Analisa Perbandingan Hammer Pada Perhitungan Proses...

download Analisa Perbandingan Hammer Pada Perhitungan Proses ...digilib.its.ac.id/public/ITS-paper-20055-4307100066-Paper.pdf · Secara umum daya dukung ujung tiang pancang maupun tiang bor

If you can't read please download the document

Transcript of Analisa Perbandingan Hammer Pada Perhitungan Proses...

  • 1

    Analisa Perbandingan Hammer Pada Perhitungan Proses Pemancangan Tiang Pancang Pada Anjungan

    Lepas Pantai Zora Jacket Platform

    Moch. Khusnul Yakin (1)

    , Ir. Handayanu M.Sc., Ph.D. (2)

    , Dr. Eng. Kriyo Sambodho ST, M.Eng(2)

    (1) Mahasiswa Jurusan Teknk Kelutan

    (2) Staf Pengajar Jurusan Teknk Kelutan

    ABSTRAK

    Desain tiang pancang yang modern adalah sebuah proses interaktif yang melibatkan pertimbangan struktural, geoteknik dan

    constructability. Pile Drivability mengacu pada kemampuan dari tiang pancang yang aman (tanpa kerusakan) dan ekonomis

    (menggunakan alat-alat konstruksi yang tepat, pemilihan hammer yang tepat untuk mencapai kedalaman penetrasi sesuai design dan

    blowcount yang tidak berlebihan) sehingga dapat mendukung bearing capacity yang dibutuhkan. Tugas Akhir ini bertujuan untuk

    menngetahui daya dukung tanah statis dan saat pemancangan, selain itu untuk menemukan jenis peralatan yang tepat agar saat

    pemancangan tidak terjadi overstress dan pile refusal. Dalam Tugas Akhir ini dilakukan analisa pile drivability menggunakan

    GRLWEAP2005 terhadap 4 jenis hammer yaitu MENCK MRBS 1502, MENCK MRBS 3000, MENCK MRBS 4600, dan MENCK

    MRBS 6000 pada kondisi plugged dan coring dengan faktor shaft 1, 0,9, 0,8 dan 0,7. Dari hasil analisa diketahui nilai daya dukung

    tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN, sedangkan pada kondisi

    coring adalah 9297.1 kN. Untuk nilai daya dukung saat pemancangan pada kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 untuk

    kondisi plugged adalah 4652.899 kN, sedangkan pada kondisi coring adalah 4500.578 kN. Hammer yang tidak menyebabkan tiang

    pancang mengalami keruskan ataupun tidak mengalami pile refusal yaitu hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dan MENCK

    MRBS 4600. Peralatan yang efisien dipilih berdasarkan 2 parameter yaitu parameter biaya dan waktu. Untuk parameter waktu

    direkomendasikan mengunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 4600 dengan selisih 49 menit lebih cepat untuk setiap

    pemancangan satu tiang pancang. Dengan total waktu tunggu 900 menit dan akan dipasang empat tiang pancang maka diperkirakan

    total waktu yang dibutuhkan paling lama 3844 menit atau 64.067 jam. Sedangkan untuk parameter biaya direkomendasikan untuk

    menggunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dengan rated energy yang lebih rendah dengan asumsi biaya sewa hammer

    diasumsikan berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada hammer dan dihitung setiap 24 jam.

    Kata Kunci : Pile Drivability, Daya Dukung Tanah, Pile Refusal, Overstress

    1. Pendahuluan

    Desain tiang pancang yang modern adalah sebuah proses

    interaktif yang melibatkan pertimbangan struktural, geoteknik

    dan constructability. Pile drivability mengacu pada kemampuan

    dari tiang pancang yang aman (tanpa kerusakan) dan ekonomis

    (menggunakan alat-alat konstruksi yang tepat dan blow count

    yang tidak berlebihan) sehingga dapat mendukung bearing

    capacity yang dibutuhkan dan meminimalkan kedalaman

    penetrasi (Hussein, 2006).

    Keandalan dari metode dinamis untuk menentukan kapasitas

    tiang pancang sangatlah penting. Metode dinamis dibutuhkan

    keakuratan dan keandalan dalam penentuan kapasitas tiang

    pancang karena sangat berpengaruh dalam desain, konstruksi,

    serta biaya pada pondasi dalam (deep foundations).

    Perkembangan terbaru dalam pengestimasian dari kapasitas

    pembebanan (load capacity) pada tiang pancang dengan metode

    dinamis telah dihasilkan dengan menggunakan wave equation

    (Benamar, 2000). Analisa menggunakan persamaan gelombang

    biasanya digunakan untuk pemilihan/persetujuan pada peralatan

    yang akan digunakan saat instalasi tiang pancang (sebagai

    contoh: komponen-komponen hammer, bantalan hammer,

    driving head, dan pile cushion) dan memastikan tegangan pada

    saat dilakukan instalasi tidak melebihi kekuatan dari material

    tiang pancang.

    Proses instalasi atau pemancangan tiang pancang pada

    lepas pantai lebih sulit dan membutuhkan biaya yang lebih besar

    dibandingkan dengan proses pemancangan di darat. Hal ini

    disebabkan oleh lokasi yang berada di tengah laut. Oleh

    karenanya, untuk mendapatkan biaya instalasi atau pemancangan

    tiang pancang yang optimum, diperlukan perencanaan yang

    matang dalam melakukan pemilihan hammer dan ketersediaan

    tiang pancang (almanda, 2008).

    Dalam melakukan perencanaan untuk pemilihan hammer

    ataupun tiang pancang, terdapat dua hal yang perlu diperhatikan,

    yaitu:

    1. Kapasitas Daya Dukung Tanah pada saat Pemancangan

    Sebagai pondasi, tiang pancang memiliki daya dukung yang

    berfungsi untuk menahan beban yang diberikan. Tetapi daya

    dukung yang dimiliki pada saat pemancangan akan berbeda

    dengan daya dukung pada saat tiang sudah tertanam (kondisi

    statis). Pada saat pemancangan daya dukung dapat menjadi lebih

    kecil ataupun lebih besar dibandingkan dengan daya dukung

    pada saat statis. Oleh karenanya perlu dilakukan tinjauan

    kapasitas daya dukung pada saat pemancangan.

  • 2

    2. Kinerja Hammer

    Kinerja hammer dipresentasikan sebagai jumlah pukulan yang

    dibutuhkan oleh hammer untuk mempenetrasikan tiang ke dalam

    tanah sedalam satu satuan panjang (set/blow). Nilai ini

    diperlukan agar dapat memenuhi kapasitas daya dukung yang

    diinginkan.

    Dalam tugas akhir ini digunakan software GRL WEAP,

    software komersial yang umum dipakai di perusahaan konsultan

    engineering. Obyek studi yang digunakan adalah ZORA

    Platform yang di operasikan oleh Crescent Petroleum Sharjah

    Inc. di perairan UEA Dubai. Bangunan ini masih dalam masa

    konstruksi saat tugas akhir ini dikerjakan. Platfrom yang berjenis

    tetrapod (empat kaki) ini berfungsi sebagai production platform.

    'ZORA Platform terletak pada koordinat sesuai pada Gambar 1:

    Gambar 1 Diagram Lokasi ZORA Platform (Design Basis

    ZORA Platform)

    \ Tujuan tugas akhir ini antara lain untuk mengetahui daya dukung tanah pada lokasi instalasi Zora Platform pada kondisi

    statis dan saat pemancangan. Selain itu untuk menentukan

    hammer yang sesuai untuk instalasi tiang pancang agar tidak

    terjadi kerusakan saat instalasi tiang pancang tidak mengalami

    pile refusal imenentukan peralatan yang efisien pada instalasi

    tiang pancang Zora Platform.

    2. Dasar Teori

    Jacket platform yang dipasang diseluruh dunia digunakan

    untuk berbagai jenis tujuan, salah satunya adalah untuk

    memproduksi petroleum dan gas, bantuan navigasi dan stasiun

    monitor cuaca. Karena letaknya yang berada ditengah laut, maka

    struktur tersebut didesain dan dibangun untuk mampu menahan

    beban lingkungan pada perairan dalam terbuka dan mampu

    memberikan lingkungan yang kerja yang aman dan stabil baik

    pada pekerja maupun pada mesin. Kebanyakan struktur-struktur

    tersebut didukung dengan pondasi tiang pancang (Hussein,

    1989).

    2.1 Proses Instalasi Tiang pancang

    Proses instalasi pondasi tiang pancang dapat dilakukan dengan

    mengikuti prosedur sebagai berikut:

    Bagian-bagian tiang pancang (bagian utama, bagian tambahan) diangkut menggunakan cargo barge ke lokasi

    instalasi dan dipindahkan ke installation vessel deck dimana

    bagian utama tiang pancang akan diangkat dengan

    menggunakan internal lifting clamp dan dimasukkan ke

    dalam kaki jacket.

    Sebuah external clamp yang biasa disebut bear cage (bagian yang menahan antara kedua bagian tiang pancang selama

    proses pengelasan) dipasang diatas bagian utama dari tiang

    pancang untuk menerima bagian tambahan tiang pancang

    yang pertama selanjutnya keduanya diangkat dan

    digabungkan kemudian di las dengan proses yang berurutan.

    Integritas las diperiksa menggunakan Ultrasonic Test (UT).

    Setelah proses pengelasan antara bagian utama tiang pancang dan bagian tambahan tiang pancang pertama selesai

    serta bear cage dilepaskan, tiang pancang dimasukkan

    kedalam tanah sesuai dengan kedalaman penetrasi yang

    ditentukan.

    Prosedur instalasi yang sama untuk setiap bagian tambahan tiang pancang sampai didapatkan kedalaman penetrasi yang

    didesain atau terjadi penolakan

    2.2 Steam Hammer

    Sesuai dengan sumber yang digunakan (Brochure Steam

    Hammer oleh Menck) steam hammer memiliki karakteristik

    sebagai berikut:

    Jenis hammer ini hanya dapat digunakan diatas air untuk memancang tiang pancang dengan kemiringan tertentu (10

    maximum reasonable value).

    Retangan efisiensi dari steam hammer sekitar 0.60% dan 0.85%. Energy pukulan dapat divariasikan dari 25% sampai

    100% dari nilai nominal modifying stroke.

    Parameter pile driving (jumlah blow count per meter, energi pukulan, kedalaman penetrasi, dll) tidak dapat direkam

    secara digital sehingga harus dicatat secara manual (Pile

    Driving Record).

    Terhindar dari kerusakan landasan (rebound effect) jenis hammer ini sudah disediakan cushion (contoh material

    cushion adalah Bonggosi-wood/hard wood)

    2.3 Permodelan Wave Equation

    Sistem permodelan terdiri dari striker plate, hammer

    cushion, helmet, dan untuk concrete pile digunakan pile cushion.

    Sistem permodelan ini dimodelkan dengan dua nonlinear spring

    dan masa. Spring untuk hammer cushion dimodelkan secara seri

    terhadap ram cushion. Pada permodelan tiang pancang, tiang

  • 3

    pancang dimodelkan dengan spring, dashpots dan masa(lihat

    gambar 2).

    2.4 Formula Dinamis

    Konsep dari formula dinamis adalah sebagai berikut:

    Es = Ru s (2.1)

    Es = Energi yang bekerja pada tanah (kJ)

    Ru = Soil Resistance (kN)

    s = Permanent set (bl/m)

    Setelah mengalami penurunan rumus maka didapatkan rumus:

    edehEr Epl Esi = Ru s (2.2)

    Dimana,

    edehEr = Energi yang dibutuhkan selama instalasi (kJ

    Epl Esi = Energi yang hilang selama instalasi (kJ)

    Gambar. 2 Model Wave Equation untuk jenis

    air/steam/hydraouliic hammer (GRLWEAP Manual)

    2.5 Daya Dukung Aksial Tiang Pancang

    Daya dukung aksial suatu pondasi dalam pada umumnya

    terdiri atas dua bagian yaitu daya dukung akibat gesekan

    sepanjang tiang dan daya dukung ujung (dasar) tiang. Secara

    umum kapasitas ultimit pondasi tiang terhadap beban aksial

    dapat dihitung dengan persamaan sederhana yang merupakan

    penjumlahan tahanan keliling dengan tahanan ujung, yaitu:

    (2.3)

    dan

    (2.4)

    dengan,

    Qu = kapasitas ultimit tiang terhadap beban aksial (kN)

    Qp = kapasitas ultimit tahanan ujung (end bearing) (kN)

    Qs = kapasitas ultimit geser selimut (skin friction) (kN)

    Qall = daya dukung ijin (kN)

    SF = Faktor keamanan = 2,5 4,0

    2.6 Tahanan Geser Selimut (Skin Friction)

    Tahanan geser selimut tiang pada tanah c- dapat dinyatakan

    dengan persamaan:

    (2.5)

    dengan,

    Qs = kapasitas keliling tiang ultimate (kN)

    Qsc = kontribusi kohesi tanah, c (kPN)

    Qs = kontribusi sudut geser dalam tanah, (kN)

    Kontribusi dari kohesi tanah dapat dicari dengan menggunakan

    persamaan berikut:

    (2.6)

    dengan,

    Qsc = kontribusi kohesi tanah terhadap kapasitas geser selimut

    = faktor adhesi antara selimut tiang pancang dan tanah

    cu-I = kohesi undrained tanah pada lapisan -i (kPa)

    li = panjang tiang pada lapisan -i (m)

    p = keliling tiang (m)

    Sedangkan kontribusi sudut geser dalam, , pada tanah non-

    kohesif dinyatakan dengan persamaan berikut:

    (2.7)

    dengan,

    Qs = kontribusi sudut geser pkapasitas geser selimut (kN)

    Fi = ko-I .'v-1.tan (2/3 i) (kPa)

    Ko-i = koefisien tekanan lateral tanah

    v-i = tekanan vertikal efektif di tengah-tengah lapisan-i (kPa)

    i = sudut geser dalam pada lapisan-i (derajat)

    li = panjang tiang yang tertanam pada lapisan-i (m)

    p = keliling tiang (m)

    Secara umum, pada tanah homogen seperti pada gambar 3,

    tahanan geser selimut pondasi tiang dapat dihitung sebagai

    berikut:

    (2.8)

    dengan,

    As = luas selimut tiang (m2)

    P = keliling penampang (m)

    L = panjang tiang (m)

    f = tahanan friksi (skin friction) (kPa)

    Gambar 3 Pondasi Tiang pada Tanah Non-Kohesif (Braja

    M.Das, 1999)

    Sedangkan pada tanah berlapis, dapat digunakan persamaan

    berikut:

  • 4

    (2.9)

    Dengan f adalah gaya gesekan antara tanah dengan tiang

    sedangkan As adalah luas badan selimut tiang.

    Gambar 4 Pondasi Tiang pada Tanah Berlapis (Braja M.Das,

    1999)

    2.6.1 Tahanan Geser Selimut Pada Tanah Kohesif

    Untuk tanah lempung, biasanya koefisien gesekan ini

    diperkirakan dengan menggunakan beberapa cara diantaranya

    metoda Alpha. Perkiraan besar gaya gesekan dengan

    menggunakan metode alpha ini merupakan metoda yang paling

    sering digunakan dengan menggunakan rumusan sebagai

    berikut:

    f = . Cu (2.10)

    dimana,

    = faktor adhesi empiris, nomogram

    untuk tanah NC dengan Cu

  • 5

    2.8 Soil Resistance to Driving

    Parameter-parameter yang digunakan untuk perhitungan

    ini akan berbeda dengan kondisi statis, dan kapasitas daya

    dukung yang diberikan oleh tanah akan sangat besar ataupun

    sangat kecil dibandingkan dengan kapasitas daya dukung statik.

    Secara umum nilai kapasitas daya dukung saat

    pemancangan selama pemancangan yang digunakan berdasarkan

    State of the art, pile driveabilty, 1980 adalah:

    (2.17)

    (2.18)

    Dimana:

    QSRD= kapasitas ultimit tiang terhadap beban aksial (kN)

    Qs =kapasitas ultimit tahanan geser selimut (kN)

    Qp = kapasitas ultimit tahanan ujung (end bearing) (kPa)

    Fp = faktor reduksi nilai kapasitas selimut pada saat statis

    2.8.1 Soil Resistance to Driving untuk Tanah Kohesif Semple, 1982, menggunakan faktor reduksi pada kuat

    geser tanah dengan variabel dari over concolidation ratio

    (OCR). Kekuatan tanah lempung dengan kondisi normally

    consolidated (NC) dan over consolidated OC memiliki kapasitas

    yang berbeda pada saat pemancangan. Pada kekuatan geser

    undrained, tanah NC mempunyai tendensi untuk merenggang

    secara perlahan dan terjadi pengurangan volume yang

    menghasilkan tegangan air pori positf. Sedangkan pada tanah

    OC, ketika mendekati kerusakan struktur tanah cenderung untuk

    merenggang secara cepat yang menyebabkan terjadinya

    tegangan air pori negatif.

    Jika parameter Indeks plastisitas (PI) tidak tersedia dapat

    digunakan:

    (2.19)

    dengan,

    Su = kekuatan geser undrained (kPa)

    PI = indeks plastisitas (%)

    ' = tegangan efektif tanah (kPa)

    Z = kedalaman titik tinjauan (m)

    Kemudian nilai dari OCR ini akan digunakan untuk pemilihan

    nilai untuk mereduksi nilai kapasitas selimut pada saat statis:

    Fp = 0,5 (OCR)0,3

    (2.20)

    2.8.2 Soil Resistance to Driving untuk Tanah Non-Kohesif

    Tanah non-kohesif pada umumnya tidak mengalami

    reduksi pada saat pemancangan. Oleh karenanya nilai kapasitas

    daya dukung pada tanah non-kohesif akan memiliki nilai yang

    sama dengan nilai kapasitas daya dukung kondisi statik.

    Menurut sebuah jurnal State of the art, pile driveabilty,

    1980, tanah non-kohesif pada saat pemancangan akan

    mengalami peningkatan atau penurunan void ratio. Kapasitas

    daya dukung tanah non-kohesif pada pemancangan diharuskan

    diestimasikan terhadap kondisi coring dan plugged

    2.9 Penentuan Set/Blow dari Analisa Persamaan Gelombang

    Jumlah pukulan tiang adalah jumlah pukulan yang

    dibutuhkan untuk penetrasi tiang sedalam 1 meter. Pada

    perhitungan Analisa persamaan gelombang, jumlah pukulan

    dihitung dengan kedalaman penetrasi permanen yang dihasilkan

    untuk tiap pukulan. Digunakan asumsi jumlah pukulan yang

    konstan untuk penetrasi sedalam 1 meter.

    2.10 Analisa Persamaan Gelombang

    Analisa persamaan gelombang dilakukan dengan

    menggunakan software GRL WEAP. GRL WEAP merupakan

    program persamaan deferensiasi yang diformulasikan oleh

    Smith, 1960 untuk mendapatkan:

    Evalusasi pemancangan

    Optimasi pemancangan dengan variabel dari pemilihan hammer, material pemancangan seperti (cushion dan

    helmet), dimensi tiang pancang dan proses perancangan.

    Perkiraan tegangan maksimum pada tiang pancang dan hammer selama pemancangan

    2.11 Propagasi Gelombang

    Pada saat memancang tiang, ketika beban mengenai bagian

    atas tiang. Terjadi transfer energi dari beban ke tiang berupa

    gelombang tekan dengan kecepatan (C) yang sama dengan

    kecepatan suara didalam material tiang tersebut. C = ,

    dengan E adalah modulus elastisitas dari material tiang dan

    adalah massa jenis dari material tiang. Gelombang tekan pada

    dasarnya akan dipantulkan ketika terjadi perubahan medium,

    terdapat 4 tipe propagasi gelombang:

    Free end: Material tiang pancang tidak berdeformasi sehingga tegangan yang tercapai adalah nol, pemantulan

    gelombang tekan menjadi tarik terjadi diujung tiang

    sehingga tegangan yang tercapai adalah nol(Gambar 6).

    Fixed end: Gelombang tekan di pantulkan menjadi gelombang tekan, dengan nilai dua kali dari nilai maksimum

    gelombang tekan awal(Gambar 6).

    Pertemuan dua gelombang: Pada titik pertemuan 2 gelombang yang berlawanan tanda (gelombang tarik dan

    tekan), nilai tegangan pada titik tersebut disuperposisikan.

    Asumsi diambil tegangan tidak mencapai tegangan

    plastis(Gambar 7).

    Terdapat perubahan masa jenis kedalaman tertentu: Sebagian dari gelombang ini ditransmisikan pada titik

    perubahan densitas dan sebagian lagi dipantulkan dari titik

    ini(Gambar 7).

    Gambar 6 Propagasi Gelombang Pada Kondisi Ujung Bebas dan

    Terikat (State of the art, pile driveabilty, 1980).

  • 6

    Gambar 6 Refleksi dan Superposisi Pada Propagasi Gelombang

    (State of the art, pile driveabilty, 1980).

    Berikut ini adalah rumus persamaan gelombang:

    (2.21)

    Dimana:

    A = luas panampang tiang pancang (m2)

    = masa jenis tiang pancang (kN/m3)

    2.12 Persamaan Diferensial Smith (1960)

    Persamaan merepresentasikan interaksi antara hammer,

    tiang pancang dan tanah, interaksi ini dimodelkan dengan dibagi

    beberapa segmen yang mempunyai berat dan kekakuan yang

    dimodelkan pegas. Kapasitas daya dukung tanah terdapat pada

    bagian ujung dan selimut tiang dimodelkan dengan pegas elastis

    yang paralel dengan redaman. Ketika gelombang tekan

    berpropagasi ke bawah, energi ini didistribusikan ke tanah.

    Gambar .9 Permodelan Hammer-Tiang pancang-Tanah (State of

    the art, pile driveabilty, 1980).

    Pada sistem ini (gambar 9), interaksi antara tiang pancang dan

    tanah dianggap pada keadaan diam. Tanpa adanya pengaruh dari

    efek pemancangan pada pukulan sebelumnya. Tahap

    perhitungannya adalah sebagai berikut:

    Perhitungan kecepatan tumbukan pada ram dan variabel-variabel yang tergantung terhadap waktu untuk memnuhi

    persamaan statik.

    Perpindahan (displacement) pada tiap bagian segmen massa diperhitungkan.

    Kompresi dan gaya pada pegas internal, gaya yang dihasilkan pegas tanah, percepatan dan kecepatan

    diperhitungkan.

    Pengulangan siklus ini sesuai waktu yang ditentukan .

    Persamaan diferensial propagasi gelombang didekati dengan

    persamaan finite diferensial Smith. Rumus dasar yang digunakan

    pada persamaan diferensial Smith adalah:

    (2.22)

    (2.23)

    (2.24)

    (2.25)

    (2.26)

    Dimana:

    m = elemen ke-m

    t = waktu (s)

    t = interval waktu (s)

    C(m,t) = kompresi pada pegas-m dan waktu-t (m)

    D(m,t) = deformasi pada segmen-m dan waktu-t (m)

    D(m,t) = deformasi plasik pada segmen-m dan waktu-t (m)

    F(m,t) = gaya pada pegas-m dana waktu-t (kN)

    g = percepatan gravitasi (m/s2)

    J(m) = konstanta redaman pada segmen-m (s/m)

    K(m) = konstanta pegas dalam pada segmen-m (kN/m)

    K(m) = konstanta pegas luar pada segmen-m (kN/m)

    R(m,t) = gaya yang dihasilkan oleh pegas luar pada segmen-m

    dan waktu-t (kN)

    V (m,t) = kecepatan segmen-m pada waktu t (m/s)

    w (m) = berat segmen-m (kN)

    Persamaan untuk kompresi diatas tidak memperhitungkan

    redaman pada bagian dalam segmen, oleh karena itu untuk

    daerah bantalan dan helmet digunakan rumus:

    (2.27)

    Dimana:

    e (m) = koefisien restitusi pada segmen-m

    C(m,t)max = nilai sementara pada C(m,t) (m)

    Dengan mengunakan kecepatan awal :

    (2.28)

    Dimana,

    Er = hammer rated energy (kJ)

    Eh = efisiensi hammer (%)

    Wh = Berat tiang pancang (kN)

    Sedangkan konstanta pegas dalam K(m) dapat dihitung degan

    menggunakan persamaan sebagai berikut:

    (2.29)

    Dimana,

    A = luas cross-setionalpada segmen-m (m2)

    E = Modulus Young pada segmen-m (kPa)

    L = panjang dari elemen-m (m)

    Untuk konstanta pegas luar K(m) dapat dihitung menggunakan

    persamaan berikut:

    (2.30)

    Dimana,

    Q(m) = nilai quake pada elemen m (m)

    n = jumlah elemen sepanjang tiang pancang

  • 7

    2.13 Tegangan Tiang pada Proses Pemancangan

    Pada umumnya, tegangan selama pemancangan digunakan

    material bantalan untuk pembatasan tegangan pada tiang

    pancang selama proses pemancangan. Tegangan maksimum

    tarik dan tekan yang terjadi adalah:

    untuk n < p (2.31)

    (2.32)

    untuk n < p (2.33)

    Dimana nilai n = dan p =

    dengan,

    K = kekakuan cushion (kg/s)

    A = luas permukaan tiang pancang (m2)

    W = berat Ram (kN)

    vo = kecepatan tumbukan (m/s)

    Sesuai dengan API RP2A-WSD 2000 tegangan dinamis tidak

    boleh melebihi 80-90% yield strength/ tegangan luluh.

    2.14 Pemodelan Tanah

    Tanah dimodelkan dengan pegas dan peredam pada

    bagian ujung dan selimut tiang yang berinteraksi dengan tiang

    pancang. Pada pemodelan tanah dengan menggunakan software

    GRL WEAP terdapat dua nilai penting yaitu quake dan damping

    factor, dimana quake merupakan nilai dari deformasi elastis

    pada tanah dan damping merupakan faktor yang digunakan

    untuk mendekati besarnya redaman tanah. Selain itu ada juga

    nilai setup factor, limit distance dan setup time yang

    dipertimbangkan dengan ilustrasi sebagai berikut:

    Gambar 10 Hubungan antara setup time, setup faktor dan limit

    distane (State of the art, pile driveabilty, 1980)

    Pada perhitungan menggunakan software GRL WEAP, nilai

    quake dan damping factor akan diambil dari jenis tanah jika

    properti tanah untuk perhitungan rumus diatas tidak tersedia.

    Berikut ini beberapa rekomendasi nilai quake, damping, dan

    setup factor berdasarkan jenis tanah:

    Tabel 2 Faktor quake (GRLWEAP manual, 2000)

    Tabel 3 Faktor Damping (GRLWEAP manual, 2000)

    Tabel 4 Setup Factor (GRLWEAP manual, 2000)

    3. Analisa Data Dan Pembahasan

    Pada penelitian ini, data awal berupa data tiang pancang,

    data tanah, hammer dan data peralatan pendukung pada proses

    pemancangan seperti hammer cushion, pile cushion, dll. Data tersebut didapatkan dari hasil pengukuran oleh FUGRO dan

    ditampilkan pada tabel-tabel berikut:

    Tabel 5 Data tiang Pancang

    Tabel 6 Data Hammer dan Cushion

    Tabel 7 Data Tanah

    Keterangan:

    flim : Limit unit skin friction

    Jenis Tanah Setup Factor

    Clay 2

    Silt 1.5

    Silt - Clay 1

    Sand - Clay 1.2

    Fine Sand 1

    Sand Gravel 1

    Data Besaran Satuan

    Panjang 89.7 m

    Penetrasi 58 m

    Thickness 25.4 mm

    Pile Size 914 mm

    Spec. Weight 78.5 kN/m3

    Yield Strength 248 Mpa

    Tabel 4.2 Data Hammer dan Cushion

    Data MENCK MRBS Satuan

    1502 3000 4600 6000

    Type ECH ECH ECH ECH

    Ram Weight 147.161 294.278 451.274 588.601 kN

    Rated Energy 183.86 441.305 676.56 1029.52 kJ

    Hammer Eff. 67 67 67 67 %

    Helmet Weight 66.723 154.798 265.114 323.831 kN

    Cushion Material bongosii wood bongosii wood bongosii wood bongosii wood

    Cushion Thickness 200 200 250 250 mm

    C.o.R 0.75 0.75 0.75 0.75

    Data lebih spesifik sesuai dengan spesifikasi Hammer

    kedalaman Tipe

    Tanah

    flim qlim cu top cu bot sub unit delta Nq

    (m) (kPa) (Mpa) (kPa) (kPa) (kN/m3) (derajat)

    1.3 clay 1 1 5

    1.9 silt 20 2.9 8.5 20 12

    2.3 calc. 20 12 10 35 50

    3.7 sand 20 4.8 9 25 20

    8 silt 5 10 5.5

    11 sand 20 9.6 9 30 40

    13.5 sand 50 12 9.5 35 50

    15 silt 20 9.6 9 30 40

    18 sand 20 9.6 9 30 40

    22 silt 200 200 9

    23 clay 500 500 9

    28.1 clay 300 300 9

    36 sand 50 4.8 9 25 20

    38 clay 500 500 9.5

    50 sand 50 12 9.5 35 50

    55 silt 50 9.6 9.5 30 40

    65 calc. 50 12 10 35 50

  • 8

    cu : Undrained shear strength

    qlim : Limit unit end bearing

    Nq : Bearing capacity factor

    delta : soil-pile friction angle

    Tabel 8 Data Quake dan Damping Parameter

    3.1 Kriteria Pemilihan Hammer

    Dalam pemilihan Hammer yang akan digunakan, ada beberapa

    kriteria yang harus dipenuhi:

    Pile Driving Stress: Sesuai dengan API RP2A-WSD 2000, tegangan dinamis tidak boleh melebihi 80-90% yield

    strength/tegangan luluh..

    Refusal Criteria: Dalam pemancangan apabila jumlah pukulan melebihi 300 blows per 0.3 m berturut-turut selama

    1.5 m penetration, atau melebihi 800 blows per 0.3 m

    penetration (API RP2A-WSD 2000).

    Eficiency: Dalam kata lain bahwa dalam proses pemancangan tiang pancang, efiensi berupa waktu yang

    dibutuhkan untuk pemancangan dan biaya yang dibutuhkan

    juga menjadi faktor yang cukup penting dalam pemilihan

    hammer. Dalam hal ini biaya sewa hammer diasumsikan

    berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada

    hammer dan dihitung setiap 24 jam.

    3.2 Perhitungan Soil Resistance to Driving (SRD)

    Dari metode Steven didapatkan formulasi sebagai berikut

    (3.1)

    (3.2)

    (3.3)

    (3.4)

    (3.5)

    (3.6)

    (3.7)

    (3.8)

    (3.9)

    (3.10)

    (3.11)

    (3.12)

    (3.13)

    (3.14)

    (3.15)

    (3.16)

    Dengan menggunakan persamaan (2.19) dan (2.21) serta:

    (3.17)

    Dimana:

    w = sub unit kn/m3

    d = Kedalaman m

    Maka didapatkan faktor reduksi (Fp) pada Tabel 9 Faktor

    Reduksi:

    Tabel 9 Faktor Reduksi

    Setelah didapatkan nilai faktor reduksi maka dengan

    menggunakan persamaan (3.1) sampai dengan (3.16) maka

    didapatkan nilai skin friction dan end bearing pada Tabel 10

    Nilai Skin friction dan End Bearing kondisi Plugged, dan Tabel

    11 Nilai Skin Friction dan End Bearing kondisi Coring:

    Tabel 10 Nilai Skin friction dan End Bearing kondisi Plugged

    Tabel 12 Nilai Skin Friction dan End Bearing kondisi Coring

    Data Quake Damping

    Toe (mm) Shaft (mm) Toe (s/m) Shaft (s/m)

    sand 2.5 2.5 0.5 0.15

    clay 2.5 2.5 0.15 0.65

    calc 4 2.5 0.25 0.65

    Lateral earth pressure coefficient k =0.7

    depth Sub Unit Po Cu top Cu bot OCR Fp

    m (kN/m3) kPa kPa kPa - -

    1.3 5 6.5 1 1 0.32846 0.35803

    1.9 8.5 11.6

    2.3 10 15.6

    3.7 9 28.2

    8 5.5 51.85 5 10 0.58817 0.4264

    11 9 78.85

    13.5 9.5 102.6

    15 9 116.1

    18 9 143.1

    22 9 179.1 75 75 1.96055 0.6119

    23 9 188.1 75 75 1.85871 0.60219

    28.1 9 234 100 100 2.06426 0.62144

    36 9 305.1

    38 9.5 324.1 150 150 2.33766 0.64507

    50 9.5 438.1

    55 9.5 485.6 300 300 3.44606 0.72471

    65 10 585.6

    Soil

    Type depth Overburden

    Pressure

    end bearing skin friction

    upper lower upper lower

    (m) (m) (kPA) (kPA) (kPA) (kPA) (kPA)

    clay 1.3 6.5 15 9 0.17901 0.17901

    silt 1.9 11.6 139.2 92.8 2.82847 2.17575

    calc. 2.3 15.6 936 624 8.19606 6.30466

    sand 3.7 28.2 507.6 338.4 9.3402 7.18477

    silt 8 51.85 150 90 2.13202 2.13202

    sand 11 78.85 2365.5 1577 33.4592 25.7379

    sand 13.5 102.6 6156 4104 53.9049 41.4653

    silt 15 116.1 3483 2322 49.2659 37.8968

    sand 18 143.1 4293 2862 60.723 46.71

    silt 22 179.1 1125 675 22.9464 22.9464

    clay 23 188.1 1125 675 22.5821 22.5821

    clay 28.1 234 1500 900 31.072 31.072

    sand 36 305.1 5491.8 3661.2 101.053 77.7331

    clay 38 324.1 2250 1350 48.38 48.38

    sand 50 438.1 26286 17524 230.173 177.056

    clay 55 485.6 4500 2700 108.707 108.707

    calc. 65 585.6 35136 23424 307.668 236.667

    Soil

    Type depth Overburden

    Pressure

    end bearing skin friction

    upper lower upper lower

    (m) (m) (kPA) (kPA) (kPA) (kPA) (kPA)

    clay 1.3 6.5 9 9 0.37593 0.26852

    silt 1.9 11.6 92.8 92.8 4.35149 3.26362

    calc. 2.3 15.6 624 624 12.6093 9.457

    sand 3.7 28.2 338.4 338.4 14.3695 10.7772

    silt 8 51.85 90 90 4.47724 3.19803

    sand 11 78.85 2365.5 1577 51.4757 38.6068

    sand 13.5 102.6 6156 4104 82.9306 62.1979

    silt 15 116.1 3483 2322 75.7936 56.8452

    sand 18 143.1 4293 2862 93.4201 70.0651

    silt 22 179.1 675 675 48.1875 34.4196

    clay 23 188.1 675 675 47.4225 33.8732

    clay 28.1 234 900 900 65.2512 46.608

    sand 36 305.1 5491.8 3661.2 155.466 116.6

    clay 38 324.1 1350 1350 101.598 72.57

    sand 50 438.1 26286 17524 354.112 265.584

    clay 55 485.6 2700 2700 228.285 163.061

    calc. 65 585.6 35136 23424 473.335 355.001

  • 9

    Dengan menggunakan persamaan (2.18) didapatkan nilai SRD

    pada Tabel 12 Soil Resistace to Driving kondisi Plugged, dan

    Tabel 13 Soil Resistace to Driving kondisi Coring:

    Tabel 12 Soil Resistace to Driving kondisi Plugged

    Tabel 13 Soil Resistace to Driving kondisi Coring

    3.2 Self Penetration Depth (SPD)

    Dengan menghitung berat tiang pancang dan berat hammer

    maka akan didapatkan berat total yang akan digunakan untuk

    menentukan estimasi kedalaman penetrasi tiang pancang tanpa

    adanya pukulan. Pada Tabel 14 berat pile yang dihitung pada

    dua jenis kedalaman, dimana pada kedalaman 0-17 m berat pile

    sebesar261.055 kN. Sedangkan pada kedalaman diatas 17 m,

    dilakukan penyambungan tiang pancang untuk secondary pile

    yang ke pertama sehingga tiang pancang yang semula memiliki

    panjang sejumlah 46.9 m menjadi 62.9 m.

    Tabel 14 Berat Pile

    Selanjutnya berat pile yang sudah dihitung pada Tabel 14

    ditambahkan masing-masing dengan berat hammer pada Tabel

    6. Selanjutnya dilakukan verifikasi pada Tabel 12 dan 13 untuk

    menentukan pada lapisan tanah mana tiang pancang tidak bisa

    lagi menembus tanpa adanya pukulan, data tersebut disajikan

    pada Tabel 16 dan Tabel 17.

    Tabel 15.Berat Hammer

    Tabel 16 SPD Kondisi Plugged

    Tabel 17 SPD Kondisi Coring

    3.3 Input Permodelan pada GRL WEAP 2005

    Dalam GRL WEAP dibutuhkan input data tanah, tiang pancang,

    hammer dan system driving:

    3.3.1 Data Tanah

    Parameter tanah seperti quake dan damping bisa dilihat

    pada Tabel 4.3. Sedangkan untuk setup fator, limit distance dan

    setup time digunakan default sesuai dengan data yang diberikan

    oleh manual GRLWEAP. Dengan menggunakan rumus:

    (3.18)

    (3.19)

    (3.20)

    (3.21)

    (3.22)

    (3.23)

    (3.24)

    (3.25)

    (3.26)

    (3.27)

    (3.28)

    (3.29)

    (3.30)

    (3.31)

    (3.32)

    Soil

    Type depth shaft

    area

    end bearing limit skin friction limit Plugged

    upper lower upper lower upper lower

    (m) (m) m2 (kPA) (kPA) (kPA) (kPA) kN kN

    clay 1.3 3.73284 15 9 0.17901 0.17901 10.51 6.57329

    silt 1.9 1.72285 139.2 92.8 2.82847 2.17575 96.20472 64.6363

    calc. 2.3 1.14857 936 624 8.19606 6.30466 623.5406 416.659

    sand 3.7 4.01998 507.6 338.4 9.3402 7.18477 370.5932 250.913

    silt 8 12.3471 150 90 2.13202 2.13202 124.742 85.3749

    sand 11 8.61425 2365.5 1577 20 20 1724.333 1206.98

    sand 13.5 7.17854 6156 4104 50 41.4653 4397.992 2990.37

    silt 15 4.30712 3483 2322 20 20 2371.403 1609.65

    sand 18 8.61425 4293 2862 20 20 2989.002 2050.1

    silt 22 11.4857 1125 675 22.9464 22.9464 1001.688 706.435

    clay 23 2.87142 1125 675 22.5821 22.5821 802.976 507.723

    clay 28.1 14.6442 1500 900 31.072 31.072 1439.203 1045.53

    sand 36 22.6842 2900 2900 50 50 3036.953 3036.95

    clay 38 5.74283 2250 1350 48.38 48.38 1754.105 1163.6

    sand 50 34.457 9600 9600 50 50 8021.587 8021.59

    clay 55 14.3571 4500 2700 108.707 108.707 4513.25 3332.24

    calc. 65 28.7142 9600 9600 50 50 7734.445 7734.45

    Soil

    Type depth shaft

    area

    end bearing limit skin friction limit coring

    upper lower upper lower upper lower

    (m) (m) m2 (kPA) (kPA) (kPA) (kPA) kN kN

    clay 1.3 3.73284 9 9 0.37593 0.26852 2.04144 1.6405

    silt 1.9 1.72285 92.8 92.8 4.35149 3.26362 14.0772 12.2029

    calc. 2.3 1.14857 624 624 12.6093 9.457 58.7287 55.108

    sand 3.7 4.01998 338.4 338.4 14.3695 10.7772 81.7603 67.319

    silt 8 12.3471 90 90 4.47724 3.19803 61.6626 45.868

    sand 11 8.61425 2365.5 1577 20 20 340.016 284.105

    sand 13.5 7.17854 6156 4104 50 50 795.431 649.93

    silt 15 4.30712 3483 2322 20 20 333.112 250.789

    sand 18 8.61425 4293 2862 20 20 476.689 375.221

    silt 22 11.4857 675 675 48.1875 34.4196 601.327 443.195

    clay 23 2.87142 675 675 47.4225 33.8732 184.032 145.126

    clay 28.1 14.6442 900 900 65.2512 46.608 1019.37 746.355

    sand 36 22.6842 2900 2900 50 50 1339.84 1339.84

    clay 38 5.74283 1350 1350 101.598 72.57 679.185 512.482

    sand 50 34.457 9600 9600 50 50 2403.56 2403.56

    clay 55 14.3571 2700 2700 228.285 163.061 3468.96 2532.52

    calc. 65 28.7142 9600 9600 50 50 2116.42 2116.42

    kedalaman diameter tebal panjang masa jenis berat pile

    m m m m kN/m3 KN

    0-17 0.914 0.0254 46.9 78.5 261.055

    17-35 0.914 0.0254 62.9 78.5 350.115

    Hammer

    Ram Weight Helmet Weight Total

    KN KN KN

    1502 147.161 66.723 213.884

    3000 294.278 154.798 449.076

    4600 451.274 265.114 716.388

    6000 588.601 323.831 912.432

    Hammer Berat

    Total

    Soil Resistance to

    Driving

    keterangan

    upper lower

    Menck KN KN KN

    1502 474.9392 623.54062 416.65926 1.9 m - 2.3 m

    3000 710.1312 1724.33322 1206.98379 8 m - 11 m

    4600 977.4432 1724.33322 1206.98379 8 m - 11 m

    6000 1173.487 1724.33322 1206.98379 8 m - 11 m

    Hammer Berat

    Total

    Soil Resistance to

    Driving

    keterangan upper lower

    Menck KN KN KN

    1502 474.93923 795.431 649.93 11 m - 13.5 m

    3000 710.13123 795.431 649.93 11 m - 13.5 m

    4600 1327.5578 1019.37 746.355 23 m - 28m

    6000 1523.6018 1339.84 1339.84 23 m - 28 m

  • 10

    (3.33)

    Dengan ,enggunakan persamaan 3.18 samapai dengan 3.33 maka

    didapatkan input reaksi tanah sebagai berikut:

    Tabel 18 Input Reaksi Tanah

    3.3.2 Data Hammer

    Data input hammer yang digunakan sesuai dengan table 6.

    Tetapi karena tiang pancang didesain dengan batter 1:8, maka

    efisiensi sesuai dengan manual GRL WEAP 2005 harus

    disusaikan dengan Table of Efficiency Reductions for Battered

    Pile Driving. Sehingga efisiensi hammer = 0.6514.

    Tabel 19 Efficiency Reductions for Battered Pile Driving

    3.3.3 Data Tiang pancang

    Dari Tabel 5 dapat diperoleh hasil sebagai berikut untuk input

    data:

    Tabel 20 Input Data Pile

    3.3.4 System Driving

    Sytem driving merupakan masukan tentang interval kedalaman

    analisa serta pile make-up serta, stroke dan efficiency pada setiap

    hammer. Sesuai dengan Drawing Zora Platform maka system

    driving sebagai berikut:

    Tabel 21 System Driving

    3.4 Hasil Permodelan pada GRL WEAP 2005

    3.4.1 Daya Dukung Statis

    Dari hasil permodelan didapatkan nilai daya dukung statis dan

    direpresentasikan pada gambar 11:

    Gambar 11 Grafik Daya Dukung Statis

    Tabel 4.15 Input Reaksi Tanah

    depth Tipe

    Tanah

    plugged coring

    unit shaft resistance toe resistance unit shaft resistance toe resistance

    lower upper lower upper lower upper lower upper

    m - kPa kPa kN kN kPa kPa kN kN

    1.3 clay 0.179 0.1790 5.9051 9.8418 0.269 0.37593 0.638 0.638

    1.9 silt 2.176 2.8285 60.888 91.332 3.264 4.35149 6.580 6.580

    2.3 calc. 6.305 8.1961 409.42 614.13 9.457 12.6093 44.246 44.246

    3.7 sand 7.185 9.3402 222.03 333.05 10.777 14.3695 23.995 23.995

    8 silt 2.132 2.1320 59.051 98.418 3.198 4.47724 6.382 6.382

    11 sand 20 20 1034.7 1552 20 20 111.821 167.731

    13.5 sand 41.465 50 2692.7 4039.1 50 50 291.003 436.504

    15 silt 20 20 1523.5 2285.3 20 20 164.646 246.970

    18 sand 20 20 1877.8 2816.7 20 20 202.936 304.404

    22 silt 22.946 22.9464 442.88 738.13 34.420 48.1875 47.862 47.862

    23 clay 22.582 22.5821 442.88 738.13 33.873 47.4225 47.862 47.862

    28.1 clay 31.072 31.0720 590.51 984.18 46.608 65.2512 63.816 63.816

    36 sand 50 50 1902.7 1902.7 50 50 205.631 205.631

    38 clay 48.380 48.38 885.76 1476.3 72.570 101.598 95.725 95.725

    50 sand 50 50 6298.7 6298.7 50 50 680.708 680.708

    55 clay 108.707 108.71 1771.5 2952.5 163.061 228.285 191.449 191.449

    65 calc. 50 50 6298.7 6298.7 50 50 680.708 680.708

    Batter Batter Angle Degree

    Stroke Reduction Friction Losses for Friction Factors

    X : 12 1 : Y 0.1 0.2 0.3

    1:12 1:12 4.76 1 0.008 0.017 0.025

    1:08 7.13 0.99 0.012 0.024 0.037

    2:12 1:06 9.46 0.99 0.016 0.033 0.049

    1:05 11.31 0.98 0.02 0.039 0.059

    2.5 : 12 11.77 0.98 0.02 0.041 0.061

    3:12 1:04 14.04 0.97 0.024 0.049 0.073

    3.5 : 12 16.26 0.96 0.028 0.056 0.084

    4:12 1:03 18.43 0.95 0.032 0.063 0.095

    5:12 22.62 0.92 0.039 0.077 0.115

    Data Besaran Satuan

    Panjang 89.7 m

    Penetrasi 58 m

    Section Area 709.071285 cm2

    Modulus El. 210000 MPa

    Spec. Weight 78.5 kN/m3

    Toe Area 6561.18484 cm2

    Perimeter 2.87141569 m

    Thickness 25.4 mm

    Pile Size 914 mm

    Depth Temp Length Wait Time Stroke Efficiency

    m m hr m

    1 46.9 0 1.25 0.6514

    2 46.9 0 1.25 0.6514

    3 46.9 0 1.25 0.6514

    . . . . .

    . . . . .

    . . . . .

    16 46.9 0 1.25 0.6514

    17 62.9 5 1.25 0.6514

    18 62.9 0 1.25 0.6514

    . . . . .

    . . . . .

    . . . . .

    34 62.9 0 1.25 0.6514

    35 76.581 5 1.25 0.6514

    36 76.581 0 1.25 0.6514

    . . . . .

    . . . . .

    . . . . .

    48 76.581 0 1.25 0.6514

    49 89.57 5 1.25 0.6514

    50 89.57 0 1.25 0.6514

    . . . . .

    . . . . .

    . . . . .

    58 89.57 0 1.25 0.6514

    05

    10152025303540455055

    0 5000 10000 15000

    Ked

    alam

    an (m

    )

    Ultimate Capacity (kN)

    Faktor Shaft 1 Coring Faktor Shaft 1 Plugged

    Faktor Shaft 0.9 Coring Faktor Shaft 0.9 Plugged

    Faktor Shaft 0.8 Coring Faktor Shaft 0.8 Plugged

    Faktor Shaft 0.7 Coring Faktor Shaft 0.7 Plugged

    Grafik Daya Dukung Statis

  • 11

    Pada Gambar 11 diberikan nilai daya dukung tanah untuk

    disetiap kondisi plugged atau coring pada setiap kedalaman

    dengan variasi shaft resistance. Sesuai dengan gambar 4.1

    kondisi plugged memiliki nilai yang lebih besar karena pada

    kondisi plugged diasumsikan luasan bidang yang mengenai

    tanah adalah luasan alas diameter luar dari tiang pancang. Nilai

    daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m

    dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN.

    Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft

    1 pada kondisi coring adalah 9297.1 kN.

    3.4.2 Daya Dukung Saat Pemancangan

    Dari hasil perhitungan pada bab 3 sub bab 2 maka didapatkan

    nilai soil resistance to driving:

    Gambar 12 Grafik Daya Dukung Saat Pemancangan

    Pada Gambar 12 diberikan nilai daya dukung tanah untuk

    disetiap kondisi plugged atau coring pada setiap kedalaman

    dengan variasi shaft resistance. Sesuai dengan gambar 4.1

    kondisi plugged memiliki nilai yang lebih besar karena pada

    kondisi plugged diasumsikan luasan bidang yang mengenai

    tanah adalah luasan alas diameter luar dari tiang pancang. Nilai

    daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m

    dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN.

    Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft

    1 pada kondisi coring adalah 9297.1 kN.

    3.4.3 Blow Count

    Setelah dilakukan analisa dengan menggunakan GRLWEAP

    2005, maka didapatkan output dari program untuk empat jenis

    hammer dan empat jenis shaft factor dengan mempertimbangkan

    kondisi plugged dan coring sebagai berikut:

    Tabel 22 Tabulasi Blow count untuk shaft resistance 1 (bl/m)

    Dari Tabel 22 didapaatkan pada kedalaman 50 51 m untuk

    hammer MENCK MRBS 1502 terjadi pile refusal dimana

    jumlah pukulan melebihi 300 pukulan per 0.3 meter selama

    berturut-turut selama 1.5 meter sehingga hammer MENCK

    MRBS 1502 tidak bisa digunakan. Untuk semua hasil output

    program, terjadi penurunan nilai terhadap jumlah pukulan

    seiring dengan berkurangya faktor shaft resistance. Selain itu

    semakin besar nilai rated energy pada hammer semakin kecil

    pula jumlah pukulan yg dibutuhkan. Dapat juga disimpulkan

    bahwa daya dukung tanah dan kekuatan hammer sangat

    mempengaruhi jumlah pukulan hammer.

    3.4.4 Driving Strees

    Setelah dilakukan analisa dengan menggunakan GRLWEAP

    2005, maka didapatkan output dari program untuk empat jenis

    hammer dan empat jenis shaft factor dengan mempertimbangkan

    kondisi plugged dan coring sesuai gambar 13:

    Gambar 13 Grafik Driving Stress dengan Shaft Factor 1

    Sesuai dengan API RP-2A WSD 2000, driving stress tidak boleh

    melebihi 80-90% dari tegangan luluh, sehingga apabila

    diasumsikan batas driving stress pada analisa ini 80% atau 198.4

    0

    5

    10

    15

    20

    25

    30

    35

    40

    45

    50

    55

    0200040006000800010000

    Ked

    alam

    an (m

    )

    Soil Resistance to Driving (kN)

    Grafik Daya Dukung Saat Pemancangan

    Faktor Shaft 1 Plugged Faktor Shaft 0.9 PluggedFaktor Shaft 0.8 Plugged Faktor Shaft 0.7 PluggedFaktor Shaft 1 Coring Faktor Shaft 0.9 CoringFaktor Shaft 0.8 Coring Faktor Shaft 0.7 Coring

    Depth MENCK MRBS

    1502

    MENCK MRBS

    3000

    MENCK MRBS

    4600

    MENCK MRBS

    6000

    m Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged

    1 0 0 0 0 0 0 0 0

    2 0 0 0 0 0 0 0 0

    3 0 13.5 0 0 0 0 0 0

    . . . . . . . . .

    . . . . . . . . .

    . . . . . . . . .

    47 169.9 477.9 63.3 141.5 35.5 72.1 23.9 42.9

    48 178.2 629 66.5 170.8 36.9 85.9 24.9 48.8

    49 186.1 858.6 70.7 211.7 38 108.1 25.2 58.6

    50 195.1 1238.2 74.1 266.7 39.5 131.5 26 68.8

    51 195.4 934.1 74.7 223.8 39.8 112.6 26.1 60.9

    52 204 735.3 77.7 191.7 41.3 97.7 26.9 54.4

    53 223.7 601 84 167.9 44.3 85.6 28.5 49.2

    54 260.3 505.5 95.1 149.6 49.5 76.4 31.2 45.1

    55 324.8 437.9 113.2 135.8 57.9 69.6 35.6 41.8

    56 406.9 367.8 134.4 120.6 67.6 62.2 40.6 37.9

    57 504.4 499.9 157.1 149.7 78.3 75.5 45.9 44.7

    58 619.1 701.1 182.4 186.9 89.9 92 51.4 52.7

  • 12

    MPa maka untuk hammer MENK MRBS 6000 tidak bisa

    digunakan. Dari Gambar 13, kenaikan stress berbanding lurus

    dengan kenaikan rated energy dari hammer. Selain itu jumlah

    tegangan yang terjadi tidak ada kenaikan yang berarti untuk

    setiap kedalaman maupun perubahan shaft resistance. Bisa

    diambil kesimpulann bahwa faktor tanah baik kedalaman

    maupun shaft resistance tidak memberikan pengaruh yang

    berarti driving stress.

    3.4.5 Waktu Pemancangan

    Dari output program untuk empat jenis hammer dan empat jenis

    shaft factor dengan mempertimbangkan kondisi plugged dan

    coring, maka diperoleh sesuai tabele 2.3:

    Tabel 23 Tabulasi driving time untuk shaft resistance 1

    Pada Tabel 23 didapatkan terjadi penurunan waktu pemancangan

    seiring dengan bertambahnya rated energy pada hammer dan

    berkurangnya shaft resistance. Faktor hammer dan tanah sangat

    berpengaruh pada jumlah waktu yang dibutuhkan pada proses

    pemancangan tiang pancang. Untuk total waktu pemancangan

    nilai-nilai pada Tabel 23 harus ditambah dengan total waiting

    time yaitu 15 jam atau 900 menit. Dengan total waktu tunggu

    900 menit dan akan dipasang empat tiang pancang maka

    diperkirakan total waktu yang dibutuhkan paling lama 2364

    menit atau 39.4 jam.

    3.5 Pemilihan Hammer

    Sesuai yang sudah disebutkan pada bab 3 poin 1,

    disebutkan bahwa dalam tugas akhir ini ditentukan tiga criteria

    dalam pemilihan hammer yaitu: Untuk pile driving stres

    tidak boleh melebihi 80-90% yield strength/tegangan luluh

    Sesuai dengan pembahasan diatas bisa disimpulkan bahwa untuk

    hammer dengan tipe MENCK MRBS 6000 tidak bisa digunakan

    karena compression stress melebihi 80% dari tegangan luluh

    atau sebesar 198.4 MPa.

    Sedangkan untuk kriteria yang kedua yaitu refusal criteria,

    disebutkan bahwa dalam pemancangan apabila jumlah pukulan

    melebihi 300 blows per 0.3 m berturut-turut selama 1.5 m

    penetration, atau melebihi 800 blows per 0.3 m penetration, bisa

    dikatakan pula perlu 800 kali pukulan dari hammer hanya agar

    pile bisa mencapai 30 cm lebih dalam lagi. Sehingga hammer

    untuk tipe MENCK MRBS 1502 tidak bisa digunakan karena

    terjadi pile refusal pada kedalaman 50-51 m.

    Sehingga hammer yang tersisa adalah hammer dengan tipe

    MENCK MRBS 3000 dan MENCK MRBS 4600. Untuk

    kriteria efficiency dalam peemilihan hammer dalam proses

    pemancangan tiang pancang, dipertimbangkan dua parameter

    yaitu efiensi berupa waktu yang dibutuhkan untuk pemancangan

    dan biaya yang dibutuhkan juga menjadi faktor yang cukup

    penting dalam pemilihan hammer.

    Waktu dalam pemancangan sangatlah penting mengingat

    lokasi pemancangan yang ada di laut sehingga kondisi

    lingkungan pun susah diprediksi sehingga semakin cepat waktu

    pemancangan maka semakin kecil resiko kegagalan yang

    disebabkan oleh kondisi lingkungan. Selain itu apabila

    dihadapkan dengan waktu proyek yang singkat sehingga apabila

    diharuskan memilih hammer dengan waktu pemancangan yang

    lebih singkat karena banyak faktor, maka dalam tugas akhir ini

    direkomendasikan mengunakan hammer dengan tipe MENCK

    MRBS 4600 dengan selisih 50 menit lebih cepat untuk setiap

    pemancangan satu tiang pancang.

    Sedangkan dalam hal biaya, merupakan hal yang paling

    umum atau sering untuk dipertimbangkan apabila tidak terjadi

    sesuatu hal yang mengakibatkan waktu pemancangan menjadi

    prioritas utama. Dalam tugas akhir ini biaya sewa hammer

    diasumsikan berbanding lurus dengan besarnya rated energy

    pada hammer dan dihitung setiap 24 jam. Sehingga

    direkomendasikan untuk menggunakan hammer dengan tipe

    MENCK MRBS 3000 dengan rated energy yang lebih rendah

    Sehingga peralatan pendukung yang digunakan dapat

    dilihat pada Tabel 24

    Tabel 24 Data Hammer dan Peralatan

    Tabel 4.20 Tabulasi driving time untuk shaft resistance 1

    Blow

    Count

    MENCK MRBS

    1502

    MENCK MRBS

    3000

    MENCK MRBS

    4600

    MENCK MRBS

    6000 Satuan

    Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged Coring Plugged

    Jumlah total 5246 10981 1956 3321 1143 1852 759 1776 bl/m

    30 bl/m 174 366 65 110 38 61 25 59 menit

    40 bl/m 131 274 48 83 28 46 18 44 menit

    50 bl/m 104 219 39 66 22 37 15 35 menit

    60 bl/m 87 183 32 55 19 30 12 29 menit

    70 bl/m 74 156 27 47 16 26 10 25 menit

    80 bl/m 65 137 24 41 14 23 9 22 menit

    90 bl/m 58 122 21 36 12 20 8 19 menit

    100 bl/m 52 109 19 33 11 18 7 17 menit

    110 bl/m 47 99 17 30 10 16 6 16 menit

    120 bl/m 43 91 16 27 9 15 6 14 menit

    Data MENCK MRBS Satuan

    3000 4600

    Type ECH ECH

    Ram Weight 294.278 451.274 kN

    Rated Energy 441.305 676.56 kJ

    Hammer Eff. 67 67 %

    Helmet Weight 154.798 265.114 kN

    Cushion Material bongosii wood bongosii wood

    Cushion Thickness 200 250 mm

    Data lebih spesifik sesuai dengan spesifikasi Hammer

  • 13

    4 . KESIMPULAN DAN SARAN

    4.1 Kesimpulan

    Dari analisa yang telah dilakukan dapat ditarik kesimpulan sebagai

    berikut:

    1. Nilai daya dukung tanah statis untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 pada kondisi plugged adalah 9477.2 kN. Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor

    shaft 1 pada kondisi coring adalah 9297.1 kN. Untuk nilai daya

    dukung dinamis (soil resistance to driving) pada kedalaman penetrasi 58 m dengan faktor shaft 1 untuk kondisi plugged

    adalah 4652.899 kN. Sedangkan untuk kedalaman penetrasi 58

    m dengan faktor shaft 1 pada kondisi coring adalah 4500.578 kN.

    2. Hammer yang tidak menyebabkan tiang pancang mengalami keruskan ataupun tidak mengalami pile refusal yaitu hammer

    dengan tipe MENCK MRBS 3000 dan MENCK MRBS 4600.

    Hammer dengan tipe MENCK MRBS 6000 tidak bisa digunakan karena compression stress melebihi 80% dari

    tegangan luluh atau sebesar 198.4 MPa. Sedangkan hammer

    untuk tipe MENCK MRBS 1502 tidak bisa digunakan karena terjadi pile refusal pada kedalaman 50-51 m.

    3. Peralatan yang efisien dipilih berdasarkan 2 parameter yaitu parameter biaya dan waktu. Untuk parameter waktu

    direkomendasikan mengunakan hammer dengan tipe MENCK

    MRBS 4600 dengan selisih 50 menit lebih cepat untuk setiap pemancangan satu tiang pancang. Sedangkan untuk parameter

    biaya direkomendasikan untuk menggunakan hammer dengan tipe MENCK MRBS 3000 dengan rated energy yang lebih

    rendah dengan asumsi biaya sewa hammer diasumsikan

    berbanding lurus dengan besarnya rated energy pada hammer dan dihitung setiap 24 jam. Untuk detail peralatan hammer

    MENCK MRBS 3000 menggunakan cushion yang terbuat dari

    kayu bongosii dengan ketebalan 200 mm dengan berat helmet 154.798 kN. Sedangkan untuk hammer MENCK MRBS 4600

    menggunakan cushion yang terbuat dari kayu bongosii dengan ketebalan 250 mm dengan berat helmet 265.114 kN.

    4.2 Saran

    Berdasarkan analisa yang telah dilakukan, dapat diberikan saran-

    saran sebagai berikut:

    1. Untuk efisiensi dalam pemilihan hammer diperlukan analisa lebih lanjut dengan menggunakan data harga sewa untuk

    masing-masing hammer.

    2. Untuk penelitian lebih lanjut sebaiknya digunakan data lingkungan dimana tiang pancang akan dipasang untuk

    mengetahui waktu tunggu yang sesungguhnya sehingga hasil

    analisa lebih maksimal.

    3. Untuk hasil yang lebih baik bisa digunakan non uniform pile sesuai dengan detail struktur yang ada.

    4. Studi yang lebih detil untuk kondisi plugged atau coring pada ujung tiang pancang

    5. DAFTAR PUSTAKA

    Almanda, R.L., 2008, Analisa Pemancangan Tiang Menggunakan

    Software Grlweap Dengan Faktor Reduksi Over Consolidation Ratio

    (Ocr,Tugas Akhir, Institut Teknologi Bandung.

    American Petroleum Institute (API). 1980. Recommended Practice for

    Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms.

    API Recommended Practice 2A (RP2A). 11th edition. Washington,

    D.C.

    American Petroleum Institute (API). 1984. Recommended Practice for

    Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms.

    API Recommended Practice 2A (RP2A). 19th edition. Washington,

    D.C.

    American Petroleum Institute (API). 1994. "Standard Method of Testing

    Piles Under Axial Compressive Load." Annual Book of API

    Standards.

    American Petroleum Institute (API). 2000. Recommended Practice for

    Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms-

    Working Stress Design. API Recommended Practice 2A-WSD

    (RP2A-WSD). 21th edition. Washington, D.C.

    Benamar, A., 2000, Dynamic pile response using two pile-driving

    techniques, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 20 (2000)

    243247, Elsevier

    Bowles, Joseph E. 1982. Foundation Analysis and Design. Third

    Edition. Mc.Graw-Hill Companies, Inc. New York.

    Das, Braja M. 1999. Principles of Foundation Engineering. Fourth

    Edition. Brooks/Cole Publishing Company. California

    Hannigan, P.J., et al, 1996, Design and Construction of Driven Pile

    Foundations, U.S DOT Federal Highway Administration Report No.

    FWHA-41-96-033

    Hussein, M.H. et al, 1989. Dynamic Evaluation Techniques for Offshore

    Pile Foundations. Proceedings of the 7th International Symposium on

    Offshore Engineering: Rio de Janeiro, Brazil; 287-302.

    Hussein, M.H. et al, 2006. Pile Driveability and Bearing Capacity in

    High-Rebound Soils. ASCE GEO Congress: Atlanta, Georgia.

    Kraft, L.M.,Jr., Stevens, R.F., & Dowland, J.H. 1980. Pile Drivability.

    State of the Art ,Review, Research and Development. Report No.

    0578-911. McClelland Enggineers

    Nahl, B, 1990, A Continuum Method Of Pile Driving Analysis:

    Comparison with The Wave Equation Method, Computers and

    Geotechnics 0266-352X/91/$03-50, Elsevier

    Poulos, H. G. and E. H. Davis. 1980. Pile Foundation Analysis and

    Design. John Wiley and Sons, Inc. Canada.

    Pile Dynamics, Inc. (PDI) 2005. GRLWEAP Wave equation analysis of

    pile driving: Procedures and models. Cleveland, Oh.

    Rausche, F., Liang, L., AIIm, R., and Rancman, 0. 2004. Applications and

    correlations of the wave equation analysis program GRLWEAP.

    Proceedings, 7th International Conference on the Application of

    Stress-Wave Theory to Piles. Petaling Jaya. Selangor. Malaysia. pp.

    107-123.

    Sakr, M., 2007, Wave equation analyses of tapered FRPconcrete piles in

    dense sand, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 27 (2007)

    166182, Elsevier

    Semple, R.M., & Gemeinhardt, J.P. 1981. Stress History Approach to

    Analysis of Soil Resistance to Pile Driving. OTC 3969. 13th Annual

    OTC. Offshore Technology Conference. Houston.

    Skempton, A. W. & Bjerrum, L. 1957. A Contribution to the Settlement

    Analysis of Foundations on Clay. Geotechnique. Vol. 7. p. 168-178.

    Smith, E.A.L. 1960. Pile Driving Analysis by the Wave Equation.

    Journal, Soil Mechanics and Foundation Division. ASCE. Vol. 86.

    No. SM4. pp. 35-61.

    Stevens et al,. 1982, Evaluating Pile Drivability for Hard Clay, Very

    Dense Sand, and Rock, Offshore Tech Conf, OTC4205, Houston

    http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=200http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=200http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=200http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=91http://www.pile.com/Reference/openPaper.asp?sessionID=91