,06 kN/m - Berat aspal + overlay 0,13 m x 5,94 m x 22 kN/m3 x 1,3 = 22,08 kN/m - Berat trotoar 0,30 m x 5,94 m x 24 kN/m3 x 1,3 = 55,59 kN/m - Berat profil gelagar melintang 2,86 kN/m x 1,1 = 3,15 kN/m 2. Beban hidup Konfigurasi pembebanan UDL+KEL akan di tampilkan pada gambar dibawah ini :

a.

Uniformly Distributed Load (UDL) 𝑈𝑈 q100% = qUDL . λ x K 𝑇𝑇𝑇𝑇 = 4,632 x 5,9375 x 2 = 55 kN/m Knife Edge Load (KEL) P KEL = 44 kN/m 𝑈𝑈 P100% = PKEL (1 + DLA) x K 𝑇𝑇𝑇𝑇 = 44 (1 + 30%) x 2 = 114,4 kN/m c. Beban Truk “T” Beban Truk “T” = 100 kN T = (1 + 0,3) x 100 kN = 130 kN (Faktor 𝑢𝑢 beban 𝐾𝐾𝑇𝑇𝑇𝑇 = 2) Tu = 2 x T = 2 x 130 kN = 260 kN 3. Beban pengaruh pelaksanaan (PLL)

5 = 2 kN/m2 x 5,94 m = 11,88 kN/m

qPL qPL

4.4.2 Kombinasi pembebanan -Kombinasi 1 = DL + PLL -Kombinasi 2 = DL + Beban Lajur D (UDL + KEL) -Kombinasi 3 = DL + T1 -Kombinasi 4 = DL + T2 4.4.3 Hasil analisa gaya dalam Analisa dilakukan dengan bantuan program SAP 2000, struktur dimodelkan sebagai frame tunggal bentang @ 10 m dengan tumpuan sendi-sendi, hasil diperoleh sebagai berikut : Resume hasil SAP 2000 Kombinasi Mu max lap Mu max tump (kNm) (kNm) Kombinasi 986,13 0 1 Kombinasi 2743,38 0 2 Kombinasi 1910,83 0 3 Kombinasi 2722.67 0 4 4.4.4 Analias kapasitas gelagar melintang Gelagar melintang menggunakan profil 900.300.18.34 - Badan (RSNI T-03-2005 ps.7.7.1) h = d- 2 (tf + r) h = 912 – 2 (34 + 28) h = 788 mm ℎ

𝑡𝑡𝑡𝑡 788

≤

1680

�𝑓𝑓𝑓𝑓 1680

≤ √290 43,77 ≤ 98,65 ………….OK - Sayap (RSNI T-03-2005 ps.7.4.2.2) 𝑏𝑏 170 ≤ 2𝑡𝑡𝑡𝑡 18

302

�𝑓𝑓𝑓𝑓 170

≤ √290 4,44 < 9,98…………………OK Penampang kompak : Mnx = Mpx = Zx x fy Mp = Zx x fy = 12.221.000 mm3 x 290 Mpa = 3.544.090.000 Nmm = 3.544 kNm Dari tekuk lokal dan lateral, dipilih Mn = 2.275 kNm 68

Φ Mn komposit) 0,9 2.275 kNm 2.047 kNm …….OK

≥ Mu (kombinasi 1 sebelum ≥ ≥

986,13 kNm 986,13

kNm

a. Lendutan yang terjadi • Lendutan akibat kombinasi 2 (beban mati + beban “D”) ∆𝑜𝑜 T

=

=

5 𝑄𝑄𝑄𝑄 𝜆𝜆 4 384 𝐸𝐸 𝐼𝐼𝐼𝐼

5

(62+169) 𝑥𝑥 10.000 4

384 200.000 𝑥𝑥 1.20391 x 10 10

= 12,49 mm

Kontrol lendutan : ∆𝑜𝑜 (D) ≤ ∆� ijin 12,49 mm ≤ 12,5 mm………OK Φ Vn ≥ Vu 2.142 kN ≥ 1.012 kN …….OK Maka penampang telah memenuhi kekuatan geser yang terjadi. 4.4.6 Interaksi geser dan lentur Jika momen lentur dianggap dipikul oleh seluruh penampang, maka gelagar harus direncanakan untuk memikul kombinasi lentur dan geser (SNI 03-1729-2002 ps.8.9.3), yaitu : Mu Vu + 0,625 ≤ 1,375 ϕMn ϕVn 2743 1012 + 0,625 ≤ 1.375 5389 2142 0,804 < 1,375 Maka penampang telah memenuhi interaksi geser dan lentur. 4.4.7 Shear connector (stud)

Kapasitas nominal 1 stud : Qn = 0,5 x Asc (fc’ x Ec)0.5 = 0,5 x 379.94 (35 x 2.8519 x 104)0.5 = 189.795 N Asc x fu = 379,94 x 500 = 189.970 N Maka gaya geser akibat komposit : Vh = T = C = 10.556.000 N n

= Vh = 10.556.000 = 55,6 ≈ 56 stud Qn

189.795

untuk ½ bentang sampai kondisi momen maksimum gelagar.Sedangkan untuk sepanjang bentang dibutuhkan 2n = 2 x 56 = 112 stud. Jadi jarak antar stud = 10.000 / 112 =89 mm = 8,5 cm

6 4.5 PERENCANAAN BATANG PENGGANTUNG 4.5.1 Perencanaan Dimensi Perencanan profil yang dipakai WF 400x200x7x11 dengan data A = 84,12 cm2 ix = 16,80 cm g = 66 kg/m iy = 4,54 cm 4.5.2 Pembebanan Besar beban hidup diambil perhitungan balok melintang a. Uniformly Distributed Load (UDL) q100% = 55 kN/m q50% = 27,5 kN/m b. Knife Edge Load (KEL) P100% = 114,4 kN/m P50% = 57,2 kN/m Total beban UDL+KEL

berdasar

=

-Total beban mati yang bekerja (Pd) 276,75 kN 5.1.2. Beban hidup

=

= = =

Konfigurasi pembebanan UDL+KEL akan di tampilkan pada gambar dibawah ini :

= 571.46 kN

4.5.3 Kombinasi pembebanan Untuk menghasilkan gaya yang bekerja pada batang penggantung maka Kombinasi pembebanan = DL + LL Sehingga besar gaya yang terjadi = 484,96 kN + 571.46 kN = 1.056,42 kN 4.5.4 Menentukan luas penampang tarik Total pada profil Aev = 1276 + 406 =1682 mm2 Aet = 3938 + 1106 = 5044 mm2 Aet x fu ≥ 0,6 Aev fu 5044 x 500 ≥ 0,6 x 1682 x 500 2.522.000 N ≥ 504.600 N Nn = 0,6 Agv fy + Aet fu Nn = 0,6 8412 290 + 5044 x 500 Nn = 3.985.688 N > Kuat tarik nominal 2.439.480 N sehingga dipakai kuat tarik nominal sebagai kontrol terhadap gaya tarik yang terjadi Φ Nn ≥ Nu 0,9 x 2.439.480 N ≥ 1.039.280 N 2.195.532 N ≥ 1.039.280..OK

BAB V PERENCANAAN STRUKTUR UTAMA 5.1 ANALISA STRUKTUR 5.2 Pembebanan 4.1.1 Beban mati : .

-beban sendiri plat = 4,80 kN/m2 x 5,94 x 5 142,56 kN -beban Trotoar = 7,20 kN/m2 x 5,94 x 1 42,75 kN -beban aspal = 1,76 kN/m2 x 5,94 x 5 52,25 kN -beban aspal overlay = 1,32 kN/m2 x 5,94 x 5 39,19 kN

Gambar 5.1 Pembebanan Beban hidup UDL + KEL(Mmax)

b.

Uniformly Distributed Load (UDL)

15    kN/m2 L  15   q UDL = 8 0,5 +  = 4,632 kN/m2 190  

L > 30 m ; q UDL = 8 0,5 +

𝑈𝑈

q100% = qUDL . λ x K 𝑇𝑇𝑇𝑇 = 4,632 x 5,94 x 2 = 55 kN/m q50% = q100% . 50% = 55 x 50% = 27,5 kN/m c. Knife Edge Load (KEL) Maka dari (BMS Gambar 2.8) diperoleh DLA = 30 % P KEL = 44 kN/m 𝑈𝑈 P100% = PKEL (1 + DLA) x K 𝑇𝑇𝑇𝑇 = 44 (1 + 30%) x 2 = 114,4 kN/m P50% = P100% x 50% = 114,4 x 50% = 57,2 kN/m 5.1.3. Beban angin -Perhitungan ikatan angin atas Untuk perhitungan angin atas maka seperti gambar dibawah ini :

7

Gambar 4.3 Tampak atas jembatan busur TEW = 0,0006 Cw Vw2 Ab ……….. (BMS psl 2.6) TEW1 = 0,0006 1,25 302 (18.1) TEW1 = 12,22 kN Hasil perhitungan pada table diatas digunakan sebagai input pada SAP 2000. -Perhitungan ikatan angin bawah

Gambar 5.5 Tampak bawah jembatan busur TEW2 = 0,0006 Cw Vw2 Ab TEW3 = 0,0012 Cw Vw2 (kN/m) (BMS psl 2.7) TEW2 = 0,0006 Cw Vw2 Ab TEW2 = 0,0006 1,2 302 8.91 TEW2 =8,32 kN Perhitungan akibat kendaraan yang lewat pada lantai kendaran TEW3 = 0,0012 Cw Vw2 λ TEW3 = 0,0012 1,2 302 5,9375 TEW3 =7,70 kN 5.1.4. Beban gempa Untuk beban gempa pada jembatan ini digunakan analisa secara 3 dimensi dan menggunakan analisa beban dinamis dimana untuk memberikan hasil perhitungan yang lebih akurat, Pada tugas akhir ini, beban gempa menggunakan response spectrum analysis dengan bantuan program SAP 2000, struktur berada pada zona gempa 3 seperti yang ditampilkan pada gambar berikut :

5.1.5 Beban akibat perubahan temperature Suhu minimum rata-rata jembatan = 20°C Suhu maksimum rata-rata jembatan = 40°C 5.1.6 Beban gaya rem (BMS psl 2.3.7) adapun besar gaya rem yang bekerja berdasakan BMS gambar 2.9 untuk jembatan dengan bentang 190 m maka didapat gaya rem yang bekerja sebesar 500 kN. 5.2 Kombinasi beban

Untuk mendapat kombinasi batas layan/ultimate maka menggunakan kombinasi kemungkinan beban yang terjadi berdasarakan pada kombinasi pembebanan menurut BMS tabel 2.20 dimana pada kombinasi tersebut merupakan aksi kemungkinan yang terjadi pada tingkat ultimate, dan untuk menentukan koefisien kombinasi pada beban yang bkerja ditentukan oleh BMS tabel 2.19 yaitu : Kombinasi 1 : 1 Beban mati + 1 Beban Rem+ 0,4 (UDL+KEL) Kombinasi 2 : 1 Beban mati + 1 Beban Angin + 0,7 (UDL+KEL) Kombinasi 3 : 1 Beban mati + 1 Gempa X + 0,3 Gempa Y Kombinasi 4 : 1 Beban mati + 1 Gempa Y + 0,3 Gempa X Kombinasi 5 : 1 Beban mati + 1 (UDL+KEL) + 0,7 Beban Angin 5.4.1.1 Ikatan angin bawah Berdasarkan pembebanan pada SAP 2000 maka diambil gaya terbesar akibat kombinasi 2 sebesar 435,165 kN untuk gaya tarik dan untuk gaya tekan sebesar -77,146 kN untuk gaya tekan

Gambar 5.9 Ikatan angin bawah jembatan Perhitungan berdasar batang tarik ; Gaya tarik yang terjadi Nu = 435,165 kN = 435.165 N Panjang tekuk Lx =( �102 + 5,93752 ) = 11,63 m Ly = Ly/2 = 5,82 m Ø baut rencana 20 mm Ø lubang 20 mm + 2 mm = 22 mm Profil 200.200.8.12 A = 63.53 cm2 ix = 8,62 cm g = 49.9 kg/m iy = 5,02 cm -Kontrol kelangsingan sebagai batang tarik (LRFD 7.6.4) : 𝐿𝐿𝐿𝐿 582 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 5,02 = 115,93 < 300 ……OK 𝜆𝜆𝜆𝜆 =

𝑦𝑦

𝐿𝐿𝐿𝐿 𝑖𝑖 𝑥𝑥

=

1163 8,62

= 134,9 < 300 ……OK

-Kontrol kekuatan leleh ϕ Nn = ϕ x fy x Ag = 0,9 x 290 x 6.353 = 1.658.133 N > Nu (435.165 N)……OK -Kontrol kekuatan patah An = 63,53– (4 x 2,2 x 1.2) = 52.97 cm2 𝑥𝑥 2,27 u = 1 − 𝐿𝐿 = 1 − 12 = 0,811

8 Ae = u An Ae = 0,811 x 52,97 cm2 = 42,95 cm2 ϕ Nn = ϕ x fu x Ae = 0,9 x 500 x 4.295 = 1.932.750 N ϕ Nn ≥ Nu 1.932.750 N≥ 435.165 N ….OK Perhitungan berdasar batang tekan : Gaya tekan yang terjadi Nu = 77,146 kN = 77.146 N -Kontrol penampang Plat sayap (RSNI T-03-2005 tabel 4) 𝑏𝑏 250 ≤ = 8,33 < 14,68…..OK 2 𝑡𝑡𝑡𝑡

Ø lubang 20 mm + 2 mm = 22 mm Profil 250.250.11.11 A = 82,06 cm2 ix = 10,30 cm g = 64,4 kg/m iy = 5,98 cm -Kontrol kelangsingan sebagai batang tarik (LRFD 7.6.4) : 𝐿𝐿𝐿𝐿 776 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 5,98 = 129,76 < 300 ……OK 𝜆𝜆𝜆𝜆 =

𝑦𝑦

𝐿𝐿𝐿𝐿 𝑖𝑖 𝑥𝑥

776

= 10,30 = 75,33 < 300 ……OK

-Kontrol kekuatan leleh ϕ Nn = ϕ x fy x Ag = 0,9 x 290 x 8.206 = 2.141.766 N > Nu (210,055 N)……OK �𝑓𝑓𝑓𝑓 -Kontrol kekuatan patah Plat badan Penampang An = 82,06– (4 x 2,2 x 1,1) = 72,38 cm2 kompak 𝑥𝑥 2,27 ℎ 665 u = 1 − 𝐿𝐿 = 1 − 12 = 0,811 ≤ = 19,54 < 39,05…..OK 𝑡𝑡𝑡𝑡 �𝑓𝑓𝑓𝑓 Ae = u An -Kontrol kelangsingan sebagai batang tekan (RSN Ae = 0,811 x 72,38 cm2 = 58,70 cm2 T-03-2005 psl 6.2.1) ϕ Nn = ϕ x fu x Ae 𝐿𝐿𝐿𝐿 582 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 5,02 = 115,93 < 140…OK = 0,9 x 500 x 5.870 𝑦𝑦 = 2.641.500 N 𝐿𝐿𝐿𝐿 1163 𝜆𝜆𝜆𝜆 > 𝜆𝜆𝜆𝜆 ….. 𝜆𝜆 = 𝜆𝜆𝜆𝜆 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 8,62 = 134,92 < 140...OK ϕ Nn ≥ Nu 𝑥𝑥 2.641.500 N ≥ 210,055 N ….OK 𝜆𝜆 𝑓𝑓𝑓𝑓 134,92 290 λc = 𝜋𝜋 � 𝐸𝐸 = 𝜋𝜋 �200.000 = 1,63 λc > 1,2……terjadi tekuk elastis ω = 1,25 λc 2 = 1,25 1,63 2 = 3,321 𝑓𝑓𝑓𝑓 290 ϕ Pn = 0,85 𝐴𝐴𝐴𝐴 𝜔𝜔 = 0, 85 𝑥𝑥 6.353 3,321 = 471.549 N

ϕ Pn ≥ Pu 471.549 N ≥ 77.146 N......OK sehingga profil 200.200.8.12 dapat digunakan untuk ikatan angin bawah. 5.4.1.2 Ikatan angin atas Berdasarkan pembebanan pada SAP 2000 maka diambil gaya terbesar akibat kombinasi 2 sebesar 210,055 kN untuk gaya tarik dan untuk gaya tekan sebesar -367,696 kN untuk gaya tekan pada kombinasi 2.

Perhitungan berdasar batang tekan : Gaya tekan yang terjadi Nu = 367.696 N -Kontrol penampang Plat sayap (RSNI T-03-2005 tabel 4) 𝑏𝑏 250 ≤ = 11,45 < 14,68…..OK 2 𝑡𝑡𝑡𝑡 �𝑓𝑓𝑓𝑓

Plat badan Penampang kompak ℎ 665 ≤ = 17,85 < 39,05…..OK 𝑡𝑡𝑡𝑡 �𝑓𝑓𝑓𝑓

-Kontrol kelangsingan sebagai batang tekan (RSN T-03-2005 psl 6.2.1) 𝐿𝐿𝐿𝐿 776 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 5,98 = 129.76 < 140…OK 𝜆𝜆𝜆𝜆 = λc =

Gambar 5.10 Ikatan angin atas Perhitungan berdasar batang tarik ; Gaya tarik yang terjadi Nu = 210,055 N Panjang tekuk Lx = Ly =( �52 + 5,93752 ) = 7,76 m Ø baut rencana 20 mm

𝑦𝑦

𝐿𝐿𝐿𝐿 𝑖𝑖 𝑥𝑥

𝜆𝜆

𝜋𝜋

776

= 10,30 = 75.33 < 140...OK 𝑓𝑓𝑓𝑓

�

𝐸𝐸

=

129,76 𝜋𝜋

�

290

200.000

= 1,57

𝜆𝜆𝜆𝜆 < 𝜆𝜆𝜆𝜆 ….. 𝜆𝜆 = 𝜆𝜆

λc > 1,2……terjadi tekuk elastis ω = 1,25 λc 2 = 1,25 1,57 2 = 3,095 𝑓𝑓𝑓𝑓 290 ϕ Pn = 0,85 𝐴𝐴𝐴𝐴 𝜔𝜔 = 0, 85 𝑥𝑥 8.206 3,095 = 653.563 N ϕ Pn ≥ Pu 653.563 N ≥ 367.696 N ….OK sehingga profil 250.250.11.11 dapat digunakan untuk ikatan angin atas.

9 5.4.2 Perhitungan portal akhir -Kolom portal akhir Berdasar perhitungan SAP 2000 didapat gaya tekan terbesar berada dalam kombinasi 5 sebesar 19.966 kN = 19.966.000 N Perencanaan plat dinding penuh d = 2.500 mm Ag = 170.000 mm2 b = 980 mm ix = 1033,67mm Tf = 50 mm iy = 214,88 mm Tw = 30 mm fy = 2900 kg/cm2 Syarat kelangsingan sayap : (RSNI T-03-2005 7.4.2e ) λG ≤ λP 𝑏𝑏𝑏𝑏

2 𝑡𝑡𝑡𝑡

980

𝐸𝐸

≤ 0,38�𝑓𝑓𝑓𝑓

2 𝑥𝑥 50

290

9,8 ≤ 9,97………….Penampang kompak (fcr = fy) -Menghitung besar Ix : Ix = 1,81 x 1011 mm4 Sx = 1,45 x 108 mm3 -Menghitung besar Iy Iy = 7,85 x 109 mm4 Sy = 16.017.687 mm3 ℎ

Kg =1- �1200 +300𝑎𝑎𝑎𝑎 � �𝑡𝑡𝑡𝑡 − ar =

𝐴𝐴𝐴𝐴 𝐴𝐴𝐴𝐴

=

30 𝑥𝑥 2400

50 𝑥𝑥 980 1,46

Ag

=

𝜋𝜋 2 200.000

170.000

=

𝜋𝜋 2 E

Ag =

𝜋𝜋 2 200.000

170.000

=

(𝜆𝜆𝜆𝜆 )2

2.486.988.481 N Ncrby =

(𝜆𝜆𝜆𝜆 )2

107.471.140 N λc =

𝜆𝜆

𝜋𝜋

𝑓𝑓𝑓𝑓

�

=

𝐸𝐸

55,85 𝜋𝜋

290

�

200.000

11,612

55,85 2

= 0.68

0,25 < λc < 1,2……terjadi tekuk inelastis 1,43 1,43 ω = 1,6−0,67 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 1,6−0,67 𝑥𝑥 0,68 = 1,25 ϕ Nn = 0,85 𝐴𝐴𝐴𝐴

𝑓𝑓𝑓𝑓

= 0, 85 𝑥𝑥 170.000 𝑥𝑥

𝜔𝜔

= 1,46

Kg =1- �1200 +300 𝑥𝑥 1,46 � �

290

1,25

=

-Kontrol interaksi kolom 𝑁𝑁𝑁𝑁 ≥ 0,2 𝜙𝜙 𝑁𝑁𝑁𝑁 19.966.000

33.588.841

0,59

≥ 0,2 ≥ 0,2 ……..Rumus interaksi 1 546

= 0,6 – 0,4 x �655 � = 0,267

δby = �

-Menentukan koefisen plat girder : 𝑎𝑎𝑎𝑎

𝜋𝜋 2 E

33.588.841 N ϕ Nn ≥ Nu 33.588.841 N ≥ 19.966.000 N......OK

200.000

≤ 0,38�

Ncrbx =

2550 �𝑓𝑓𝑓𝑓

2400 30

δby = �

�

−

2550

√290

� = 1,06

Kg = 1 Sehingga kuat lentur terhadap Mnx Mnx = Kg Sx Fy Mnx = 1 x 1,45 x 108 x 290 = 4,21x 1010 Nmm Φ Mnx = 0,9 x 4,21x 1010 Nmm = 3,78 x 104 kNm Sehingga kuat lentur terhadap Mny Mny = Kg Sy Fy Mny = 1 x 16.017.687 x 290 = 3,64 x 109 Nmm Φ Mny = 0,9 x 23,64 x 109 Nmm = 4,18 x 103 kNm

𝐶𝐶𝐶𝐶

1−�

𝑁𝑁𝑁𝑁 𝑁𝑁 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐𝑐

�

�≥1

0,267

19.966 .000 1−� 2.486 .988 .481

�≥1

�

0,269 < 1…….dipakai 1 Muy = δby x M uty Muy = 1 x 655 kNm = 655 kNm -Cmx = 0,6 – 0,4β……(LRFD 7.4.4) 828 = 0,6 – 0,4 x �1711 � = 0,406 δbx = �

0,406

19 .966 .000 1−� � 107 .471 .140

�≥1

0,499 < 1…….dipakai 1 Mux = δbx x M utx Mux = 1 x 1711 kNm = 1711 kNm

-Kontrol penampang terhadap panjang kelangsingan (SNI 03-1729-2002 psl 8.4) Badan : Iy’ = 1/12 x 50 x 9803 + 1/12 x 400 x 303 -Kontrol kelangsingan sebagai batang tekan (RSNI = 3,923 x 109 + 0,9 x 106 T-03-2005 psl 6.2.1) = 3,923 x 109 mm4 𝐿𝐿𝐿𝐿 12.000 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 1033 ,67 = 11,61< 140…OK A’ = (980 x 50) + (400 x 30) 𝑥𝑥 𝜆𝜆𝜆𝜆 < 𝜆𝜆𝜆𝜆 ….. 𝜆𝜆A==𝜆𝜆𝜆𝜆 𝐿𝐿𝐿𝐿 12.000 61.000 mm2 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 214,86 = 55,85 < 140…...OK 𝑦𝑦

10 Φ Mnx = 0,9 x 4,21x 1010 Nmm = 3,78 x 104 kNm 𝐼𝐼

3,925 𝑥𝑥 10 9

r1 = �𝐴𝐴 = � - λG ≤ λP 𝐿𝐿

𝑟𝑟𝑟𝑟

61.000

𝐸𝐸

≤ 1,76�𝑓𝑓𝑓𝑓

12000

253,59

= 253,59 mm

200.000

≤ 1,76�

290

Sehingga kuat lentur terhadap Mny Mny = Kg Sy Fy Mny = 1 x 16.017.687 x 290 = 3,64 x 109 Nmm Φ Mny = 0,9 x 23,64 x 109 Nmm = 4,18 x 103 kNm

- λG ≤ λr

-Kontrol interaksi kolom rumus interaksi 1 𝑃𝑃𝑃𝑃 8 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + 9 �∅ 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + ∅ 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 � ≤1 ∅ 𝑃𝑃𝑃𝑃

𝐿𝐿

33.588.841

47,32 > 46,21…cek λr

𝑟𝑟𝑟𝑟

19.966.000

𝐸𝐸

≤ 4,4�𝑓𝑓𝑓𝑓

12000

214.88

290

𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 = 𝐶𝐶𝐶𝐶 𝑓𝑓𝑓𝑓 �1 −

2002 psl 8.4.5)

(𝜆𝜆 𝐺𝐺 −𝜆𝜆 𝑃𝑃 )

2(𝜆𝜆 𝑟𝑟 −𝜆𝜆 𝑃𝑃 )

� ≤ 𝑓𝑓𝑓𝑓 (SNI 03-1729-

Mencari Cb (SNI 03-1729-2002 psl 8.3.1)

𝐶𝐶𝐶𝐶

12,5 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ≤ 2,3 2,5 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 + 3𝑀𝑀𝐴𝐴 + 4𝑀𝑀𝐵𝐵 + 3𝑀𝑀𝐶𝐶

12,5 (1711) 2,5 (1711) + 3(975) + 4(1017) + 3(1177) Cb = 1,44

=

𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 = 𝐶𝐶𝐶𝐶 𝑓𝑓𝑓𝑓 �1 −

(𝜆𝜆 𝐺𝐺 −𝜆𝜆 𝑃𝑃 )

2(𝜆𝜆 𝑟𝑟 −𝜆𝜆 𝑃𝑃 )

� ≤ 𝑓𝑓𝑓𝑓

1711

655

4180

0,59 + 0,18 0,77

200.000

≤ 4,4�

47,32 < 115,54……….. λG ≤ λr Jadi syarat yang memenuhi kondisi λP < λG ≤ λr

𝐶𝐶𝐶𝐶 =

8

+ 9 �37800 +

� ≤1

< 1 < 1 …..OK

-Perencanaan pengaku vertikal badan Pengaku vertikal badan direncanakan dipasang tiap 2,5 m atau sama dengan tinggi plat girder. -Menentukan luas pengaku RSNI T-03-2005 pasal 7.12.1 2   a     h   a   As ≥ 0,5.D. Aw.(1 − Cv)   − 2  h a   1+      h  

-Menentukan kuat geser nominal (RSNI T-03-2005 pasal 7.8.3) Vn = 0,6 fy Aw = 0,6 x 290 x (30 x 2400) = 12.528.000 N

(47,32 − 46,21) 𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 = 1,44 290 �1 − � ≤ 𝑓𝑓𝑓𝑓 2(115,54 − 46,21) 𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 = 414 > 𝑓𝑓𝑓𝑓 (290 Mpa) sehingga dipakai fcr=fy=290 Mpa

-Menentukan kuat geser elastis (RSNI T-03-2005 pasal 7.8.5)

Sayap : λG ≤ λP

= 9,6 2 a  2,5      h  2,4  RSNIT − 03 − 2005 pasal 7.8.3 12.528.000 Cv = = = 0,64 RSNIT − 03 − 2005 pasal 7.8.5 19.440.000

𝑏𝑏

2 𝑡𝑡𝑡𝑡

980

0,9. Aw.Kn.E 0,9 x(30 x 2400) x9,6 x 200.000 = = 19.440.000 N (h tw)2 (2400 30)2

Kn = 5 +

𝐸𝐸

≤ 0,38�𝑓𝑓𝑓𝑓

2 𝑥𝑥 50

Vn =

200.000

≤ 0,38�

290

9,80 ≤ 9,98……OK Penampang kompak Mnx = mpx Sehingga kuat lentur terhadap Mnx Mnx = Kg Sx Fy Mnx = 1 x 1,45 x 108 x 290 = 4,21x 1010 Nmm

5

2

=5+

5

2    2500      2400    2500   As ≥ 0,5.1.72000.(1 − 0,64)  −  2 2400   2500    1+     2400  

As ≥ 3.762 mm2

11 dipasang pengaku vertikal (h/ts) = (2400/10) As pengaku = 2400 mm x10 mm = 24.000 mm2 5.4.3 Rangka balok portal akhir Profil yang dipakai WF 250.250.11.11 A = 82,06 cm2 ix = 10,30 cm g = 64,4 kg/m iy = 5,98 cm Gaya tarik yang terjadi Nu =306,340 kN = 306.340 N Gaya tekan yang terjadi Nu = -335,914 kN = 335.914 N Dimensi batang bawah akibat gaya tarik : Lx = L= 1000 cm Ly = L/2 = 1000/2 = 500 cm -Kontrol kelangsingan sebagai batang tarik (LRFD 7.6.4) : 𝐿𝐿𝐿𝐿 1000 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 10,30 = 97,08 < 300 ……OK 𝜆𝜆𝜆𝜆 =

𝑦𝑦

𝐿𝐿𝐿𝐿 𝑖𝑖 𝑥𝑥

500

= 5,98 = 83,61 < 300 ……OK

-Kontrol kekuatan leleh ϕ Nn = ϕ x fy x Ag = 0,9 x 290 x 8206 mm2 = 2.141.766 N > Nu (306.340 N)….. OK -Kontrol kekuatan patah An = 8206 – (4 x x22 x 11) = 7238 mm2 𝑥𝑥 2,27 u = 1 − 𝐿𝐿 = 1 − 12 = 0,811 Ae = u An Ae = 0,811 x 7238 cm2 = 5.870 cm2 ϕ Nn = ϕ x fu x Ae = 0,9 x 500 x 5.870 = 2.641.500 N > Nu (306.340 N )….. OK Perhitungan berdasar batang tekan : -Kontrol penampang Plat sayap (RSNI T-03-2005 tabel 4) 𝑏𝑏 250 ≤ = 11,45 < 14,68…..OK 2 𝑡𝑡𝑡𝑡

1,43

1,43

ω = 1,6−0,67 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 1,6−0,67 𝑥𝑥 1,17 = 1,76 ϕ Nn = 0,85 𝐴𝐴𝐴𝐴

𝑓𝑓𝑓𝑓 𝜔𝜔

= 0, 85 𝑥𝑥 8206 𝑥𝑥

290

1,76

=

1.147.487 N ϕ Nn ≥ Nu 1.147.487 N ≥ 335.914 N …OK Jadi profil WF 250.250.11.11 bisa digunakan sebagai rangka balok portal akhir. 5.4.4 Batang Tarik Perhitungan berdasar batang tarik ; Gaya tarik yang terjadi Nu = 15.342 kN = 15.342.000 N Panjang tekuk Ly = Lx = 5,9375 m Ø baut rencana 20 mm Ø lubang 20 mm + 2 mm = 22 mm Profil 1000.750.30.40 ix = 424,48 mm A = 87.600 mm2 g = 687,66 kg/m iy = 179,24 mm -Kontrol kelangsingan sebagai batang tarik (LRFD 7.6.4) : 𝐿𝐿𝐿𝐿 5937,5 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 179,24 = 33,16 < 300 ……OK

𝜆𝜆𝜆𝜆 =

𝑦𝑦

𝐿𝐿𝐿𝐿 𝑖𝑖 𝑥𝑥

5937,5

= 424,48 = 13,98 < 300 ……OK

-Kontrol kekuatan leleh ϕ Nn = ϕ x fy x Ag = 0,9 x 290 x 87.600 = 22.863.600 N > Nu (15.342.000 N)……OK -Kontrol kekuatan patah An = 87.600– (12 x 22 x 30) = 79.680mm2 . 2,27 u = 1 − 𝐿𝐿 = 1 − 12 = 0,811 Ae = u An Ae = 0,811 x 79.680 cm2 = 64.620 mm2 ϕ Nn = ϕ x fu x Ae = 0,9 x 500 x 64.620 = 29.079.000 N > Nu (15.342.000 N)……OK

�𝑓𝑓𝑓𝑓

Plat badan Penampang kompak ℎ 665 ≤ = 17,85 < 39,05…..OK 𝑡𝑡𝑡𝑡

-Kontrol penampang terhadap panjang kelangsingan (SNI 03-1729-2002 psl 8.4) Badan : �𝑓𝑓𝑓𝑓 Iy’ = 1/12 x 40 x 7503 + 1/12 x 166 x 303 -Kontrol kelangsingan batang tekan (RSNI T-03= 1,406 x 109 + 0,373 x 106 2005 psl 6.2.1) = 1,407 x 109 mm4 𝐿𝐿𝐿𝐿 1000 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 10.30 = 97,08 < 140…OK A’ = (750 x 40) + (166 x 30) 𝑦𝑦 𝐿𝐿𝐿𝐿 500 A = 34.980 mm2 𝜆𝜆𝜆𝜆 > 𝜆𝜆𝜆𝜆 ….. 𝜆𝜆 = 𝜆𝜆𝜆𝜆 𝜆𝜆𝜆𝜆 = 𝑖𝑖 = 5.98 = 83,61 < 140...OK λc =

𝜆𝜆

𝜋𝜋

𝑥𝑥

𝑓𝑓𝑓𝑓

�

𝐸𝐸

=

97,08 𝜋𝜋

�

290

200.000

= 1,17

0,25 < λc < 1,2……terjadi tekuk inelastis

𝐼𝐼

1,407 𝑥𝑥 10 9

r1 = �𝐴𝐴 = � - λG ≤ λP

34.980

= 200,55 mm

12 𝐿𝐿

𝑟𝑟𝑟𝑟

𝐸𝐸

≤ 1,76�𝑓𝑓𝑓𝑓

5937

200.000

≤ 1,76�

200,55

BAB VI PERENCANAAN PERLETAKAN DAN SAMBUNGAN

290

6.1 ANALISA STRUKTUR

29,60 < 46,21…sehingga fcr = fy sehingga dipakai fcr=fy=290 Mpa

6.2 PERENCANAAN PERLETAKAN

•

Direncanakan perletakan baja - Mutu baja = BJ 50 - Mutu beton = f’c 35 Mpa 6.2.1 Perletakan tepi (sendi) Dari hasil analisa SAP 2000 didapatkan reaksi perletakan (tepi sendi) - H = 1.455 kN = 1.455.000 N - V= 11.341 kN = 11.341.000 N 1) Luas alas kursi / bantalan V 11.341.000 F= = = 324.028 mm2 35 σ 'b Ambil b = 500 mm

Sayap : λG ≤ λP 𝑏𝑏

2 𝑡𝑡𝑡𝑡

750

𝐸𝐸

≤ 0,38�𝑓𝑓𝑓𝑓

2 𝑥𝑥 40

200.000

≤ 0,38�

290

9,4 ≤ 9,98…… sehingga fcr = fy sehingga dipakai fcr=fy=290 Mpa -Menghitung besar Ix : Ix = 1,57 x 1010 mm4 Sx = 3,15 x 107 mm3 -Menghitung besar Iy Iy = 2,85 x 109 mm4 Sy = 7,5 x 106 mm3

2)

-Menentukan koefisen plat girder :

3)

𝑎𝑎𝑎𝑎

S1 = 0,5 x

ℎ

Kg =1- �1200 +300𝑎𝑎𝑎𝑎 � �𝑡𝑡𝑡𝑡 −

ar =

𝐴𝐴𝐴𝐴 𝐴𝐴𝐴𝐴

30 𝑥𝑥 980

= 40 𝑥𝑥 750 = 0,98 0,98

Tebal kursi dan bantalan

2550 �𝑓𝑓𝑓𝑓

980

Kg =1- �1200 +300 𝑥𝑥 0,98� � 30 −

� 2550

√290

3 xVxL = 209 mm bxσ baja

Ambil S1 = 300 mm Direncanakan tinggi kursi, h = 300 mm Tabel 6.1 Muller – Breslau

h S2

� = 1,07

W

0,2222 ah2S3 0,2251 ah2S3 0,2236 ah2S3 0,2315 ah2S3 300 Ambil h/S2 = 4 ≈ S2 = = 75 mm 4 Didapatkan W = 0,2251 a h2 S3 V b 500 Mmax = x = 11.341.000 x = 4 2 4 2 = 708.812.500 Nmm 708.812.500 W = M max = = 2.444.181 290 σ baja 3 4 5 6

Kg = 1 Sehingga kuat lentur terhadap Mnx Mnx = Kg Sx Fy Mnx = 1 x 3,15 x 107 x 290 = 9,135 x 109 Nmm Φ Mnx = 0,9 x 9,135 x 109 Nmm = 8.221 kNm Kontrol kekuatan momen arah x Φ Mnx > Mux 8.221 kNm > 766,28 kNm...OK Sehingga kuat lentur terhadap Mny Mny = Kg Sy Fy Mny = 1 x 7,5 x 106 x 290 = 2,175 x 109 Nmm Φ Mny = 0,9 x 2,175 x 109 Nmm = 1.957 kNm Kontrol kekuatan momen arah y Φ Mnxy > Muy 1.957 kNm > 384,66 kNm...OK Sehingga profil plat girder 1000.750.30.40 dapat dipakai sebagai batang tarik.

b aS3 4 4,2 4,6 5

mm3 a direncanakan 3 buah W = 0,2251 a h2 S3,maka S3=

w = 0, 2251ah 2

2.444.181 = 40,22 mm ≈ 50 mm 0,2251x3 x300 2

13 h 300 = = 50 mm 6 6 h 300 S5 = = = 75 mm 4 4 Perhitungan diameter engsel Didapatkan L = 750 mm V 11.341.000 r = 0,8 x = 0,8 x = 52,2 σ baja L 290 x750

S4 =

4)

mm d1 = 2.r = 2 x 52,2 = 104,4 mm diambil diameter = 150 mm d2 = d1 + (2 x 25) = 150 + (2 x 25) = 200 mm d2 = 50 mm 4

d3 =

3)

Garis tengah gelinding Direncanakan jari-jari gelinding (r1) = 35 mm 1 l= = 0,0143 2r1 p. γ² = 0,75.106 . r = 0,75.106. 11.269.000 x0,0143 N = 3.449.693.878 35 mm

0,75 x106 xP = Lxγ 2 0,75 x10 6 x11.261.000 750 x3.449.693.878 = 3,2 mm ≈ 10 mm d3 = d2 + (2x25) = 70 + (2x25) = 120 mm jadi dipasang 2 masing- masing diameter gelinding (d1) = 70 mm

d2 =

d1

d3

d2

S3

h

S3

S2

S3

S2

S4

h

S5

S1

L

b

L

Gambar 6.2 Perletakan Tepi ( SENDI) Gambar 6.3 perletakan tepi ( ROL) 6.2.2 Perletakan tepi (Rol) Dari hasil analisa SAP 2000 didapatkan reaksi perletakan (tepi rol) - V= 11.269 kN = 11.269.000 N 1)

Luas alas kursi / bantalan V 11.269.000 F= = = 321.971 mm2 35 σ 'b Ambil b = 500 mm

2)

Tebal kursi dan bantalan S1 = 0,5 x

3 xVxL = 209,1 mm bxσ baja

Ambil S1 = 300 mm

6.3 PERENCANAAN SAMBUNGAN 6. 3.1 Sambungan Gelagar memanjang – Gelagar melintang Alat sambung yang digunakan adalah baut mutu tinggi (HTB) yang perencanaannya berdasarkan AISC – LRFD. • Kekuatan geser baut (LRFD 13.2.2.1 ) • Kekuatan tumpu (LRFD 13.2.2.4 ) a) Kekuatan baut tipe a (plat siku pada gelagar memanjang) : Direncanakan baut tipe tumpu yang menerima beban Vu. • Kekuatan nominal 1 baut * Kuat geser : r1 = 0.4 (ada ulir pada bidang geser baut)

14 m = 2 (dua bidang geser) φRn = φf x r1 x fub x Ab x m = 0.75 x 0.4 x 825 x 201,062 x 2 = 99.525 N (menentukan) ** Kuat tumpu : φRn = φf x 2.4 db x tp x fu = 0.75 x 2.4 x 16 x 10 x 500 = 144.000 N dipilih φRn = 99.525 N Vu 379.940 = = 3,81 ≈ 4 Jumlah baut (n) = ϕRn 99.525 baut Syarat jarak baut berdasarkan segi pelaksanaan (Pasal 13.4 AISC, LRFD): (d = 16 cm) 3d ≤ S ≤ 15tp 1,5db ≤ S1 ≤ (4tp + 100) atau 200 mm 1,25db ≤ S2 ≤ 12tp atau 150 mm Jadi : 4,8 cm ≤ S ≤ 15 cm 2,4 cm ≤ S1 ≤ 14 cm 2 cm ≤ S2 ≤ 12 cm Jarak yang direncanakan : S1 = 10 cm , S2 = 5 cm b) Kekuatan baut tipe b (plat siku pada gelagar melintang) : Direncanakan baut tipe tumpu. • Kekuatan nominal 1 baut * Kuat geser : r1 = 0.4 (ada ulir pada bidang geser baut) m = 1 (satu bidang geser) φRn = φf x r1 x fub x Ab x m = 0.75 x 0.4 x 825 x 201,062 x 1 = 49.762 N (menentukan) ** Kuat tumpu : φRn = φf x 2.4 db x tp x fu = 0.75 x 2.4 x 16 x 18 x 500 = 259.200 N Dipilih φRn = 49.762 N Vu 379.940 = Jumlah baut(n) = = 7,63 ≈ 8 ϕRn 49.762 baut (2 sisi) c) Kekuatan siku penyambung : Luas geser (Anv) = (L – n.dp) t

= (400 – 4 x 18) 10 = 3.280 mm2 Kuat nominal JL (φPn) = 2 x φ (0 . 6fu x Anv) = 2 x 0.75 (0.6 x 500 x 3.280) = 1.476.000 N - Kontrol kekuatan siku penyambung Φ Pn ≥ Pu 1.476.000 N ≥ 379.940 N …….OK 6.3.3 Sambungan batang tarik dengan batang penggantung Kekuatan rencana 1 baut : a) Kuat tarik (Td) : φVn = φf x 0,75 x fub x Ab = 0,75 x 0,75 x 825 x 1.017,36 = 472.118 N (menentukan) b) Kuat tumpu (Rd) : φRn = φf x 2,4 db x tp x fu = 0,75 x 2,4 x 36 x 16 x 500 = 518.400 N dari 1) dan 2), dipilih φVn = 472.118 N Jumlah baut yang dibutuhkan : 1.056.420 - n= = 2,2 ≈ 4 baut 472.118 Sambungan las sudut : Panjang las → L = 200 mm Kekuatan batang : - Leleh : φ Ru = φ . fy . Ag = 0,9 x 290 x 16 x 200 = 835.200 N (menentukan) - Patah : 200 L = = 10 → μ = 0,751 w 20 Ae = 1 x 16 x 200 = 3200 mm2 φ Ru = φ . fu . Ae = 0,75 x 500 x 3200 = 1.200.000 N -

Kekuatan untuk tebal las 1 cm 83.520 fu =

2 x 40

= 1.044 kg/cm2

φ fn = φ . 0,6 . F70xx

= 0,75 x 0,6 x 70 x 70,3 x 1 = 2.214,45 kg Syarat : fu < φ fn → OK!! 1.044 fu teperlu = = = 0,47 cm φ fn 2.214,45

15 aperlu = aeff mks

0,47 = 0,67 cm 0,707 = 1,41

= 1,41 x

fu t2 Fexx

5000 70 x 70,3

x 1,6

15.342.000 = 30,46 ≈ 32 baut (pada 503.593 badan 16, sayap atas 8 dan sayap bawah 8) a. Sambungan Akibat Gaya Vu dan Mu • Akibat gaya geser D : D 168.000 = = 10.500 N Rv = 16 n • Akibat momen M : ∑ x 2 + y 2 = 8 (75 2 + 225 2 ) + 8 (75 2 + 225 2 )

- n =

= 2,29

cm tebal plat = 16 mm Untuk : 15 < t didapat : = 6 mm amin amaks = 16 – 1,6 = 14,4 mm aeff maks = 22,9 mm Jadi dipakai a = 0,67 mm ≈ 0,7 mm

(

)

Ry =

= 900.000 mm 2 M .x max 350.000.000 × 225 = 2 2 900.000 ∑ (x + y )

=

87.500 N 6.3.4 Sambungan segmental antar batang tarik

Rx =

M . y max ∑ x2 + y2

(

87.500 N R=

(R

v

)

+ R y ) + Rx 2

350.000.000 × 225 900.000

=

=

2

= (10.500 + 87.500) + 87.500 2 = 131.378 N < Vd = 503.593 N.............OK • Kekuatan plat penyambung web : a)Kuat nominal φNn = 2 x φ (0,6 fu x Anv) = 2 x 0,75 (0,6 x 500 x 39.250) = 17.662.500 N ≥ Nu = 15.342.000 N ...OK 2

Gambar 6.6 Detail sambungan antar girder Gelagar Batang tarik : Dimensi = 1000 x 750 x 30 x 40 mm Mutu BJ-50 : fy = 290 Mpa ; fu = 500 Mpa Baut Ø36 mm : fub = 825 Mpa Ab = 0.25 x π x 362 = 1.017,36 mm2 Pelat penyambung : tp = 25 mm  dipasang luar-dalam Mutu BJ-50 : fy = 290 Mpa ; fu = 500 Mpa a. Sambungan Akibat Gaya Tarik (Nu) Kekuatan rencana 1 baut : c) Kuat geser (Vd) : φVn = φf x r1 x fub x Ab x m = 0,75 x 0,4 x 825 x 1.017,36 x 2 = 503.593 N (menentukan) d) Kuat tumpu (Rd) : φRn = φf x 2,4 db x tp x fu = 0,75 x 2,4 x 36 x 25 x 500 = 810.00 N dari 1) dan 2), dipilih φVn = 503.593 N Jumlah baut yang dibutuhkan :

b) Akibat Vu Kuat nominal φVn = 2 x φ (0,6 fu x Anv) = 2 x 0,75 (0,6 x 500 x 39.250) = 17.662.500 N ≥ Vu = 168.000 N ...OK

6.3.5 Sambungan segmental antar busur

Kekuatan rencana 1 baut : a) Kuat geser (Vd) : r1 = 0,4 (ada ulir pada bidang geser baut) m = 2 (dua bidang geser) φVn = φf x r1 x fub x Ab x m = 0,75 x 0,4 x 825 x 1.017,36 x 2 = 503.593 N (menentukan) b) Kuat tumpu (Rd) : φRn = φf x 2,4 db x tp x fu = 0,75 x 2,4 x 36 x 30 x 500 = 972.000 N

16 dari 1) dan 2), dipilih φVn = 503.593 N a. Sambungan Akibat Gaya Tekan (Nu) Nu = 18.155.199 N Jumlah baut yang dibutuhkan : 18.155.939 = 36,05 ≈ 40 baut (pada - n = 503.593 badan 20, sayap atas 10 dan sayap bawah 10) b. Sambungan Akibat Gaya Momen (Mx) gaya lintang (Vu) Momen yang bekerja pada titik sambung : e = 500 mm Mu = D.e = 112.211 x 500 = 56.105.500 Nmm Mu yang bekerja pada sambungan : 56.105.500 Nmm + 1.711.697.000 Nmm = 1.767.802.500 Nmm Menentukan jumlah baut : Untuk baut samping ( web ) : 9

6Mux 6 x1,768 x10 = 150 x(0,7 x1,2 x631.170) µ .Vu = 11,5 = 20 baut (terpasang 20 baut pada badan)

nbaut =

Kekuatan Rencana Baut Sayap (Flens) -Menentukan jumlah baut : Mubadan

Badan = 20 baut Sayap bawah = 10 baut Sambungan kuat memikul beban. • Kekuatan plat penyambung flens : a) Akibat Nu Kuat nominal φPn = 2 x φ (0,6 fu x Anv) = 2 x 0,75 (0,6 x 500 x 3(650x30) = 26.325.000 N ≥ Nu = 18.155.939 N

Gambar 6.11 Detail sambungan segmental antar gelagar S v = 435.165 - n = φ Rn 97.143 = 4,47 baut ≈ 5 baut BAB VII STRUKTUR BAWAH JEMBATAN 7.1.

=

10

I badan 3,456 x10 xMutotal = x1.736.944.474 I box 1,81x1011

= 3,31 x 108 Nmm = MuTotal – Mubadan = 1,736 x 109 - 3,31 x

Musayap 108 Musayap = 1,405 x 108 Nmm

Gaya kopel sayap = Tu =

Mu syp d

=

1,405 x10 8 = 2500

56.200 N Untuk baut sayap: 56.200 Tu nbaut = = 0,08 = 1 baut = ϕVu 631.170 6Muy 6 x545.967.000 = µ.Vu 150 x(0,7 x1,2 x631.170) = 6,4 = 20 baut (sayap atas 10 sayap bawah

nbaut = 10)

Jumlah baut total akibat momen Mux dan Muy maka : Sayap atas = 10 baut

7.2.

Data Umum Nama jembatan Bentang jembatan Lebar jembatan Struktur atas baja • Struktur bawah • Zone gempa

• • • •

= Jembatan kota Brantas = 190 m = 10 m = Busur dinding penuh = Pondasi tiang pancang = Daerah gempa 3

Perhitungan Pada Abutment Abutment pada jembatan ini terlatak pada setiap bagian tepi jembatan, pada jembatan ini memiliki 2 abutment. Untuk perhitungan pada abutment ini, dipilih pada salah satu abutment saja yaitu pada sebelah sisi tumpuan sendi. 7.3. Pembebanan a. Beban mati (RD) Dari Hasil SAP 2000 dengan menggunakan kombinasi beban-beban mati, didapatkan joint reaction : P = 16.052 kN b. Beban hidup (RL) Dari Hasil SAP 2000 dengan menggunakan kombinasi beban-beban HIDUP, didapatkan joint reaction : P = 6.184 kN

17 I melintang = Io + Ad2

c. Beban angin Letak Jembatan > 5 km Beban tranversal akibat angin = 498 kN d. Beban gesekan Beban gesekan pada tumpuan bergerak (Beban horisontal Longitudinal pada perletakan) misal : akibat pemuaian,penyusutan, gaya gempa HL = 0,15 x ( RD + RL ) = 0,15 x (16.052 + 6.184) = 3.335,4 kN e. Beban rem Beban rem ( Tr ) berdasarkan BMS 1992 adalah 500 kN Reaksi perletakan akibat pengereman adalah Rm = 0,5 x Tr x KUTD = 0,5 x 500 x 2 = 500 kN f. Beban gempa Koefisien geser gempa ”C” Dimensi abutment dengan lebar 11 m WTP = Beban Mati + Berat Abutment = 16.052 + (5,3675 x 11 x 24) = 17.469 kN E = 4700 fc' = 4700 35 = 27805,58 MPa = 2,78 x 107 kN/m2 Koordinat titik berat abutment (2,53 ; 1,27) 

1 2 3 4

b h A m m m2 0,15 0,15 0,0225 0,3 1,05 0,315 1,4 1,45 2,03 5 1,2 3 Total 5,3675

=

T

= 2π

Io d m4 m 0,0000422 2,66 0,0289 2,02 0,3557 0,7 0,7200 0,63

I' m4 0,159 1,314 1,350 1,911 4,735

= L3 = 296.693 kN/m W

TP

= 2π

g Kp

113

17.469 9,8 × 296.693

= 0,486 detik dari grafik zona gempa 3 tanah sedang didapatkan harga C = 0,16 detik TEQ = C x S x I x Wt Dimana : C = Koefisien geser dasar gempa S = Faktor type bangunan = 1 (tipe A) I = Faktor kepentingan = 1,0 TEQ (x) = 0,16 x 1 x 1 x 17.469 = 1.795 kN 

Arah melintang

b m 11 11 11 11 Total

h m 0,15 1,05 1,45 1,2

A m2 1,65 11,55 15,95 6,6 35,75

3EI

Kp

=

T

= 2π

=

Io m4 0,0030938 1,0612 2,7946 1,5840

d m 2,66 2,02 0,7 0,63

I' m4 11,678 48,190 10,610 4,204 74,681

3 × 2,78 × 10 7 × 74,681 113

L3 = 4.679.486 kN/m W

TP

g Kp

= 2π

17.469 9,8 × 4.679.486

= 0,122 detik dari grafik zona gempa 3 tanah sedang didapatkan harga C = 0,18 detik TEQ = C x S x I x Wt Dimana : C = Koefisien geser dasar gempa S = Faktor type bangunan = 1 (tipe A) I = Faktor kepentingan = 1,0 TEQ (y) = 0,18 x 1 x 1 x 17.469 = 3.144 kN Pembebanan struktur bawah Abutment Gambar 9.2 Struktur Bangunan Bawah

a. Tegangan tanah Dari data tanah didapatkan : θ = 280 γ tanah = 17 kN/m3 ; γ sat

= 19,1 kN/m3 ;

γ'

= γ sat – γ

c = 0,15

w

= 19,1 – 10,0 = 9 kN/m3

3 × 2,78 × 10 7 × 4,735

3EI

Kp

1 2 3 4

7.4 7.4.1.

Arah memanjang I memanjang = Io + Ad2 No

No

• Koefisien tekanan tanah aktif menggunakan persamaan : Ka = tan2 ( 450 – φ/2) Ka = tan2 (450 – 28/2) = 0,36 Beban lalu – lintas eqivalent dengan beban tanah urugan setebal 0,6 meter qV = γ tanah x z qV = 17 x 0,6 =10,2 kN • Gaya tekanan tanah aktif per satuan lebar dinding Ea = Luas diagram tekanan tanah aktif = σ x hi hai

Akibat beban lalu – lintas untuk tanah dibawahnya : Pa1 = qv x Ka x Htot

18 = 10,2 x 0,36 x (4 + 0,6) = 16,89 kN/m Akibat urugan tanah Ea2 = 1/2 x γ tanah x Ka x H1 x H1 = 1/2 x 17 x 0,36 x 4 x 4 = 48,96 kN/m ΣPa = Pa1 + Pa2 = 65,85 kN/m

 sin(28 + 0) × sin(28 − 8,531 − 0)  = 1 +  Cos(0 + 0 + 8,531) × Cos(0 − 0)   = 1,954 Maka :

Kag =

= 1,51 m → dari titik O Momen guling pada titik O (dasar abutment) : Mg = (Pa1 x 0,5h) + (Pa2 x (1/3h1) = (16,89 x 2) + (48,96 x 1,33) = 98,90 kN x 11 m

b h A g w m m m2 kN/m³ kN 1 0,15 0,15 0,023 24 0,54 2 0,3 1,05 0,315 24 7,56 3 1,4 1,45 2,030 24 48,72 4 5 1,2 3,000 24 72 5 0,15 1,95 0,146 17 2,48625 6 1,8 1,8 1,620 17 27,54 7 0,6 1,95 0,585 17 9,945 Total Momen Penahan 168,79 No

Σ

Momen Penahan

=

Berikut adalah hasil rangkuman gaya yang terjadi pada abutment (terhadap titik O):

Xo (m) Mo (kNm) 2,975 3,05 2,5 2,5 4,03 4,1 4,03

1,6065 23,058 121,8 180 10,01959 112,914 40,07835 489,476

489,476 x 5384,24 kNm

11

b. Beban Tekanan Tanah Akibat Gempa Cos 2 (φ − θ − β ) Kag = μ . Cos θ . Cos 2 β . Cos(δ + β + θ ) Dimana : Kag = Koefisien tekanan aktif dinamik β = Kemiringan tepi belakang tembok diukur terhadap vertikal = 0 Kh = Koefisien gempa horisontal = 0,15 Kv = Koefisien gempa vertikal = 0,1 θ = Koefisien gempa → ( θ = arc tg Kh ) = 8,5310 δ = Sudut geser rencana tembok dengan tanah = 00 φ = Sudut geser dalam tanah = 280 α = Kemiringan urugan = 0

µ

Cos 2 (28 − 8,531 − 0 )

1,954 × Cos 8,531 × Cos 2 0 × Cos(0 + 0 + 8,531) = 0,465 Tag = 0,5 x γt x Htimb2 (1 – Kv) x Kag = 0,5 x 17 x 42 (1 – 0,1) x 0,465 = 56,942 kN/m Tanah menekan selebar 11 m Tag = 56,942 x 11 = 626,359 kN Titik tangkap gempa = 1,51 m dari O maka My = 626,359 x 1,51 = 945,80 kNm

65,85

Tabel 7.1 Perhitungan Berat Abutment & Momen per meter

Cos 2 (φ − θ − β )

μ × Cos θ × Cos 2 β × Cos(δ + β + θ )

=

Abutment selebar 11 m, maka : ΣPa = 65,85 x 11 = 724,35 kN Letak resultan gaya tekanan tanah dari O : (16,89 x 2) + (48,96 x 1,33) z =

2

 sin(φ + δ) × sin(φ − θ − α)  = 1 +  Cos(δ + β + θ) × Cos(β − α)  

2

7.5 Kombinasi pembebanan Kombinasi pembebanan yang lazim terjadi terjadi menurut BMS 1992 Tabel 2.20 adalah sebagai berikut : Tabel 7.3 Kombinasi Pembebanan No 1 a b c 2 a b c d e 3 a b c

Beban Beban Mati Berat sendiri Beban Mati Tambahan Tek. Tanah Transien UDL + KEL Rem Pejalan Kaki Angin Gesekan Beban Lain Gempa Tek Tanah krn Gempa Beban Pelaksanaan

1

Kombinasi Beban 2 3 4 5

6

x x x

x x x

x x x

x x x

x x x

x x x

x x o o

o o x o

o o o o

o o x o

o -

o o

-

-

-

-

x x -

x

Ket : x = Beban yang selalu aktif o = Beban yang boleh dikombinasikan dengan beban Aktif (x) atau seperti ditunjukkan dalam kombinasi berikut : 1 = Semua beban 'X" + beban 'o' (salah satu) atau 2 = (1) + 0.7 beban o 3 = (1) + 0.5 beban 'o'+ beban 0.5 'o'

19 Maka kombinasi pembebanan yang mungkin terjadi adalah sebagai berikut : -Kombinasi I terdiri dari : Beban Mati + (UDL+KEL) + Rem + 0,5 Angin + 0,5 Gesekan Tabel 7.4 Kombinasi I No 1 a b c 2 a b c d

Beban

V kN

Beban Mati Jembatan 16.052 Abutmen 1856,69 Tek. Tanah Transien UDL + KEL 6184 Rem Angin Gesekan Total 24.093

Hx kN

Hy Mx My kN (kNm) (kNm)

1094

724,35

660

249 1667,7 2.892

249

660

No 1 a b c 2 a b c d

Beban

V kN

Beban Mati Jembatan 16.052 Abutmen 1856,69 Tek. Tanah Transien UDL + KEL 3092 Rem Angin Gesekan Total 21.001

Hx kN

Hy kN

Mx My (kNm) (kNm)

1094

724,35

663

250 1320

498 1667,7 2.642

498

1.320

4419 6.176

-Kombinasi V terdiri dari : Beban Mati + 0,7 (UDL+KEL) +Gempa + Tek. Tanah krn Gempa

1325

500

Tabel 7.7 Kombinasi IV

4419 6.838

-Kombinasi II terdiri dari : Beban Mati + 0,5 (UDL+KEL) +0,5 Rem + Pejalan Kaki + 0,5 Gesekan

Tabel 7.8 Kombinasi V Tabel 7.5 Kombinasi II No 1 a b c 2 a b c d

Beban

V kN

Hx kN

No Hy kN

Beban Mati Jembatan 16.052 Abutmen 1856,69 Tek. Tanah 724,35 Transien UDL + KEL 3092 Rem 250 Pejalan Kaki 380 Gesekan 833,775 Total 21.381 1.808

Mx My (kNm) (kNm)

1094

663 0 -

-

2210 3.966

-Kombinasi III terdiri dari : Beban Mati + 0,5 (UDL+KEL) +0,5 Rem + O,5 Angin + 0,5 Gesekan Tabel 7.6 Kombinasi III No 1 a b c 2 a b c d

Beban

V kN

Beban Mati Jembatan 16.052 Abutmen 1856,69 Tek. Tanah Transien UDL + KEL 3092 Rem Angin Gesekan Total 21.001

Hx kN

Hy kN

Mx My (kNm) (kNm)

1094

724,35

663

250 249 1667,7 2.642

249

660 660

4419 6.176

-Kombinasi IV terdiri dari : Beban Mati + 0,5 (UDL+KEL) +0,5 Rem + Angin + 0,5 Gesekan

1 a b c 2 a 3 a b c

Beban

V kN

Beban Mati Jembatan 16.052 Abutmen 1856,69 Tek. Tanah Transien UDL + KEL 2164,4 Gempa Eq Jembatan Tek Tanah krn Gempa Eq Abutmen Total 20.073

Hx kN

Hy kN

Mx (kNm)

My (kNm)

1094

724,35

880,38 104,02 945,8 1.795 3144 4.346 3.248

2333 2272 4.605

276 1428 3980 6.778

-Kombinasi VI terdiri dari : Beban Mati + O,5 Angin + 0,5 Gesekan + Beban Pelaksanaan Tabel 7.9 Kombinasi VI No 1 a b c 2 a b 3 a

Beban

V kN

Hx kN

Beban Mati Jembatan 16.052 Abutmen 1856,69 Tek. Tanah 724,35 Transien Angin Gesekan 1667,7 Lain Beban Pelaksa 1900 Total 19.809 2.392

Hy kN

Mx (kNm)

My (kNm)

1094 498

1320 4419

498

1.320

5.513

Didapat kombinasi pembebanan terbesar yaitu kombinasi I

20

No 1 a b c 2 a b c d

V Hx Hy Mx My

Beban

V kN

Hx kN

Beban Mati Jembatan 16.052 Abutmen 1856,69 Tek. Tanah Transien UDL + KEL 6184 Rem Angin Gesekan Total 24.093

= = = = =

24.093 2.892 249 660 6.838

1094

724,35

1325

500 249 1667,7 2.892

249

660 660

4419 6.838

kN kN kN kNm kNm

7.6. Kontrol Stabilitas Abutment a. Kontrol terhadap daya dukung Σ Momen = 13.891 kNm Σ Wtotal

= 20.073

qL 168,92 = σt 119 = 0,849 < 3 → Not OK ..... (Pakai tiang pancang)

SF

Hy Mx My kN (kNm) (kNm)

Kn

7.7 Perhitungan Daya Dukung Tiang Kelompok Untuk menghitung daya dukung tiang kelompok direncanakan konfigurasi dan koefisien efisiensinya. Perumusan untuk mencari daya dukung tiang kelompok adalah sebagai berikut : QL (group) = QL (1 tiang) x n x η • Direncanakan pondasi tiang pancang Ø 60 cm dengan konfigurasi 4 x 6. Jarak antar tiang (S) = 1,6 m. Daya dukung tanah untuk 1 tiang yang digunakan adalah daya dukung tanah S – 1 Syarat : Syarat S (jarak antara tiang pancang) : 2,5 D ≤ S ≤ 3D 2,5 x 0,5 ≤ S ≤ 3 x 0,5 1,25 m ≤ S ≤ 1,5 m dan syarat S1 (jarak tiang pancang – tepi) : 1,5 D ≤ S ≤ 2D 1,5 x 0,5 ≤ S ≤ 2 x 0,5 0,75 m ≤ S ≤ 1,0 m Dipakai jarak S = 1,5 m dan jarak S1 = 1.00 Koefisien efisiensi menggunakan perumusan dari Converse-Labarre :

Tegangan tanah : 6838 24.093 V M0 = σt = + + A M 1/6 x 5 x 11 11x5 = 438,05 + 745,96 kN/m2 = 1.184 kN/m2 = 119 ton/m2

= 1−θ 

η

=

 (8 − 1) × 3 + (3 − 1) × 8   1,5  90 × 3 × 8 

= 0,684 7.9 Perhitungan daya dukung BH-1 Metode yang digunakan adalah metode dari WIKA

= 28 0 = 0,15 = 58,16 %

:

Untuk ∅ = 28 0 didapat : Nc = 25,8 ; Nγ = 16,72 ; Nq = 14,72 (dari Caquet & Kriesel) B B B qL = [(1 – 0,2 ) γ’ Nγ ] + [(1 + 0,2 ) c .Nc] + L 2 L [γ’ .D .Nq] = [(1 – 0,2

 (n − 1)m + (m − 1)n   90mn 

η

1 − arc tg 0,5

Cek daya dukung tanah : Lapisan tanah di dasar pondasi pada kedalaman – 4 m Pasir abu abu γ = 17 kN/m3 = 1,7 ton/m3 ∅ C ωc

=

5 5 )x x 1,7 x 16,72] + [(1 + 11 2

5 ) 0,15 x 25,8] + [1,7 x 4 x 14,72] 0,2 11 = 64,6 + 4,22 + 100,10 = 168,92 t/m2

PIjin =

 N × As   1   × 40 × N × Ab +   SF  5  

Sehingga Ø Tp = 0,5 m Np = 51 N = (51+33+25+19+17+3+2) / 7 = 21,42 Ap = 0,25 x π x d2 = 0,25 x 3,14 x 0,52 = 0,19625 As

1  21,42 × 18,84    40 × 51× 0,19625 +    5 2   = 0,5(400,35 + 80,71) = 240,53 ton = 2.359

Pijin = Pijin kN

m2 = 1,57 x 12 m = 18,84

21 -Kontrol tekan tiang pancang : Pall Pijin × η 2.359 x 0,684 1.614 kN

≥ ≥ ≥ ≥

PU 1.335,8 kN 1.335,8 kN 1.335,8 kN....OK

Kontrol tarik (cabut tiang pancang) :

1  21,42 × 18,84  Pijin =   = 40,35ton = 403kN 2 5  Kontrol cabut tidak diperlukan karena tiang pancang semua terkena beban tekan (+).

= 1002 mm 0,85 x fc' x β1 600 ρbalance = x fy 600 + fy =

0,85 × 35 × 0,81

410

x

600 600 + 410

= 0,035 = 0,75 x ρbalance ..... SNI 03 - 2847 - 2002 ρmax Ps. 12.3.3 = 0,0262 ρmin = 0,0025

7.10.1 Kontrol terhadap gaya aksial Untuk Ø 50 cm kelas C pada Wika Piles Classification gaya aksial tidak boleh melebihi 169 ton. Pv = 134 ton < Pijin = 169 ton...... OK 7.10.2 Kontrol terhadap gaya lateral Daya dukung mendatar dihitung dengan perumusan cara Broms : Kp =  1 + sinφ 

 1 + sin28   1,469  =   = 2,769 =  1 - sin φ   1 - sin 28   0,531  My 340 L1= = = 118 m 1 1 ( Kp.DWs ) 3 (2,769 x0,5 x17) 3 > L termasuk tiang pendek (L1 > L) Dari Gambar 8.10

Ql Kp.D 3Ws

200 = QL

= 200 x 2,769 x 0,53 x 17 = 2.033,55 kN

Qu =

Ql 2.033,55 =677,85 kN = SF 3 H 2.892 = Qu.EI 677,851x1,999 = 2,13 < 24 (terpasang 24 tiang) .......OK

ntiang =

7.11 Perencanaan Tulangan Abutment Pilecap 7.11.1 Penulangan pilecap Mu = n(Ptiang pancang x 1,50) – (1/2 Q X2) = 8(1301 x 1,5)-(1/2 374,4 2,52) = 15.612 – 1170 kNm = 14.442 kNm = 14.442.000.000 Nmm • Tebal plat = 1,2 m • Diameter tul utama = 32 mm • Diameter tul memanjang = 32 mm • Selimut beton = 150 mm d = t – selimut beton – 0,5 φutama – φmemanjang

Dan

P Gambar 7.4. Asumsi Perencanaan Penulangan Pilecap a. Syarat : ρmin < ρperlu < ρmax Pakai ρperlu = 0,0033 b. Luas Tulangan As perlu = ρ x b x d = 0,0033 x 1000 x 1002 = 3.246,93 mm2 Digunakan tulangan φ 32 – 200 mm (As = 4019 mm2) Untuk tulangan memanjang : Dipasang tulangan susut dengan ketentuan dari SNI 03-2847-2002 Psl 9.12 A min = 0,0020 A bruto plat A min = 0,0020 x 1000 x 1200 A min = 2400 mm2 Digunakan tulangan φ 32 – 250 mm (As = 3.215,36 mm2 ) c. Kontrol geser poer -Gaya geser yang terjadi akibat kolom abutmen : Vu = Vu kolom – 8 Jumlah reaksi tiang dibawah kolom = 24.093 – 8.031 kN = 16.062. kN Bo = 2 (0,5d + b tiang + 0,5d) = 2 (0,5 1200 + 1400 + 0,5 1200) = 5.200 mm Lo = 2 (0,5d + L tiang + 0,5d) = 2 (0,5 1200 + 11000 + 0,5 1200) = 24.400 mm Kekuatan beton :

22 φ Vc = 0,6 x 1

6

fc' bo d

35 × 29600 × 1002 6 = 17.546.619 N > Vu (tidak perlu tulangan

= 0,6 x 1

geser) 7.11.2 Penulangan dinding abutment Berdasarkan kombinasi pembebanan I yaitu : V = 24.093 kN My = 6.838 kNm Direncanakan sebagai tembok beton bertulang, karena memikul kombinasi beban vertical dalam bidang dan horizontal tegak lurus bidang. (BMS, BDM pasal 5.7) K cRc Nu Lw.tw

= 0,6 x 24.093.000 N2 = 1,31 11000 x1004mm

K cRc Mu

=

Lw.tw

2

0,6 x6.838.000.000 Nmm = 0,37 11000 x1004 2

Di mana, Lw = panjang pilar tw = ketebalan dinding setelah dikurangi oleh penulangan yang ada

b. Profil gelagar memanjang = WF 450.200.9.14 c. Profil gelagar melintang = WF 900.300.18.34 d. Profil batang penggantung = WF 400.200.7.11 e. Profil ikatan angin atas = WF 250.250.11.11 f. Profil ikatan angin bawah = WF 200.200.8.12 g. Profil batang tarik plat girder berbentuk I (WF) dengan ukuran 1000.750.30.40. h. Profil busur utama plat girder dinding penuh berbentuk I (WF) dengan ukuran 2500.980.30.50 4. Mutu beton yang dipakai dalam jembatan ini semua menggunakan fc’ 35 Mpa. 5. Pondasi yang dipergunakan adalah jenis pondasi dalam tiang pancang yang ditanam sedalam 16 m dibawah permukaan tanah asli dengan diameter 50 cm. 7.5. Saran Penggambaran membutuhkan ketelitian dalam ukuran profil yang digambar, karena perbedaan ukuran dalam gambar AutoCAD dapat terlihat secara jelas, ketika fungsi dimensi automatis digunakan.

ρw = perbandingan tulangan pada dinding Dari gambar 5.20(b) BMS, BDM diperoleh ρw = 0,01 As perlu = ρ . Lw . tw = 0.01 × 11000 × 1004 = 110.440 mm2 Untuk tiap sisi = 55.220 mm2 Jadi tulangan yang dibutuhkan, D 32- 150 mm (58.948 mm2)

DAFTAR PUSTAKA • •

Tulangan pembagi = 20% × 55.220 mm2 = 11.044 mm2

•

Dipakai D25– 100 (As = 12.265 mm2).

•

BAB VIII PENUTUP 7.4. Kesimpulan Dari hasil perhitungan dan analisa yang telah dilakukan maka dapat diambil beberapa kesimpulan : 1. Perhitungan struktur sekunder dapat dikerjakan menggunakan program bantu SAP 2000. 2. Analisa untuk struktur jembatan banyak kontrol yang menentukan penggunaan elemen, terutama kontrol terhadap lendutan. 3. Dimensi untuk bagian jembatan dapat direkap sebagai berikut : a. Tebal plat lantai kendaraan = 20 cm

• • • •

Bridge Management System. Peraturan Perencanaan Teknik Jembatan. BMS 1992. Departemen PU Bina Marga. Brockenbrough, Roger dan Merritt, Frederick .1999. Structural Steel Designer’s Handbook, 3rd edition, McGraw-Hill Professional. Chatterjee, Sukhen. 2003. The Design of Design Modern Steel Bridge. Malden : Blackwell Ltd. Chen, Wai-Fah and Lian Duan, 2000, Bridge Engineering Handbook. Boca Raton : CRC Press. Lally, A and W. A Milek. 1969. Bridge Contruction Design. New York : AISC Engineering Journal. Liu, Zhong. 2002, Analityc Model of LongSpan Self-Shored Arch Bridge. Journal of Bridge Engineering. Struyk, H. J dan K.H.C.W van der Veen. 1995. Jembatan. Diterjemahkan oleh Soemargono. Jakarta : Pradnya Paramita. Teng, C. Wayne.1980. Foundation Design. New Delhi .Prentice-Hall of India,