New PERENCANAAN MODIFIKASI STRUKTUR GEDUNG MENARA...

TUGAS AKHIR – RC301605

PERENCANAAN MODIFIKASI STRUKTUR GEDUNG MENARA PARKSON DI KOTA PADANG MENGGUNAKAN STRUKTUR BAJA DENGAN SISTIM RANGKA BRESING EKSENTRIK

DEDED EKA SAHPUTRA NRP 3114 105 012 Dosen Pembimbing: ENDAH WAHYUNI, ST., M.Sc., Ph.D ANIENDHITA RIZKI AMALIA, ST. MT JURUSAN TEKNIK SIPIL Fakultas Teknik Sipil Dan Perencanaan Institut Teknologi Sepuluh Nopember Surabaya 2016

Print to PDF without this message by purchasing novaPDF (http://www.novapdf.com/)

http://www.novapdf.com/


TUGAS AKHIR – RC301605

STRUCTURAL MODIFICATION OF PARKSON TOWER BUILDING DESIGN IN PADANG USING SYSTEM WITH ECCENTRICALLY BRACED STEEL FRAME STRUCTURE

DEDED EKA SAHPUTRA NRP 3114 105 012 Dosen Pembimbing: ENDAH WAHYUNI, ST., M.Sc., Ph.D ANIENDHITA RIZKI AMALIA, ST. MT CIVIL ENGINEERING DEPARTEMENT Faculty of Civil Engineering and Planning Sepuluh Nopember Institute of Technology Surabaya 2016




i

STRUCTURAL MODIFICATION OF PARKSON TOWER BUILDING DESIGN IN PADANG USING SYSTEM WITH

ECCENTRICALLY BRACED STEEL FRAME STRUCTURE

NamaMahasiswa : Deded Eka Sahputra NRP : 3114105012 Jurusan : Teknik Sipil FTSP-ITS DosenKonsultasi : Endah Wahyuni, ST, MSc, PhD Aniendhita Rizki Amalia, ST. MT

ABSTRAK

Parkson tower is an office building located in Bintaro Jaya, Tangerang Selatan. This building is designed with reinforced concrete structure, which consists of 11 floors, with a height of +45m, plus 4 basement floors, which functioned as a parking area, with a depth of +12 m below the ground surface. The new Parkson Towerbuilding is planned to built in the city of Padang, West Sumatra. As known, Padang is an area with high seismic zones that require special designs for buildings. The building will be modified by increasing the number of floors of the building of 11 floors to 15 floors and a basement that were previously functioning into a parking area will be eliminated, because the parking lot will be transferred to the area next to the building, with the availability of spacious parking area.

In this final project, the building is redesigned with a steel Eccentrically Braced Frame System (EBFS)structure. A type of bracing is inverted V bracing.Eccentrically Braced Frame System (EBFS) is a frame work system with stiffener beams and columns, where the end of each stiffener is connected to isolate parts of the beam, called a link. Inthe EBFS, link is the weakest part, thus at every failure or collapse of the structure, damage should occur first on the link. The concepts of the EBFS is designed to the other elements remain in the elastic condition. The purpose of this final project is to produce the structural design of steel beams includes planning of the filled steel tube concrete columns, the profile link EBFS, the bracing profile and the foundations that meet the security requirements on the structure that based of SNI 03-2847-2013, SNI 03-1729 -2002, SNI 03-1726-2012, and PPIUG 1987.

Keywords: Planning structure, Eccentrically Braced Frame System.




i

PERENCANAAN MODIFIKASI STRUKTUR GEDUNG MENARA PARKSON DI KOTA PADANG MENGGUNAKAN

STRUKTUR BAJA DENGAN SISTIM RANGKA BRESING EKSENTRIK

NamaMahasiswa : Deded Eka Sahputra NRP : 3114105012 Jurusan : Teknik Sipil FTSP-ITS DosenKonsultasi : Endah Wahyuni, ST, MSc, PhD Aniendhita Rizki Amalia, ST. MT

ABSTRAK

Menara Parkson merupakan sebuah gedung perkantoran yang terletak di Bintaro Jaya, Tanggerang Selatan. Gedung ini di desain dengan struktur beton bertulang, yang terdiri dari 11 lantai, dengan tinggi +45m, ditambah 4 lantai basement, yang difungsikan sebagai area parkir, dengan kedalaman 12 m dibawah permukaan tanah. Rencananya Gedung baru Menara Parkson akan dibangun di kota Padang, Sumatera Barat. Sebagaimana diketahui bahwa Padang merupakan daerah dengan zona gempa tinggi yang memerlukan desain khusus untuk bangunan gedung. Gedung akan dimodifikasi dengan menambah jumlah lantai bangunan dari 11 lantai menjadi 15 lantai dan basement yang sebelumnya yang berfungsi menjadi lahan parkir akan dihilangkan, karna lahan parkir akan dialihkan ke area disamping gedung, dengan ketersediaan lahan parkir yang luas.

Dalam Tugas Akhir ini dilakukan perencanaan ulang menggunakan struktur baja dengan Sistem Rangka Bresing Eksentrik (SRBE) memakai jenis bresing inverted V. Sistem Rangka Bresing Eksentrik (SRBE) merupakan sistim rangka balok dan kolom dengan pengaku, dimana pada ujung dari setiap pengaku terhubung untuk mengisolasi bagian dari balok yang disebut link. Pada SRBE, link merupakan bagian Terlemah. Jadi pada setiap kegagalan atau keruntuhan pada struktur harus terjadi kerusakan dahulu pada link. Konsep desain SRBE adalah link ditetapkan sebagai bagian yang akan rusak, sedangkan elemen lain tetap berada dalam kondisi elastik. Tujuan dari Tugas akhir ini adalah menghasilkan perencanaan struktur gedung baja meliputi perencanaan balok induk, balok anak ,kolom concrete filled steel tube, Profil link SRBE, Profil bresing dan pondasi yang




ii

memenuhi persyaratan keamanan struktur berdasarkan SNI 03-2847-2013, SNI 03-1729-2002, SNI 03-1726-2012, dan PPIUG 1987. Kata kunci : Perencanaan struktur, Rangka Bresing Eksentrik, link.




v

DAFTAR ISI

HALAMAN JUDUL

HALAMAN PENGESAHAN

ABSTRAK........................................................................... i

ABSTRACT ........................................................................ iii

KATA PENGANTAR ......................................................... iv

DAFTAR ISI ....................................................................... v

DAFTAR GAMBAR ........................................................... xv

DAFTAR TABEL ............................................................... xxi

BAB I PENDAHULUAN .................................................... 1

1.1 Latar Belakang ............................................................. 1

1.2 Perumusan Masalah .................................................... 2

1.3 MaksuddanTujuan ........................................................ 3

1.4 Batasan Masalah .......................................................... 3

1.5 Manfaat ....................................................................... 4

BAB II TINJAUAN PUSTAKA ......................................... 6

2.1 Umum ......................................................................... 6

2.2 Struktur Rangka Baja Tahan Gempa ............................ 7

2.2.1 Sistim Rangka Pemikul Momen (SRPM) .......... 8

2.2.2 Sistim Rangka Bresing Konsentris (SRBK)....... 9

2.2.3 Sistim Rangka Bresing Eksentrik(SRBE) .......... 11




vi

2.2.4 Perilaku Link Beam (SRBE) ............................. 14

2.2.4.1 KuatElemenLink Beam .................. 14

2.2.4.2 PanjangElemenLink Beam ............. 16

2.2.4.3 SudutRotasiLink Beam ................... 18

2.2.4.4 PendetailamLink Beam .................. 19

BAB III METODOLOGI ................................................... 21

3.1 Diagram alir Perencanaan ......................................... 21

3.2 Uraian Metodologi Perencanaan .................................. 22

3.2.1 Pengumpulan Data ............................................. 22

3.2.2 Studi Literatur .................................................... 22

3.2.3 Preliminary Desain ............................................. 23

3.2.4 Pembebanan Pada Struktur ................................. 23

3.2.1 Perencanaan Gempa ........................................... 25

3.3 Pemodelan Analisa Struktur ........................................ 27

3.4 Analisa Struktur .......................................................... 28

3.5 Kontrol Struktur .......................................................... 28

3.6 Kontrol Desain Struktur .............................................. 30

3.6.1 Perhitungan Kontrol Elemen Balok .................. 30

3.6.2 Perhitungan Kontrol Elemen Kolom ................. 36

3.6.3 Perhitungan Kontrol Elemen Link ................... 37

3.6.4 Analisa Penampang Bresing ............................. 42




vii

3.7 Sambungan .................................................................. 43

3.8 Perencanaan Pondasi ................................................... 48

3.9 Perencanaan Poer ........................................................ 52

3.10 MenyusunGambarKerja ............................................... 54

BAB IV PERENCANAAN STRUKTUR SEKUNDER ..... 56

4.1 PerencanaanPelatLantai ............................................... 56

4.1.1 PerencanaanPelatLantaiAtap ............................. 59

4.1.2 PerencanaanPelatLantaiPerkantoran.................. 58

4.2 PerencanaanBalokAnak ............................................... 62

4.2.1 BalokAnakLantaiAtap ...................................... 62

4.2.2 BalokAnakLantaiPerkantoran ........................... 75

4.2.3 BalokPenggantung Lift 2 Car ............................ 87

4.3 Perencanaan Tangga Dan Bordes ................................. 94

4.3.1 PerencanaanAnak Tangga ................................. 96

4.3.2 PerencanaanPengakuAnakTangga..................... 98

4.3.3 PerencanaanBordes ........................................... 101

4.3.4 PerencanaanBalok Utama Tangga ................................ 102

4.3.5 Balok Penumpu Tangga ............................................... 108

4.3.6 Sambungan Balok Utama Tangga Dengan Balok

Penumpu Tangga .............................................. 113




viii

BAB V PERMODELAN STRUKTUR............................... 117

5.1 PermodelanStruktur ..................................................... 117

5.2 PembebananStrukturUtama ......................................... 119

5.2.1 Berat Total Bangunan ....................................... 120

5.2.2 KombinasiPembebanan .................................... 121

5.3 PembebananGempaDinamis ........................................ 121

5.3.1 ArahPembebanan ............................................. 121

5.3.2 Parameter Respon Spectrum Rencana ............... 122

5.4 AnalisisStruktur .......................................................... 128

5.4.1 KontrolNilaiAkhirResponSpektrum .................. 128

5.4.2 KontrolPartisipasi Massa .................................. 131

5.4.3 KontrolSimpanganAntarLantai (Drift) .............. 133

BAB VI PERENCANAAN STRUKTUR PRIMER ........... 134

6.1 Perencanaan Link ........................................................ 134

6.1.1 Link Arah Y ........................................................ 134

6.1.2 Pengaku Link Arah Y ........................................ 137

6.1.3Link Arah X ......................................................... 138

6.1.4 Pengaku Link Arah Y ........................................ 141

6.2 PerencanaanBalok Du Luar Link ................................. 142

6.2.1 Balok Di Luar LinkArah Y ............................... 142

6.2.2 Balok Di Luar LinkArah X ............................... 147




ix

6.2.3 Perencanaan Bressing ....................................... 152

6.3.1 BressingArahY .................................................. 152

6.3.2 BressingArahX .................................................. 154

6.4 PerencanaanBalok Induk ............................................. 155

6.4.1 Balok Induk WF 500.200.10.16 ........................ 157

6.5 PerencanaanStruktur Kolom ........................................ 167

6.5.1 Kolom Komposit .............................................. 168

6.6 PerencanaanSambungan .............................................. 176

6.6.1 Sambungan Balok Anak Lantai KantorDengan

Balok Induk ...................................................... 176

6.6.2 Sambungan Balok Anak Atap Dengan Balok

Induk ......................................................... 179

6.6.3 Sambungan Kolom - Kolom ............................. 182

6.6.4 Sambungan Balok Utama dengan Kolom .......... 192

6.6.5 Sambungan Batang Bresing .............................. 199

BAB VI PERENCANAAN STRUKTUR BAWAH............ 203

7.1 Umum ......................................................................... 203

7.2 Data Tanah .................................................................. 203

7.3 Perencanaan Pondasi ................................................... 203

7.4 Daya Dukung Tanah .................................................... 205

7.4.1 Daya Dukung Tanah Tiang Tunggal ................. 205

7.4.2 Daya Dukung Tanah Tiang Pancang Kelompok 206




x

7.4.3 Repetisi Beban Diatas Tiang Kelompok............ 207

7.5 Perhitungan Pondasin Kolom ...................................... 207

7.5.1 Daya Dukung Satu Tiang Pancang .................... 207

7.5.2 Perhitungan Repatisi Beban Diatas Tiang

Kelompok ...................................................... 209

7.5.3 Perencanaan Poer Pada Kolom ......................... 210

7.5.4 Kontrol Geser Pons .......................................... 210

7.5.5 Penulangan Poer ............................................... 214

7.6 Perencanaan Kolom Pedestal ....................................... 218

7.7 Perencanaan Sloof ....................................................... 220

7.7.1 Penulangan Lentur Sloof .................................. 220

7.7.2 Penulangan Geser Sloof.................................... 222

BAB VIII PENUTUP .......................................................... 224

8.1 Kesimpulan ................................................................. 224

8.2 Saran ........................................................................... 225

DAFTAR PUSTAKA

LAMPIRAN




xxi

DAFTAR TABEL Tabel3.1 Simpangan Antar Tingkat Izin ..................... 30

Tabel3.2 Ketentuan pengaku badan pada link ............. 41

Tabel4.1 Rekap Perhitungan Pelat Atap ...................... 58

Tabel4.2 Rekap Perhitungan Pelat Lantai kantor ......... 61

Tabel4.3 Rekap Dimensi Balok Anak Atap ................ 74

Tabel4.4 Rekap Dimensi Balok 1-14 .......................... 86

Tabel5.1 TabelPerhitungan N Rata-Rata ..................... 123

Tabel5.2 Nilai Periode Fundamental (T) dan Percepatan

Respon Spektra (Sa) berdasarkan ketentuan SNI

1726:2012 Pasal 6.4 .............................................................. 125

Tabel5.3 Gaya Geser Dasar Akibat Beban Gempa ...... 130

Tabel5.4 Gaya GeserDasarAkibatBebanGempa .......... 131

Tabel5.5 Kontrol Simpangan Antar Lantai Akibat Beban

Gempa Arah X ............................................ 133

Tabel5.6 Kontrol Simpangan Antar Lantai Akibat Beban

Gempa Arah Y ............................................ 133

Tabel6.1 Tabel gaya dalam Linkarah Y ....................... 134

Tabel6.2 Tabel gaya dalam Linkarah X ....................... 139

Tabel6.3 Rekap Profil Balok Link .............................. 142

Tabel6.4 Tabel gaya dalam balok diluar Linkarah Y.... 143

Tabel6.5 Tabel gaya dalam balok diluar Linkarah X.... 148




xxii

Tabel6.6 Rekap Profil Balok diluarLink ..................... 151

Tabel6.7 Rekap Profil Untuk Bresing ......................... 156

Tabel6.8 Dimensi Balok Induk Lantai dan Balok Anak

Lantai .................................................................... 176

Tabel7.1 Hasil Analisis ETABS ................................. 209




xv

DAFTAR GAMBAR Gambar 2.1 Momen Resisting Frames ............................. 8

Gambar 2.2 KonfigurasiSistemSRBK ............................. 10

Gambar 2.3 Struktur Rangka Bresing Eksentrik (SRBE) . 12

Gambar 2.4 Gaya Yang BekerjaPadaLink ........................ 15

Gambar 2.5 SudutRotasiLink Beam ................................. 18

Gambar 2.6 Detailing Pada Link Beam ............................ 20

Gambar3.1 Diagram Alir ............................................... 21

Gambar3.2 PetaSpektra 0,2DetikUntukPeriode

UlangGempa 2500 Tahun ............................ 26

Gambar 3.3 PetaSpektra 1 DetikUntukPeriodeUlang

Gempa 2500 Tahun ...................................... 26

Gambar3.4 Penentuan Simpangan Antar Tingkat............ 29

Gambar3.5 KontrolGeser Pons PadaPoerAkibat

Tiang Pancang ............................................ 53

Gambar4.1 DenahPelatLantaiAtap ................................. 56

Gambar4.2 PenulanganPelatAtap ................................... 59

Gambar4.3 DenahPelatLantaiPerkantoran ...................... 59

Gambar4.4 PenulanganLantaiPerkantoran ...................... 62

Gambar4.5 DenahBalokLantaiAtap ................................ 63

Gambar4.6 Bidang D dan M Pada Balok sebelum Komposit .................................................................... 64




xvi

Gambar4.7 Potongan Balok anak ................................... 71

Gambar4.8 Denah Balok Lantai 1-14 ............................. 75

Gambar4.9 Bidang D dan M Pada Balok sebelum Komposit .................................................................... 76

Gambar4.10 Potongan Balok anak ................................... 83

Gambar4.11 SectionHoistway .......................................... 87

Gambar4.12 Lift .............................................................. 88

Gambar4.13 Model PembebananBalokPenggantungLift ... 90

Gambar4.14 Distribusi tegangan plastis ........................... 92

Gambar4.15 DenahTangga .............................................. 95

Gambar4.16 Potongan Tangga A -A ................................ 96

Gambar4.17 Pelat anak tangga ......................................... 96

Gambar4.18 Model Pembebanan Pelat Tangga ................ 98

Gambar4.19 Denah Bordes .............................................. 101

Gambar4.20 Gambar Sketsa Pembebanan balok utama tangga .................................................................... 103

Gambar4.21 Sketsa bidang momen pada balok tangga ..... 106

Gambar4.22 Sketsa profil Canal 260.90.10.14.................. 107

Gambar4.23 Pembebanan Balok Penumpu Tangga .......... 109

Gambar4.24 Sambungan Balok Utama Tangga Dengan Balok

Penumpu Tangga ........................................ 114

Gambar4.25 Sambungan balok tangga dengan balok tumpuan

tangga 115




xvii

Gambar5.1 DenahStrukturMenara Parkson ..................... 117

Gambar5.2 PermodelanGedungMenaraParkson .............. 118

Gambar5.3 Berat Total Bangunan (1D+1L) Analisa ETABS .................................................................... 120

Gambar5.4 HasilGrafikSpektrumResponDesain ............. 126

Gambar5.5 NilaiPeriode Fundamental Struktur (T) dari

Tabel Modal Participating Mass Ratio Program

AnalisaStruktur 126

Gambar5.6 ReaksiDasarStruktur .................................... 129

Gambar5.7 Rasio Partisipasi Massa Arah X Pemodelan

GedungMenaraParkson ......................................................... 132

Gambar5.8 RasioPartisipasi Massa ArahYPemodelan

GedungMenaraParkson ......................................................... 132

Gambar6.1 Elemen LinkArahY ...................................... 134

Gambar6.2 Elemen LinkArahX ...................................... 138

Gambar6.3 Elemen Balok di Luar Link Arah Y. ............. 142

Gambar6.4 Elemen Balok di Luar Link Arah X .............. 147

Gambar6.5 Elemen Link Arah Y .................................... 152

Gambar6.6 Elemen Link Arah X .................................... 154

Gambar6.7 Denah Balok (Balok Induk B-16) ................. 157

Gambar6.8 Potongan balok Induk .................................. 163

Gambar 6.9 Distribusi tegangan negatif ........................... 165




xviii

Gambar 6.10 Denah Kolom yang Ditinjau (Kolom C8) ..... 167

Gambar6.11 Sketsapenampangkolom komposit ............... 169

Gambar6.12 Sketsakolom ................................................ 172

Gambar6.13 Sambungan Balok Anak Lantai Dengan Balok

Induk. .................................................................... 177

Gambar6.14 Detail Pelat Siku Pada Gelagar..................... 178

Gambar 6.15 Sambungan Balok Anak Atap Dengan Balok

Induk .................................................................... 180

Gambar 6.16 Detail Pelat Siku Pada Gelagar .................... 182

Gambar6.17 sambungan kolom – kolom .......................... 183

Gambar6.18 Sambungan Kolom Dengan Base Plate ........ 192

Gambar 6.19 Sambungan Kolom Dengan Balok Utama .... 193

Gambar 6.20 Gaya – gaya yang bekerja pada profil T ....... 196

Gambar6.21 Sambungan Bracing DenganBalok ............... 200

Gambar7.1 DenahRencanaPondasi ................................. 204

Gambar7.2 PondasiTiangPancang .................................. 208

Gambar7.3 Geser Ponds AkibatKolom ........................... 211

Gambar7.4 Geser Ponds AkibatTiangPancang ............... 213

Gambar7.5 AnalisaPoersebagaiBalokKantilever ............ 214

Gambar7.6 Pembebananpoerkolomtipe I

(arahsumbu x) .............................................. 214

Gambar7.7 Hasil Analisis Kolom Pedestal ..................... 219




xix

Gambar7.8 Penulangan Kolom Pedestal ......................... 220

Gambar7.9 Penampang Sloof 400 x 600. ........................ 223




xx

Halamaninisengajadikosongkan




1

BAB I PENDAHULUAN

1.1. Latar Belakang

Menara Parkson merupakan sebuah gedung perkantoran yang terletak di Bintaro Jaya, Tanggerang Selatan. Gedung ini di desain dengan struktur beton bertulang, yang terdiri dari 11 lantai, dengan tinggi +45m, ditambah 4 lantai basement, yang difungsikan sebagai area parkir, dengan kedalaman 12 m dibawah permukaan tanah.

Rencananya Gedung baru Menara Parkson akan dibangun di kota Padang, Sumatera Barat. Sebagaimana diketahui bahwa Padang merupakan daerah dengan zona gempa tinggi yang memerlukan desain khusus untuk bangunan gedung. Gedung akan dimodifikasi menggunakan struktur baja daktail, dengan menambah jumlah lantai bangunan dari 11 lantai menjadi 15 lantai dan basement yang sebelumnya yang berfungsi menjadi lahan parkir akan dihilangkan, karna lahan parkir akan dialihkan ke area disamping gedung, dengan ketersediaan lahan parkir yang luas. Modifikasi struktur Bangunan akan dirancang menggunakan Sistem Rangka Bresing Eksentrik (SRBE). Diharapkan dengan system tersebut, pembangunan gedung kantor baru ini sanggup memikul beban gravitasi dan lateral (gempa) yang tinggi.

Sistem Rangka Bresing Eksentrik (SRBE) merupakan konsep desain gabungan antara konsep daktilitas dan disipasi energi yang baik dari desain SRPM, dengan karakteristik kekakuan elastik yang tinggi dari desain Sistem Rangka Bresing Konsentris (SRBK). SRBE merupakan sistim rangka dengan balok dan kolom dengan pengaku, dimana pada ujung dari setiap pengaku terhubung untuk mengisolasi bagian dari balok yang disebut link. SRBE biasa disebut sebagai hybrid system antara sistim SRPM dan SRBE karena SRBE mampu memikul kombinasi antara beban rangka dan truss. SRBE memiliki




2

daktilitas yang tinggi seperti halnya pada sistim rangka pemikul momen tetapi juga memiliki kekakuan yang tinggi tinggi seperti SRBK (Budiono, 2011). SRBE diharapkan menahan deformasi inelastis yang signifikan pada link saat struktur mengalami gaya gempa. (Rossi, 2007).

Sebagaimana kelebihan dari SRBE yang telah dipaparkan di atas,pengerjaan struktur baja tersebut juga lebih praktis dan cepat dibandingkan dengan struktur beton bertulang sehingga waktu dan tenaga kerja dapat dipangkas yang nantinya juga akan berpengeraruh kepada biaya konstruksi. Karena keunggulan inilah maka dilakukan perancangan modifikasi gedung dari beton bertulang menjadi struktur baja sistim SRBE. Konfigurasi SRBE yang digunakan untuk modifikasi gedung ini adalah bentuk V terbalik.

1.2. Perumusan Masalah

Permasalahan utama dalam penyusunan tugas akhir ini adalah :

1. Persyaratan dan standar apa yang digunakan dalam perancangan modifikasi?

2. Bagaimana langkah perancangan modifikasi terhadap komponen struktur balok kolom menggunakan SRBE dilakukan?

3. Bagaimana asumsi pembebanan setelah di modifikasi? 4. Bagaimana melakukan analisa struktur dengan program

ETABS ? 5. Bagaimana langkah merencanakan dan perhitungan

sambungan ? 6. Bagaimana merencanakan pondasi struktur yang

mendukung kestabilan struktur? 7. Bagaimana menuangkan hasil perencanaan ke dalam

gambar teknik?




3

1.3. Tujuan

Secara garis besar tujuan dari penyusunan tugas akhir ini adalah untuk:

1. Dapat melakukan modifikasi struktur gedung menjadi struktur baja mengunakan system SRBE berdasarkan standart yang berlaku.

2. Melakukan perencanaan dan perhitungan modifikasi terhadap komponen struktur baja dengan sistim SRBE

3. Menetapkan dan memperhitungkan pembebanan terhadap struktur yang dimodifikasi.

4. Melakukan analisa struktur dengan program ETABS 5. Dapat merencanakan sambungan. 6. Menentukan jenis pondasi yang sesuai dengan data tanah

yang diperoleh dan dapat merencanakannya. 7. Menggambarkan struktur secara kesuluruhan dari desain

yang telah dilakukaan sebagai hasil akhir dari perancangan modifikasi gedung struktur baja SRBE

1.4. Batasan Masalah Batasan masalah dalam tugas akhir perancangan gedung

ini adalah : 1. Tidak membandingkan kecepatan waktu pelaksanaan

proyek konstruksi gedung menggunakan sistem SRBE, dengan sistem lain nya.

2. Tidak meninjau analisa biaya dan manajemen konstruksi. 3. Pemodelan dan perhitungan struktur menggunakan

software ETABS 4. Bangunan tidak menggunakan basement, karna basement

yang berfungsi sebagai lahan parkir akan di alihkan ke area disamping gedung dengan ketersediaan lahan yang luas.

5. Persyaratan keamanan struktur berdasarkan SNI 03-2847-2013, SNI 03-1729-2002, SNI 03-1726-2012, dan PPIUG 1987.




4

1.5. Manfaat

Adapun manfaat dari penulisan tugas akhir ini diharapkan dapat memberikan wawasan khususnya kepada penulis tentang perancangan modifikasi struktur menggunakan SRBE. Serta Tugas Akhir ini diharapkan dapat digunakan menjadi bahan pertimbangan dalam melakukan modifikasi struktur.




6

BAB II TINJAUAN PUSTAKA

2.1. Umum Indonesia merupakan daerah gempa aktif, berdasarkan SNI

03-1726-2002 wilayah gempa di Indonesia dibagi menjadi 6 wilayah. Bangunan harus didesain supaya mampu menahan gempa yang kira-kira akan terjadi di daerahnya. Dalam memilih sistem stniktur yang tepat, ada beberapa faktor yang perlu dipertimbangkan misalnya tinggi bangunan, arsitektural, dan fungsi bangunan. Dengan mendesain bangunan sesuai dengan berbagai ketentuan yang ada di SNI diharapkan struktur bangunan tersebut tidak mengalami keruntuhan pada saat terjadi gempa. Di dalam SNI 03-1726-2002 dijelaskan mengenai ketentuan-ketentuan mengenai pengelompokan gedung beraturan dan tidak beraturan, daktilitas struktur, pembehanan gempa nominal, wilayah gempa Indonesia beserta respons spektrum gempa untuk masing-masing wilayah. kinerja struktur gedung, dan lain-lain.

2.2 Struktur Rangka Baja Tahan Gempa Struktur suatu bangunan bertingkat tinggi harus dapat

memikul beban-beban yang bekerja pada struktur tersebut, di antaranya beban gravitasi dan beban lateral. Beban gravitasi adalah beban mati struktur dan beban hidup, sedangkan yang termasuk beban lateral adalah beban angin dan beban gempa.

Tujuan desain bangunan tahan gempa adalah untuk mencegah terjadinya kegagalan struktur dan kehilangan korban jiwa, dengan tiga kriteria standar sebagai berikut:

1. Gempa ringan : Bangunan tidak boleh rusak secara struktural dan arsitektural (komponen arsitektural diperbolehkan terjadi kerusakan seminimum mungkin)




7

2. Gempa sedang : Komponen struktural (balok dan kolom) tidak diperbolehkan rusak sama sekali tetapi komponen arsiektural diperbolehkan terjadi kerusakan (seperti : kaca).

3. Gempa Berat : Boleh terjadi kerusakan pada komponen struktural tetapi tidak menyebabkan keruntuhan bangunan.

Untuk mencapai kriteria tersebut, perencanaan bangunan struktur tahan gempa harus dapat memperhitungkan dampak dari gaya lateral yang bersifat siklis (bolak-balik) yang dialami oleh struktur selama terjadinya gempa bumi. Untuk memikul gaya lateral yang dialami oleh bangunan, struktur harus dapat memiliki daktilitas yang memadai di daerah joint atau elemen struktur tahan gempa seperti bresing, link, atau dinding geser.

Perencanaan struktur dapat direncanakan dengan mengetahui skenario keruntuhan dari struktur tersebut dalam menahan beban maksimum yang bekerja. Pelaksanaan konsep desain kapasitas struktur adalah memperkirakan urutan kejadian dari kegagalan suatu struktur berdasarkan beban maksimum yang dialami struktur. Sehingga kita merencanakan bangunan dengan elemen-elemen struktur tidak dibuat sama kuat terhadap gaya yang direncanakan, tetapi ada elemen-elemen struktur atau titik pada struktur yang dibuat lebih lemah dibandingkan dengan yang lain dengan harapan di elemen atau titik itulah kegagalan struktur terjadi pada saat beban gempa maksimum bekerja.

Terdapat beberapa jenis portal baja tahan gempa, secara umum terdapat dua jenis portal baja tahan gempa yaitu Braced Frames dan Moment Resisting Frames. Masing- masing jenis ini memiliki karakteristik yang berbeda.




8

2.2.1 Sistem Rangka Pemikul Momen (SRPM) Sistem rangka pemikul momen mempunyai kemampuan

menyerap energi yang baik, tetapi memerlukan adanya simpangan antar lantai yang cukup besar supaya timbul sendi- sendi plastis pada balok yang akan berfungsi untuk menyerap energi gempa. Pada sistem SRPM, sambungan antara balok ke kolom harus didesain cukup kuat untuk memperkuat kekuatan balok dan mengurangi resiko brittle pada sambungan balok kolom. Dengan rentang balok yang cukup lebar (tanpa pengaku), sistem SRPM dapat memberikan deformasi yang cukup besar dibandingkan dengan jenis portal baja tahan gempa lainnya. Tetapi sistem SRPM memberikan simpangan yang terjadi begitu besar sehingga akan menyebabkan struktur menjadi tidak kaku yang berakibat kerusakan non strukural yang besar sehingga membuat bertambahnya pengaruh P-Δ terutama pada bangunan yang tinggi. Dengan demikian, jika dibandingkan dengan struktur portal baja jenis lainnya, sistem struktur ini memiliki ukuran elemen struktur yang jauh lebih besar untuk menjaga deformasi strukturnya, seperti yang ditunjukan pada gambar 2.1

Gambar 2.1 Momen Resisting Frames (Sumber:Bruneau,1998)

Berdasarkan daktalitasnya, SRPM terbagi dalam 2 kategori, yaitu Special Moment Resisting Frames atau sistem rangka batang pemikul momen khusus (SRBPMK) dan Ordinary Moment Resisting Frames atau sistem pemikul momen biasa (SRPMB)




9

a. Sistem rangka batang pemikul momen khusus (SRBPMK) SRBPMK adalah suatu struktur rangka batang pemikul moment yang dipasang secara horizontal. SRBPMK didesain memiliki daktilitas yang tinggi dan pada sistem ini ada suatu segmen khusus yang terdiri dari beberapa panel dengan batang-batangnya direncanakan mengalami deformasi inelastik yang cukup besar pada segmen khusus saat memikul gaya- gaya akibat beban gempa rencana. Deformasi inelastik akan meningkatkan damping dan mengurangi kekakuan (stiffness)dari struktur.

b. Sistem rangka pemikul momen biasa (SRBPMB) SRPMB dapat mengalami deformasi inelastis yang terbatas pada komponen struktur dan sambungan- sambungannya akibat gaya gempa rencana. Pada SRPMB kekakuan (stiffness) lebih besar dibandingkan SRBPMK sehingga daktilitasnya lebih kecil.

2.2.2 Sistem Rangka Bresing Konsentris (SRBK )

Tidak seperti Sistem Rangka Pemikul Momen (SRPM), Sistem Rangka Bresing Konsentris (SRBK) adalah sistem penahan gaya lateral dengan karakteristik kekakuan elastik yang tinggi. Kekakuan yang tinggi diperoleh dari bresing diagonal yang menahan gaya lateral pada struktur frame, yang meningkatkan aksi gaya dalam aksial dan aksi lentur yang kecil. Perilaku tipikal dari bresing terhadap beban bolak-balik (cyclic) saat pertama kali dibebani dengan tarik dan tekan dapat dilihat pada Gambar 2.3(a) dan Gambar 2.3(b). Cr dan Cr’ adalah masing-masing kapasitas tekuk pertama kali dan kapasitas tekuk setelah tekuk yang pertama kali. Rangka bresing pada umumnya dianalisa dan didesain dengan mengabaikan momen pada sistem tersebut (AISC,2005). Pada sistem ini elemen bresing diharapkan mampu berdeformasi inelastik yang besar tanpa terjadi kehilangan yang signifikan pada kekuatan dan kekakuan struktur.




10

Gambar 2.2 Konfigurasi Sistem SRBK (Sumber: Engelhart, Kasai dan Popov,1986)

Gambar 2.3 Perilaku Konfigurasi Sistem SRBK (Sumber:Bruneau,1998)

Distribusi beban lateral pada bidang bresing, batang- batang bresing harus dipasang dengan arah gaya lateral yang sejajar pada bidang bresing, minimal 25% tapi tidak lebih dari 75% gaya horizontal total harus dipikul oleh batag bresing tarik, kecuali jika kuat nominal tekan Nn untuk setiap batang bresing lebih besar daripada beban berfaktor Nu (SNI 02-1726-2012).

Kategori struktur pada sistem struktur SRBK dibagi menjadi dua, yaitu Sistem Rangka Bresing Konsentrik Biasa




11

(SRBKB) dan Sistem Rangka Bresing Konsentrik Khusus (SRBKK).

a. Sistem Rangka Bresing Konsentrik Biasa (SRBKB) Pada sistem SRBKB ini struktur dapat mengalami deformasi inelastis secara terbatas apabila dibebani oleh gaya- gaya yang berasal dari gempa rencana.

b. Sistem Rangka Bresing Konsentrik Khusus (SRBKK) Pada sistem SRBKK struktur dapat berdeformasi inelastik cukup besar, yang diakibatkan gaya gempa rencana. Sistem SRBKK memiliki daktilitas yang lebih tinggi jika dibandingkan dengan SRBKB, hal ini dikarenakan deformasi pada SRBKK lebih besar dari deformasi pada SRBKB dan penurunan kekuatan pada SRBKK lebih kecil pada saat terjadi tekuk pada bresing.

Jadi secara umum, sistem struktur SRBK memiliki kekakuan yang lebih tinggi dibandingkan dengan struktur SRPM karena adanya elemen bresing pada struktur. Namun demikian, kekakuan yang besar pada SRBK mengkibatkan deformasi yang terjadi pada struktur lebih terbatas sehingga daktilitas struktur SRBK lebih rendah jika dibandigkan dengan sistem struktur SRPM.

2.2.3 Sistem Rangka Bresing Eksentrik (SRBE ) Sistem struktur SRBE merupakan struktur baja penahan

gaya lateral yang merupakan gabungan antara konsep daktilitas dan disipasi energi yang baik dari desain Sistem Rangka Pemikul Momen(SRPM) dengan karakteristik kekakuan elastik yang tinggi dari desain Sistem Sistem Rangka Bresing Konsentrik (SRBK). SRBE mengkombinasikan banyak keuntungan individu dari sistem kerangka konvensional, secara spesifik, SRBE memiliki elastisitas tinggi, respons inelastis stabil pada muatan lateral siklis, daktilitas dan kapasitas disipasi energi yang besar (Bruneau, 1998).




12

Konsep desain SRBE adalah sederhana, membatasi aksi inelastis pada link, dan mendesain kerangka di sekitar link untuk mempertahankan tegangan maksimum yang dapat diberikan oleh link. Desain dengan menggunakan strategi ini harus memastikan bahwa link bertindak sebagai sekering seismik ductile dan melindungi integritas dari kerangka seismik di sekitarnya (lihat Gambar 2.4(b)). Pada pembebanan cyclic, terlihat kurva hysteresis sistem SRBE stabil dan melingkar dengan baik, indikatif dari banyak disipasi energi (lihat Gambar 2.4 (c)). Sehingga yang menjadi konsep utama dalam struktur SRBE adalah elemen link ditetapkan sebagai bagian yang akan rusak sedangkan elemen lain diharapkan tetap berada dalam kondisi elastik. Kelehan yang terjadi pada elemen link dapat berupa kelelehan geser atau kelelehan lentur. Tipe kelelehan ini sangat tergantung pada panjang link tersebut. (Engelhardt dan Popov ,1989;1992).

Gambar 2.3Struktur Rangka Bresing Eksentrik (SRBE)

(Sumber: Seminar Nasional VI 2010 Teknik Sipil ITS, 2010)




13

Link beam merupakan elemen struktur yang direncanakan untuk berperilaku inelastis serta mampu untuk berdeformasi plastis yang besar pada saat terjadi beban lateral. Bagian link berfungsi untuk menyerap energi pada saat beban lateral (gempa). Mekanisme leleh pada elemen link terdiri dari 2 mekanisme leleh, yaitu kelelehan geser dan kelelehan lentur, tergantung dari panjang link (e) yang digunakan. Pada sistem struktur SRBE, kekakuan lateral merupakan fungsi dari perbandingan antara panjang link (e) dengan panjang elemen balok (L). Jika panjang elemen link lebih pendek, maka struktur portal menjadi lebih kaku mendekati kekakuan struktur SRBK dan jika panjang link lebih panjang, maka kekakuan struktur portal SRBE mendekati kekakuan struktur Sistem Rangka Pemikul Momen (SRPM). Pada struktur SRBE, elemen struktur diluar link direncanakan untuk berperilaku elastis sedangkan bagian link direncanakan untuk dapat berdeformasi inelastis pada saat terjadi beban lateral (gempa).

Meskipun sistem SRBE bukan merupakan konsep yang baru, aplikasi sistem ini pada sistem konstruksi tahan gempa sangat dapat diterima. Ketahanan bresing eksentrik pada konstruksi tahan gempa sangat tergantung pada kestabilan sistem struktur dan sifat inelastik dibawah beban cyclic lateral. Pada desain struktur SRBE yang baik, aktifitas inelastik dibawah beban siklik dibatasi terutama hanya terjadi pada elemen link yang didesain untuk dapat mengalami deformasi inelastik yang besar tanpa kehilangan kekuatan. Pada struktur SRBE ini, elemen- elemen struktur diluar link (balok, kolom dan bresing) didesain berdasarkan kapasitas link. Dengan membuat elemen link lebih lemah dari elemen struktur lainnya, kehancuran daktail diharapkan terjadi pada elemen link dan mengantisipasi agar elemen- elemen diluar link mengalami kehancuran non daktail,




14

seperti buckling pada elemen bresing. Karakteristik sistem struktur SRBE tergantung dari karakteristik elemen link nya (e). kekuatan struktur SRBE dipengaruhi oleh nilai perbandingan e/L atau pemendekan elemen link hingga mencapai batas kapasitas geser plastis dari link. Pada struktur SRBE, link pendek (e/L kecil) memiliki keunggulan dalam menyediakan kekakuan dan kekuatan struktur yang tinggi. Nilai e/L yang kecil mengakibatkan kebutuhan rotasi link yang sangat besar. Link panjang (e/L besar) menghasilkan kekakuan dan kekuatan yang rendah serta kebutuhan rotasi link yang lebih kecil. Nilai e/L yang besar menghasilkan struktur SRBE yang mendekati sifat struktur SRPM, sedangkan nilai e/L yang kecil menghsilkan struktur SRBE yang mendekati sifat struktur SRBK.

2.2.4 Perilaku Link Beam

2.2.4.1 Kuat Elemen Link Beam Link beam merupakan elemen balok pendek yang

direncanakan mengalami kelelehan lebih awal pada saat bekerjanya beban lateral pada struktur. Pada bagian link ini bekerja gaya geser (shear) pada kedua ujung link dengan besar yang sama dan arah yang berlawanan. Gaya geser yang bekerja tersebut mengakibatkan momen pada kedua ujung link dengan besar dan arah yang sama. Seperti Gambar 2.5 Gaya Yang Bekerja Pada Link




15

Gambar 2.4 Gaya Yang Bekerja Pada Link (Sumber: Engelhart dan Popov,1988;Becker dan M.Isler,1996)

Mekanisme leleh yang terjadi pada elemen link ditentukan oleh gaya geser dan lentur yang terjadi pada link. Apabila link mengalami mengalami leleh karena lentur, link tersebut berupa lentur, hal ini dipengaruhi oleh panjang link. Kekuatan (geser dan lentur) batas pada elemen link ditentukan dengan persamaan berikut:

Mp=Zx.fy (2.1) Vp=0,6fy h-2tf tw (2.2)

Keterangan: Mp = Momen plastis penampang Zx = Modulus plastis penampang fy = Tegangan leleh penampang Vp = Gaya geser plastis penampang h = Tinggi penampang tf = Tebal flens tw = Tebal web




16

Kuat geser rencana link, ϕVn harus lebih besar daripada Vu dengan:

Vn = Kuat geser nominal link, diambil yang terkecil diantara Vp atau 2Mp/e

ϕv = Faktor reduksi geser 0,9 e = Panjang link

ϕvVn=0,6ϕfy h-2tf tw (2.3)

Mn=Mp (2.4) ϕ Mn=Mu (2.5)

ϕVn=Vu (2.6) Keterangan: Mn = Momen lentur rencana link Mu = Momen lentur perlu ϕ = faktor reduksi lentur 0,9

2.2.4.2 Panjang Elemen Link Beam

Link beam bekerja sebagai sekering gempa yang bersifat daktail, menyerap energi gempa yang masuk kedalam bangunan. Panjang dari elemen link akan menentukan mekanisme leleh dan kegagalan ultimate yang terjadi pada elemen link. Secara umum terdapat 2 jenis link berdasarkan panjang linknya, yaitu link geser (short link) dan link lentur (long link). Link geser mengalami leleh disebabkan oleh gaya geser sedangkan link lentur mengalami leleh karena momen lentur. Panjang dari elemen link merupakan faktor penting untuk menentukan perilaku inelastik elemen link, panjang link berfungsi untuk mengontrol mekanisme leleh yang terjadi pada link. Pada link geser, gaya geser yang mencapai keadaan plastis (Vp) terlebih dahulu sebelum momen lentur mencapai kapasitas momen plastisnya dan link mengalami leleh dalam geser. Sebaliknya, pada link lentur, momen plastis (Mp) tercapai terlebih dahulu sebelum kelelehan geser terjadi.




17

Ketentuan mengenai panjang link (e) menurut SNI 03-1729-2002 adalah sebagai berikut:

e≤1,6Mp

VpLink geser (short links) (2.7)

1,6Mp

Vp≤e≤

2,6Mp

Vp: Link medium (intermediate links) (2.8)

≥2,6푀푉

∶ Link lentur(short links) (2.9)

Pada link geser, gaya geser yang terjadi konstan disepanjang link dan regangan geser inelastik terdistribusi merata sepanjang link. Hal ini mengakibatkan terjadinya pengembangan deformasi inelastis yang besar pada link. Pada link lentur, kelelehan lentur mendominasi respons struktur tersebut terhadap beban yang bekerja pada struktur, termasuk beban gempa dan regangan lentur yang sangat tinggi dibutuhkan pada bagian ujung-ujung link untuk menghasilkan deformasi inelastik pada link lentur. Tekuk geser inelastis pada bagian badan (web) merupakan model keruntuhan link geser. Tekuk yang terjadi ini dapat ditunda atau diperlambat dengan menambahkan pengaku pada bagian badan (web). Pada link lentur, model keruntuhan dapat berupa fraktur di bagian sayap (flens) pada elemen link. Selain itu, model keruntuhan lainnya dapat berupa tekuk pada bagian sayap (flens) dan tekuk torsi lateral pada link. Model keruntuhan ini dapat diperlambat dengan menambahkan pengaku pada elemen link. Panjang dan geometri dari link SRBE juga menentukan frame. Link pendek mirip dengan concentric braces, sedangkan link panjang mempunyai keunggulan arsitektural dan perencanaan untuk penyediaan ruang/ bukaan untuk pintu, jendela dan peralatan mesin.




18

2.2.4.3 Sudut Rotasi Link Beam Sudut rotasi link beam adalah sudut inelastis antara link

beam dan balok di samping link ketika besarnya total story drift sama dengan besarnya desain story drift, Δ. Sudut rotasi link beam seharusnya tidak melebihi nilai berikut:

0,08 radian untuk panjang link e ≤ 1,6Mp/Vp 0,02 radian untuk panjang link e ≥ 2,6Mp/Vp Interpolasi linier antara 0,08-0,02 radian jika panjang

link 1,6Mp/Vp ≤ e ≤ 2,6Mp/Vp

Gambar 2.5 Sudut Rotasi Link Beam (Sumber: Engelhart dan Popov,1988)

Secara umum, sudut rotasi link beam dapat menggunakan persamaan :

휸풑 = 푳풆휽풑 (2.10)

Keterangan: L = Lebar bentang h = Tinggi lantai Δp = Plastic story drift Ɵp = Plastic story drift angle, radians (Δp/h) γp = Sudut rotasi link beam




19

2.2.4.4 Pendetailan Link Beam

Pendetailan pada web link beam yaitu berupa pemberian web stiffners dapat memberikan perilaku link beam yang stabil, daktail serta terkontrol dibawah pembebanan cyclic (gempa). Full depth stiffners dibutuhkan pada kedua ujung link untuk mentransfer gaya geser pada elemen penahan, sehingga membutuhkan pengaku web untuk mencegah terjadinya tekuk (buckling). Dan full depth stiffners juga dibutuhkan ditengah-tengah link (link intermediate web) agar efektif dalam menahan tekuk geser pada web link dan dalam membatasi pengurangan kekuatan (strength degradation) akibat adanya flange local buckling dan lateral torsional buckling. Pengaku disambungkan ke link web dan link flanges dengan cara di las (fillet welded).

Adapun ketentuan jarak dan tebal web stiffners pada ujung dan tengah link beam antara lain:

a. Untuk panjang link e ≤ 1,6 Mp/Vp, maka harus disediakan intermediate web stiffners dengan jarak spasi interval tidak melebihi 30tw – d/5 untuk sudut rotasi link 0,08 radian atau 52tw – d/5 untuk sudut rotasi link 0,02 radian.

b. Intermediate web stiffners harus full depth. Untuk tinggi penampang link yang kurang dari 25 inch (635 mm), maka pengaku hanya diperlukan pada satu sisi saja (sisi depan) pada link web. Ketebalan pengaku pada satu sisi tersebut tidak boleh kurang dari tw atau 3/8 inch (10 mm) (pilih yang terbesar) dan lebarnya tidak kurang dari bf/2-tw.

c. Syarat dari ketebalan dari fillet weld (las) yang menghubungkan pengaku dengan link web adalah Astfy (LRFD), sedangkan untuk pengaku ke link flange adalah Astfy/4 (LRFD) yang mana Ast adalah area dari pengaku.




20

Gambar 2.6 Detailing Pada Link Beam (Sumber: Engelhart, Kasai dan Popov,1986




21

BAB III METODOLOGI

3.1. Diagram Alir Perencanaan

Metodologi ini akan menguraikan serta menjelaskan secara rinci penyelesaian perencanaan struktur secara lebih terperinci. Adapun langkah-langkah dalam penyelesaian perencanaan struktur ini di tuangkan dalam diagram alir perencanaan tugas akhir Diagram 3.1.

Gambar 3.1 Diagram Alir Metodologi Penyelesaian Tugas Akhir




22

3.2. Uraian Metodologi Perencanaan

3.2.1 Pengumpulan Data Mengumpulkan literatur - literatur yang berhubungan

dengan Sistem Rangka Bresing Eksentrik (SRBE) dan dasar perhitungan struktur dalam penyelesaian studi alternative pada gedung berstruktur baja. Serta mengumpulkan data umum bangunan kantor sebagai berikut :

Data umum bangungan eksisting 1. Nama Bangunan : Gedung Kantor Menara Parkson 2. Lokasi Bangunan : Bintaro, Tanggerang Selatan 3. Fungsi Bangunan : Gedung Kantor 4. Jumlah Lantai : (11 Lantai) + 4 lantai basement 5. Tinggi Gedung : 45 m 6. Zona Gemp : Tanggerang 7. Struktur Utama : Struktur Beton 8. Sistim Struktur : Dual System Data umum bangungan modifikasi 1. Nama Bangunan : Gedung Kantor Menara Parkson 2. Lokasi Bangunan : Padang, Sumatera Barat 3. Fungsi Bangunan : Gedung Kantor 4. Jumlah Lantai : 15 Lantai 5. Tinggi Gedung : 60 m 6. Zona Gempa : Padang 7. Struktur Utama : Struktur Baja Daktail 8. Sistim Struktur: Struktur Baja Daktail dengan SRBE

3.2.2 Studi Literatur

Studi litetatur dilakukan denga membaca, mengambil beberapa data referensi, dan juga kesimpulan dari beberapa sumber seperti buku, jurnal, dan perauran-peraturan yang dapat dipakai dalam desain gedung ini. Adapun beberapa referensi yang digunakan dalam studi literatur pada desain gedung ini :




23

1. Peraturan Pembebanan Indonesia Untuk Gedung (PPIUG) 1987.

2. SNI 03-1726-2012 tentang Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa Untuk Bangunan Gedung.

3. SNI 03-1729-2002 Tentang Tata Cara Perencanaan Struktur baja Untuk Bangunan Gedung.

4. Browsing penilitian terdahulu dan jurnal-jurnal tentang Desain Sistem Rangka Bresing Eksentrik (SRBE) melalui internet.

3.2.3 Preliminary Desain Preliminary dasain merupakan perencanaan awal dalam

penentuan dimensi komponen struktur. Preliminari desain dalam redisain gedung ini meliputi :

1. Perencanaan Dimensi Balok a. Balok Induk

Untuk Balok Induk digunakan baja profil WF. b. Balok Anak

Untuk balok anak menggunakan profil WF. 2. Perencanaan Dimensi Kolom

Pada kolom direncakan menggunakan kolom concrete filled steel tube.

3. Perencanaan Dimensi Profil Link SRBE Profil link menggunakan profil baja WF yang mana dimensi profil harus sama dengan balok induk.

4. Perencanaan Dimensi Profil Bresing SRBE Pada perencanaan gedung ini menggunakan bresing profil WF.

3.2.4 Pembebanan pada Struktur Dalam perencanaan struktur harus memperhitungkan

pengaruh-pengaruh aksi sebagai akibat dari beban-beban berikut ini : (SNI 03-1726-2012)

Beban mati (D) Beban hidup (L) Beban angin (W) Beban gempa (E)




24

Beban Mati (PPIUG 1987 Bab 2) Beban mati terdiri atas : a. Berat sendiri dari bahan-bahan bangunan penting dan dari

beberapa komponen gedung yang harus ditinjau di dalam menentukan beban mati dari suatu gedung, harus diambil menurut PPIUG 1987.

b. Apabila dengan bahan bangunan setempat diperoleh berat sendiri yang menyimpang lebih dari 10% maka berat sendiri tersebut harus diteentukan sendiri dengan memperhitungkan kelembaban setempat, dan nilai yang ditentukan ini harus dianggap sebagai nilai pengganti dari nilai yang telah ditentukan dalam PPIUG 1987. Penyimpangan ini dapat terjadi terutama pada pasir (antara lain pasir dan besi), koral (antara lain koral kwarsa), batu pecah, batu alam, batu bata, genting, dan beberapa jenis kayu.

c. Berat sendiri dari bahan bangunan dan sari komponen gedung yang tidak tercantum dalam PPIUG 1987 maka harus ditentukan sendiri.

Beban Hidup (PPIUG 1987 Bab 1 Pasal 1.2) Beban hidup adalah semua beban yang terjadi akibat penghunian atau penggunaan suatu gedung, dan kedalamnya termasuk beban-beban pada lantai yang berasal dari barang-barang yang dapat berpindah, mesin-mesin serta peralatan yang tidak merupakan bagian yang tidak terpisahkan dari gedung dan dapat diganti selama masa hidup dari gudang itu, sehingga mengakibatkan perubahan dalam pembebanan lantai dan atap tersebut.

Beban Angin (PPIUG 1987 Bab 1 Pasal 1.3) Beban angin adalah semua beban yang bekerja pada gedung atau bagian gedung yang disebabkan oleh selisish dalam tekanan udara. Beban angin ditentukan dengan menganggap adanya tekanan positif dan negatif (isapan), yang bekerja tegak lurus pada




25

bidang-bidang yang ditinjau. Besarnya tekanan positif ini dinyatakan dalam kg/m², yakni ditentukan dengan mengalikan tekanan tiup yang ditentukan dalam pasal 4.2 (PPIUG) dengan koefisien-koefisien angin yang ditentukan dalam pasal 4.3 (PPIUG).

Beban Gempa (SNI-03-1726-2012). Beban gempa merupakan semua beban gempa statik ekivalen yang bekerja pada gedung atau bagian gedung yang menirukan pengaruh gerakan tanah akibat beban gempa tersebut. Dalam hal pengaruh gempa pada struktur gedung ditentukan berdasarkan suatu analisa dinamik, maka yang diartikan dengan beban gempa disini adalah gaya-gaya yang terjadi di dalam struktur tersebut terjadi akibat gerakan tanah akibat gempa tersebut.Beban gempa yang diterima oleh gedung dihitung berdasarkan peraturan gempa yang terbaru yakni SNI-1726-2012.

Kombinasi Pembebanan Pembebanan sesuai dengan SNI 03-1729-2002, dengan kombinasi-kombinasi sebagai berikut: (1) 1,4D (2) 1,2D + 1,6L + 0,5 (La atau H) (3) 1,2D + 1,6 (La atau H) + ( L L atau 0,8 W) (4) 1,2D + 1,3W + L L + 0,5 (La atau H) (5) 1,2D + 1,0E + L L (6) 0,9D - 1,0W + L L

3.2.5 Perencanaan Gempa Menentukan beban gempa dapat ditinjau dari beberapa

faktor yaitu, masa bangunan serta kekauan struktur, waktu getar alami, kondisi tanah, dan wilayah gempa struktur dilakukan konstruksi. Beban gempa yang diterima oleh struktur gedung




26

dihitung berdasarkan peratuan gempa terbaru yaitu SNI 03-1726-2012, seperti berikut : 1. Menentukan kategori resiko bangunan gedung I-IV (SNI-

1726-2012 Pasal 4.1.2) 2. Menentukan faktor keutamaan gempa ( SNI-1726-2012 Pasal

4.1.2) 3. Menentukan parameter percepatan tanah (Ss, S1) (SNI 03-

1726-2012 Pasal 14)

Gambar 3.2 Peta untuk Ss (Parameter Respons Spectral Percepatan Gempa Maksimum yang Dipertimbangkan

Risiko Tertarget, dengan Periode Ulang Gempa 2500 th)

Gambar 3.3 Peta untuk S1 (Parameter Respons Spectral Percepatan Gempa Maksimum yang Dipertimbangkan

Risiko Tertarget, dengan Periode Ulang Gempa 2500 th)




27

4. Menentukan klasifikasi situs (SA-SF) (SNI 03-1726-2012 Pasal 5.3) Dilakukan pengecekan terhadap tanah yang berada dibawah pondasi berdasarkan data tanah bangunan daerah yang dimodifikasi.

5. Menentukan faktor koefisien situs (Fa, Fv) (SNI 03-1726-2012 Pasal 6.2) Fa dan Fv didapat dengan menentukan nilai SMS danSM1

SMS = Fa. SS (Pasal 6.2 Per 5) SM1 = Fv. S1 (Pasal 6.3 Per 6)

6. Menghitung parameter percepatan desain (SDs, SD1) SDS = (2/3) SMS (Pasal 6.2 Per 7) SD1 = (2/3) SM1 (Pasal 6.3 Per 8)

7. Menentukan kategori desain seismik (Padal 6.5) Struktur harus ditetapkan memiliki suatu kategori desain seismic sesuai SNI-1726-2013 Pasal 6.5.

8. Memilih factor koefisien modifikasi respons (R), Faktor pembesaran defleksi (Cd) dan factor kuat lebih sistem (Ω0) untuk sistem penahan gaya gempa (Pasal 7.2.2)

9. Menentukan prosedur analisis gaya lateral 10. Prosedur gaya lateral ekivalen

3.3 Pemodelan Analisa Struktur Analisa struktur dalam perencanaan gedung tersebut

bertujuan untuk mengetahui gaya-gaya dalam yang timbul pada elemen struktur akibat beban yang bekerja. Gaya yang dihasilkan adalah gaya aksial, gaya geser, momen lentur dan momen puntir. Selain itu juga digunakan untuk mengetahui besarnya pergeseran lateral. Perhitungan analisa struktur ini dilakukan dengan program bantu analisis ETABS yang kemudian hasilnya digunakan untuk




28

dilakukan kontrol pada desain yang telah direncanakanAnalisa Struktur.

3.4 Analisa Struktur Setelah semua pembebanan di Input kedalam struktur,

maka selanjutnya akan dilakukan analisa struktur guna memperoleh :

- Periode Natural Struktur. - Reaksi Perletakkan Struktur - Percepatan Struktur - Displacement/ Drift Story

Hasil analisa struktur diatas bertujuan untuk : 1. Memastikan bahwa struktur yang kelak akan dimodelkan

dengan desain SRBE, sudah merupakan struktur yang stabil dan kuat tanpa melampaui ketentuan- ketentuan yang telah ditetapkan berdasarkan SNI atau peraturan yang lainnya.

2. Menentukan parameter kekakuan desain SRBE yang akan digunakan pada pemodelan.

3.5 Kontrol Struktur 1. Kontrol Hasil Analisa Struktur

Setelah melakukan analisis struktur bangunan, tahap selanjutnya adalah melakukan kontrol dimensi elemen struktur, yaitu kontrol penampang balok, sloof dan kolom. Dengan melakukan kontrol dimensi pada elemen struktur dapat diketahui apakah disain yang direncanakan sudah memenuhi persyaratan yang berlaku menurut studi literatur yang telah dibahas di atas sebelumnya. 2. Kontrol Partisipasi Massa

Analisis harus dilakukan untuk menentukan modes alami dari getaran untuk struktur yang dianalisis.Analisis harus sedemikian rupa sehingga partisipasi massa dalam menghasilkan respons total harus sekurang-kurangnya 90% (SNI1726-2012 pasal 7.9.1).




29

3. Kontrol Nilai Akhir Respons Spektrum Nilai gaya geser dasar hasil analisis respons spektrum,Vt,

sebaiknya tidak kurang dari 85% (fixed base) dan 80% (base isolation) nilai gaya geser dasar hasil analisis statik ekuivalen, V. Bila nilai Vt< V, nilai Vt harus dikalikan dengan 0,85 V/Vt (SNI-1726-2012 pasal 7.9.4.1) dan 0,85 V/Vt (SNI-1726-2012 pasal 12.6.2.2) 4. Kontrol Simpangan Antar Tingkat

Simpangan antar tingkat rencana harus dihitung sebagai perbedaan defleksi pada pusat massa di atas dan di bawah tingkat yang ditinjau. Besarnya defleksi pada tingkat x, δx, dapat dihitung dengan Persamaan (3-1) (SNI 03-1726-2012 pasal 7.8.6). Sementara untuk perhitungan simpangan antar lantai ditunjukkan pada Gambar 3.3. Nilai simpangan antar lantai ini tidak boleh melebihi simpangan antar lantai izin, hsx, pada Tabel 3.4 (koefisien situs Fa)

d xex

e

C

I

(3.1)

Gambar.3.4Penentuan Simpangan Antar Tingkat




30

Tabel 3.1 Simpangan Antar Tingkat Izin (SNI-1726-2012Tabel 16)

Struktur Kategori Resiko

I atau II III IV

Struktur, selain dari dinding geser batu bata, 4 tingkat atau kurang dari dasar, dengan dinding interior, partisi, langit-langit, dan sistem dinding eksterior yang telah didesain untuk mengakomodasi simpangan antar lantai

0,025hsx 0,020hsx 0,015hsx

Struktur dinding geser kantilever batu bata

0,010hsx 0,010hsx 0,010hsx

Struktur dinding geser batu bata lainnya

0,007hsx 0,007hsx 0,007hsx

Semua struktur lainnya 0,020hsx 0,015hsx 0,010hsx

3.6. Kontrol Desain Struktur Setelah diketahui gaya-gaya dalam dari elemen struktur, maka dilakukan kontrol pada elemen-elemen tersebut sesuai dengan peraturan SNI 03-1729-2002. 3.6.1 Perhitungan Kontrol Elemen Balok

a. Kontrol Lendutan

Lendutan ijin (SNI 03-1729-2002 pasal 6.4.3)




31

360ijin

Ly (3.2)

Lendutan akibat beban mati dan hidup (1D + 1L)

2

1 2max5

0,148 .

lap tump tump

x

Ly M M M

E I

(3.3)

b. Kontrol Kekuatan Balok Akibat Momen Lentur

Mu max ≤ φMn φ = 0,9 (3.4) Mu = Momen lentur rencana yang telah dihitung Mn = Kuat lentur nominal penampang

- Kontrol kuat nominal lentur penampang pengaruh

“Tekuk Lokal” (Local Buckling) Pelat Sayap

(3.5)

(3.6)

(3.7)

2.

bf

tf

370r

fy fr

370p

fy




32

Dimana : fr = tegangan tekan residual (sisa) pada pelat sayap fr = 70 MPa untuk penampang dirol atau buatan pabrik fr = 115 MPa untuk penampang dilas fy = tegangan leleh minimum

Pelat Badan

(3.8)

(3.9)

(3.10)

1) Penampang Kompak Untuk penampang yang memenuhi λ ≤ λp Kuat lentur nominal penampang adalah Mn = Mp 2) Penampang tak Kompak Untuk penampang yang memenuhi λp ≤ λ ≤ λr Kuat lentur nominal penampang ditentukan sebagai berikut

(3.11) (3.12)

3) Penampang Langsing Untuk pelat sayap yang memenuhi λr ≤ λ Kuat lentur nominal penampang adalah

h

tw

2550r

fy

1680p

fy

( )p

Mn Mp Mp Mrp




33

(3.13)

Batasan Momen 1. Momen leleh : My = S . fy (3.14) 2. Momen batas : Mp = S (fy-fr) (3.15) 3. Momen plastis : Mp = Z . fy (3.16)

- Kontrol kuat nominal lentur penampang pengaruh

“Tekuk Lateral” (Lateral Buckling) Lb = Jarak Pengaku Lateral

(3.17)

(3.18)

(3.19)

(3.20) (3.20)

2r

Mn Mr

1, 76E

Lp ryfy

21

2

.1 1

ry xLr x fy fr

fy fr

12

EGJAx

sx

2

2

4GJ

Iwx

Iy

sx




34

1) Bentang Pendek (Plastic Buckling) Untuk komponen struktur yag memenuhi Lb ≤ Lp Kuat nominal komponen struktur terhadap momen lentur adalahMn = Mp (3.21)

2) Bentang Menengah (Inelastic Buckling) Untuk komponen struktur yang memenuhi Lp ≤ Lb ≤ Lr

Kuat nominal komponen struktur terhadap momen lentur adalah :

(3.22)

(3.23)

3) Bentang Panjang (Elastic Buckling) Untuk komponen struktur yang memenuhi Lb ≥ Lr

Kuat nominal komponen struktur terhadap momen lentur adalahMn = Mcr ≤ Mp (3.24)

(3.25)

c. Kontrol Kuat Nominal Geser Gaya geser akibat beban berfaktor tidak boleh melebihi kuat rencana geser :

Vu ≤ ΦVn, Φ = 0,9

( )Lr Lb

Mn Cb Mr Mp Mr MpLr Lp

max

max

12, 5

2, 5 3 4 3A B C

MCb

M M M M

2.E

Mcr Cb EIyGJ MpLb Lb

IyCw




35

1) Pelat badan leleh (Plastis)

Bila : (3.26)

Maka Vn = 0,6 fy.Aw (3.27)

2) Pelat badan menekuk inelastik leleh (Inelastic Buckling)

Bila : (3.28)

Maka Vn = 0,6 fy Aw (3.29)

3) Pelat badan menekuk elastik leleh (Elastic Buckling)

Bila : (3.30)

Maka Vn = (3.31)

. .1,10

h k n E

tw fy

. . . .1,10 1, 37

k n E h k n E

fy tw fy

2

.1, 10

kn E

fy

h

tw

. .1, 37

k n E h

fy tw

2

.0, 9. .Aw kn E

h

tw




36

3.6.2 Perhitungan Kontrol Elemen Kolom Concrete Filled Steel Tube

Terdiri dari control sebagai berikut : 1. Kontrol Penampang

Penampang tidak boleh termasuk dalam kategori

penampang langsing

Pelat badan & Pelat sayap:

≤ λ = ≤ λ = (3.32)

2. Kontrol Kekakuan portal

=

GB = 1 ( kolom dengan perletakan jepit )

Jenis rangka bergoyang, sehingga dari nomogram

didapatkan nilai :

Lkx = Kcx . L

= Tekuk terhadap sumbu y : Ic = Iy kolom

=

GB = 1 ( kolom dengan perletakan jepit )

Jenis rangka bergoyang, sehingga dari nomogram

didapatkan nilai :

kx = Kcx . L

=




37

λ = λx ( Menentukan! )

=

Kontrol interaksi :

.+

.−

.≤ 1,0 Maka : (3.41)

3.6.3 Perhitungan Kontrol Elemen Link pada SRBE

1. Nilai batas perbandingan lebar terhadap tebal, λp, untuk elemen tekan Untuk profil I atau WF Pelat Sayap

(3.42)

(3.43)

(3.44)

Pelat Sayap

(3.44)

bf

tf

125p

fy

p

hc

tw




38

Bila Nu/Øb Ny ≤ 0,125

Maka (3.45)

Bila Nu/Øb Ny > 0,125

Maka (3.46)

2. Tegangan leleh pada link Tegangan leleh pada link (fy) ≤ 350 MPa (3.47)

3. Panjang elemen link Untuk panjang elemen link lebih efektif menggunakan

karakteristik link geser yang mempunyai persyaratan panjang link sebagai berikut :

(3.48)

Dimana : e = panjang link Mp = Zx x fy Vp = 0,6 x fy x (d-2t1) x tw

a) Panjang link tidak boleh melebihi

Untuk (3.49)

13651 1, 54

.

Nup

b Nyfy

500 6652, 33

.

Nup

b Nyfy fy

p

1, 6Mp

eVp

1,15 0, 5 ' 1, 6Aw Mp

Ag Vp

' 0, 3

Aw

Ag




39

Untuk (3.50)

Dengan : Aw = (db - 2tf) tw

Ρ’ = Nu/Vu

4. Kuat geser rencana link ØVn ≥ Vu (kuat geser perlu) (3.50) Dimana : Vn = Vp – 0,6 fy (d – 2tf) tw (3.51) Ø = 0,9 Vn = 2 Mp/e (3.52)

Dimana : e = panjang link Mp = Zx.fy (3.53)

Dari persamaan di atas ambil nilai terkecil

a) Jika Nu ≤ 0,15 Ny dengan Ny = Ag.fy maka pengaruh gaya aksial pada kuat geser rencana link tidak perlu diperhitungkan (SNI 03-1729-2002 pasal 15.13.2.5)

b) Jika Nu ≥ 0,15 Ny dengan Ny = Ag.fy maka : Kuat geser rencana link harus ditentukan sebagai nilai

terkecil dari ØVpa atau 2ØMpa/e (SNI 03-1729-2002 pasal 15.13.2.6)

(3.54)

1, 6Mp

Vp ' 0, 3Aw

Ag

2

1Nu

Vpa VpNy




40

(3.55) (3.55)

Ø = 0,9

5. Pengaku link

1. Di titik pertemuan dengan Bresing, pada link harus dipasang pengaku setinggi badan link (tabel 3.2. Ketentuan pengaku badan pada link). dan berada di kedua sisi pelat badan link. Pengaku tersebut harus mempunyai lebar total tidak kurang dari (bf – 2 tw) dan ketebalan yang tidak kurang dari dari nilai terbesar dari 0,75 tw atau 10 mm, dengan bf dan tw adalah lebar pelat sayap dan tebal pelat badan link (SNI 03-1729-2002 pasal 15.13.3.1).

Untuk persyaratan pengaku link adalah (SNI 03-1729-2002)

Lebar pengaku

1 > (bf – 2tw) (3.56)

Tebal pengaku

1 > 0,75 tw (3.57)

2. Pengaku badan antara harus direncanakan pada link

dengan ketentuan sebagai berikut (SNI 03-1729-2002 pasal 15.13.3.2 butir 1 – 4)

Pengaku antara pada link harus direncanakan setinggi pelat badan. Pengaku link dengan tinggi profil ≤ 600 mm hanya diperlukan pada salah satu sisi pelat badan link. Ketebalan pengaku satu sisi tersebut tidak boleh lebih kecil dari harga terbesar antara tw atau 10 mm dan

1,18 1Nu

Mpa MpNy




41

lebarnya tidak boleh lebih kecil dari (bf/(2-tw)). Untuk link dengan tinggi profil lebih besar dari 600 mm, pengaku antara harus direncanakan pada kedua sisi dari pelat badan link. (SNI 03-1729-2002 pasal 15.13.3.2 butir 5).

Tabel 3.2. Ketentuan pengaku badan pada link

No

. Panjang Link Jenis Link Rotasi

Jarak Pengaku

Maximum

1. 1,6e

Mp

Vp

Geser

Murni

0,08 30.tw – d/5

< 0,02 52.tw – d/5

2. 1,6 2,6e

Mp Mp

Vp Vp

Dominan

Geser

1 dan 3

dipenuhi

3. 2,6 5e

Mp Mp

Vp Vp

Dominan

Lentur

0,02

1,5 bf dari tiap

ujung link

4.

5e

Mp

Vp

Lentur

Murni

Tidak

memerlukan

pengaku

antara

Sambungan las sudut yang menghubungkan pengaku dengan pelat badan link harus mempunyai kuat rencana yang cukup untuk memikul gaya sebesar Ast.fy. Dengan Ast adalah luas penampang pengaku. Kuat rencana las sudut yang menghubungkan pengaku dan pelat sayap link harus mampu memikul gaya sebesar Ast. fy/4. (SNI 03-1729-2002 pasal 15.13.3.3).




42

3.6.4Analisa Penampang Bresing

Pada langkah ini dilakukan pemodelan penampang Bresing untuk dilakukan analisa. Yang mana hasil analisa meliputi : Kapasitas tarik, tekan, dan momen penampang Bresing. Tegangan dan regangan pada penampang Bresing akibat

beban aksial

1. Kontrol Kuat Tari Bresing Batas kelangsingan komponen struktur tarik :

(3.57) Untuk struktur utama : λmax ≤ 240 Untuk struktur ekunder : λmax ≤ 300

Kuat tarik rencana batang Bresing

Pu ≤ Ø Rn (3.58) a. Kontrol leleh (pada tengah bentang) Pu = 0,9 x Ag x fy (3.59)

b. Kontrol putus (pada daerah sambungan) An = 0,85 x Ag (3.60) Ae = U x An (3.61) Pu = 0,75 x Ae x fu (3.62)

2. Kuat Tekan Bresing Kontrol kekompakan Bresing tekan λ ≤ λp (3.63)

(3.64)

min

L

i

. 2625ck L

fyr




43

Kontrol kelangsingan komponen struktur (3.65)

(3.66)

(3.67)

λc ≤ 0,25, maka ω = 1 (3.68)

0,25 ≤ λc ≤ 1,2, maka ω = (3.69)

λc ≥ 1,2, maka ω = 1,25 λc2 (3.70)

Kuat nominal penampang Bresing tekan Pn = Ag x fcr = Ag x (fy/ ω) (3.71)

Kuat rencana batang Bresing teakn ØcPn = Pu (3.72) Pn = Øc x Ag x fcr (3.73)

3.7. Perencanaan Sambungan Perencanaan pada sambungan harus konsisten dengan bentuk struktur serta perilaku sambungan tidak boleh menimbulkan pengaruh buruk terhadap bagian-bagian lainnya dalam suatu struktur di luar dari yang direncanakan (SNI 03-1729-2002 pasal 7.2.4).

kxx

x

L

i

kyy

y

L

i

1 kc

L fy

i E

1, 43

1, 6 0, 67 c




44

Kuat rencana setiap komponen sambungan tidak boleh kurang dari beban terfaktor yang dihitung. Perencanaan sambungan harus memenuhi persyaratan berikut (SNI 03-1729-2002 pasal 13.1.3).

- Gaya dalam yang disalurkan berada dalam keseimbangan dengan gaya-gaya yang bekerja pada sambungan.

- Deformasi pada sambungan masih berada dalam batas kemampuan deformasi sambungan.

- Sambungan dan komponen yang berdekatan harus mampu memikul gaya-gaya yang bekerja padanya.

1. Jarak Pemasangan Baut

3db ≤ S ≤ 15tp atau 200 mm 1,5db ≤ S1 ≤ (4tp + 100) atau 200 mm Untuk tepi dipotong dengan tangan 1,75db ≤ S2 ≤ 12tp

atau 150 mm Untuk tepi dipotong dengan mesin 1,50db ≤ S2 ≤ 12tp

atau 150 mm Untuk tepi profil bukan hasil potongan 1,25db ≤ S2 ≤

12tp atau 150 mm

Dimana : S = Jarak antar baut S1 = Jarak baut terluar ke tepi pelat yang terbebani S2 = Jarak baut terluar ke tepi pelat yang tidak

terbebani db = Diameter nominal baut tp = Tebal pelat tertipis

3. Kekuatan Baut Memikul Beban Geser Suatu baut yang memikul beban berfaktor Ru, harus

memenuhi : Ru ≤ ØRn

a. Kekuatan geser nominal baut Vn = r1 . fu

b . m . Ab (3.74)




45

Kuat rencana Vd = Ø . Vn (3.75)

Kuat rencana Rd = Ø . Rn (3.76)

b. Kekuatan tumpu nominal baut dengan pelat Rn = 2,4 . d . tp . fu (3.77)

Dimana : r1 = 0,5 tanpa ulir pada bidang geser baut r1 = 0,5 dengan ulir pada bidang geser baut Ø = 0,7 fub = tegangan ultimate baut (kg/cm2) m = jumlah bidang geser Ab = luas penampng baut (cm2) d = diameter baut (cm) tp = tebal pelat penyambung (cm)

4. Kekuatan Pelat

Kuat leleh Pu = Ø . Ag . fy (3.78) Pu = kekuatan nominal leleh pelat sambung (kg) Ag = luasan penampang utuh pelat (gross) (cm2

)

fy = tegangan leleh pelat sambung (kg/cm2) Kuat putus

Pu = Ø . Ae . fu (3.79) Pu = kekuatan nominal leleh pelat sambung (kg) Ae = luasan efektif pelat (gross) (cm2

)

fu = tegangan putus pelat sambung (kg/cm2)

5. Kekuatan Baut Memikul Beban Tarik Kekuatan tatik nominal dari baut : Tn = 0,75 . fub . Ab (3.80) Kuat rencana : Td = Ø Tn (3.81) Dimana :




46

Td = kuat tarik rencana (N) Tn = kuat tarik nominal (N) Ø = 0,75, adalah faktor reduksi kekuatan untuk

fraktur fub = tegangan tarik putus baut (MPa) Ab = luas bruto penampang baut pada daerah tak

berulir (mm2)

6. Kekuatan Baut Memikul Beban Kombinasi Tarik dan Geser

(3.82)

ft = (1,3 fub – 1,5 fuv) ≤ fub (3.83)

Td = Øf Tn = Øf . ft . Ab ≥ Tu/n (3.84) ft ≤ f1 – r2 fuv ≤ f2 (3.85)

Dimana :

Ø1 = 0,75 adalah faktor reduksi kekuatan untuk fraktur

n = jumlah baut m = jumlah bidang geser fuv = tegangan geser akibat beban terfaktor baut

(MPa) Vu = gaya geser terfaktor (N) Ab = luas penampang bruto (mm2) ft = tegangan tarik dengan memperhitungkan ada

atau tidaknya ulir baut pada bidang geser (MPa)

fub = tegangan tarik putus baut (MPa) Tu = gaya tarik terfaktor (N) r1, r2 = faktor modifikasi tegangan

1. . ..

bf

Vufuv r fu m

n Ab




47

f1, f2 = konstanta tegangan dalam perhitungan ft, MPa f1 = 807 MPa (untuk baut mutu tinggi) ; 410 MPa

(untuk baut mutu normal) f2 = 621 MPa (untuk baut mutu tinggi) ; 310 MPa

(untuk baut mutu normal) r2 = 1,9 untuk baut dengan ulir pada bidang geser

dan 1,5 untuk baut tanpa ulir pada bidang geser (untuk baut mutu tinggi)

r2 = 1,9 untuk baut mutu normal

6. Perhitungan Base Plate

Periksa eksentrisitas gaya: e = (3.86) Jika 1/6 h > e, maka tidak terjadi gaya tarik, sehingga tidak perlu memasang gaya angkur ( dipasang angkur praktis) Rencanakan diameter baut : h’ ≥ we + c1 we = jarak baut ke tepi c1 = jarak minimum untuk kunci

Akibat beban Pu fpa = (3.87)

Akibat beban Mu fpb = (3.88) Tekanan maksimal fp max = (3.89)




48

Tekanan yang dapat diterima kolom fp avail = (3.90) fp avail = (OK) Menentukan Mupl pada sejarak m setiap lebar 1 cm pelat

= , . (3.91)

Mupl= fpmax-2.fpb.m

N.

m2

2+ 2.fpb-

m

N

m2

3(3.92)

Menentukan tebal base plate

Mupl = fpmax-2.fpb.m

N.

m2

2+ 2.fpb-

m

N

m2

3(3.93)

(3.94)

3.8. Perencanaan Pondasi Pondasi adalah suatu bagian dari konstruksi bangunan

yang berfungsi untuk menempatkan bangunan dan meneruskan beban yang disalurkan dari struktur atas ke tanah dasar pondasi yang cukup kuat. Dalam konstruksi bngunan gedung, pondasi dibedakan menjadi dua jenis yaitu pondasi dangkal dan pondasi dalam. Pondasi dangkal dipakai untuk struktur dengan beban yang relatif kecil, sedangkan untuk pondasi dalam dipakai untuk struktur dengan beban yang relatif besar seperti pada gedung yang berlantai banyak. Suatu struktur pondasi dikatan pondasi dalam jika perbandingan antara kedalaman pondasi (D) dengan diameternya (B) adalah lebih besar sama dengan 10 (D/B > 10). Adapun pondasi dalam terdiri dari beberapa jenis yaitu pondasi tiang pancang, pondasi tiang bor (pondasi sumuran), pondasi caisson dan lain sebagainya. Pada perancangan modifikasi ini akan digunakan pondasi dalam yaitu pondasi tiang pancang.




49

1. Daya Dukung Pondasi Tiang Pancang Tunggal

Untuk menentukan daya dukung pondai tiang pancang, terdapat 2 unsur yang harus ditentukan yaitu daya dukung perlawanan tanah dari unsur dasar tiang pondasi (Qp) dan daya dukung tanah dari unsur lekatan lateral tanah (Qf). Maka, daya dukung tanah tanah total adalah Qu = Qp + Qs (3.95)

Selain peninjauan berdasarkan kekuatan tanah, daya dukung suatu tiang juga harus ditinjau berdasarkan kekuatan bahan tiang pancang itu sendiri. Hasil daya dukung yang menentukan yang dipakai sebagai daya dukung ijin tiang. Perhitungan daya dukung dapat ditinjau dari dua keadaan, yaitu :

Daya dukung tiang pancang tunggal yang berdiri sendiri

Daya dukung tiang pancang dalam kelompok.

Perhitungan daya dukung tiang pancang ini dilakukan berdasarkan hasil uji Standard Penetration Test (SPT) menurut Luciano Decourt (1982) :

Ql = Qp + Qs (3.96) dimana :

Qp = qp . Ap = ( Np . K ) . Ap (3.97) dengan :

Np = Harga rata-rata SPT di sekitar 4B di atas hingga 4 B di bawah dasar tiang pondasi K = Koefisien karakteristik tanah

= 12 t/m2, untuk tanah lempung = 20 t/m2, untuk tanah lanau berlempung

= 25 t/m2, untuk tanah lanau berpasir = 40 t/m2, untuk tanah pasir

Ap = Luas penampang dasar tiang




50

qp = tegangan di ujung tiang (3.98)

Dimana :

qs = tegangan akibat lekatan lateral dalam t/m2 Ns = harga rata-rata sepanjang tiang yang tertanam,

dengan batasan : 3 ≤ N ≤ 50 As = keliling x panjang tiang yang terbenam

Daya dukung ijin dari satu tiang pancang yang berdiri sendiri adalah daya dukung tiang total dibagi dengan suatu angka keamanan.

Q ijin 1 tiang = (3.99)

2. Daya Dukung Tiang Pancang Kelompok

Pada saat tiang pancang menjadi bagian dari grup yang terdiri dari beberapa tiang pancang, daya dukung pondasi tersebut mengalami perubahan, karena pengaruh dari daya dukung pondasi lain dalam grup tersebut. Terdapat dua kondisi dalam hal ini Pengaruh group disaat pelaksanaan pemancangan

tiang Pengaruh group akibat sebuah beban yang bekerja Proses pemancangan dapat menurunkan kepadatan di sekeliling tiang untuk tanah yang padat. Namun untuk kondisi tanah didominasi oleh pasir lepas atau dengan tingkat kepadatan sedang, pemancangan dapat menaikkan kepadatan disekitar tiang bila jarak antar tiang < 7 s/d 8 diameter. Untuk daya dukung batas,

. 13

NsQs qs As As

Qu

SF




51

pengaruh dari sebuah group tiang pondasi tidak perlu diperhitungkan bila jarak as ke as antar tiang adalah > 3 diameter. Sebaliknya, jarak minimum antar tiang dalam group adalah 2 s/d 2.5 diameter tiang. Untuk kasus daya dukung group pondasi, harus dikoreksi terlebih dahulu dengan koefisien efisiensi Ce. QL (group) = QL (1 tiang) × n × Ce (3.100)

n=Jumlah tiang dalam grup Untuk menghitung koefisien efisiensi Ce, digunakan cara Converse – Labarre :

(3.101)

Dimana : ∅ = diameter tiang pondasi S = jarak as ke as antar tiang dalam group m = jumlah baris tiang dalam group n = jumlah kolom tiang dalam group

3. Repartisi beban-beban di atas tiang kelompok Bila di atas tiang-tiang dalam kelompok yang disatukan oleh kepala tiang (poer) bekerja beban-beban vertikal (V), horizontal (H), dan Momen (M), maka besarnya beban vertikal ekivalen (Pv) yang bekerja pada sebuah tiang adalah ; (3.102)

0

. tan .( / ) 1 11 2

90

arc sCe

m n

2 2

max max. .My x Mx yVPv

n x y




52

Dimana : V = beban vertikal dari kolom n = banyaknya tiang dalam group Mx = momen terhadap sumbu x My = momen terhadap sumbu y xmax = absis terjauh terhadap titik berat kelompok tiang ymax = ordinat terjauh terhadap titik berat kelompok tiang Σx2 = jumlah dari kuadrat absis tiap tiang terhadap garis netral group Σy2 = jumlah dari kuadrat ordinat tiap tiang terhadap garis netral group

3.9 Perencanaan Poer

1.Kontrol dimensi poer Untuk merencanakan tebal poer harus memenuhi syarat, yaitu kuat geser nominal beton harus lebih besar dari geser pons,dimana nilai Vc diambil dari persamaan SNI03-2847-2002 ps.13.12.2 :

Vc=(1+ 2

βc)

f'c b0 d

6 (3.103)

Vc=(α2d

b0+2)

f'c b0 d

12 (3.104)

Vc=1

3f'c b0 d (3.105)

Jika: Vu < ØVc Tidak perlu tul geser Vu > ØVc Tebal poer tidak mencukupi Βc = rasio sisi panjang terhadap sisi pendek penampang kolom α = 40 untuk kolom dalam = 30 untuk kolom tepi




53

= 20 untuk kolom sudut B0 = parameter penampang kritis d = tinggi manfaat pelat

3. Kontrol geser pons pada poer akibat beban aksial dari tiang pancang

Kekuatan geser pondasi di daerah sekitar tiang pancang yang dipikul harus ditentukan dengan kerja dua arah pada pelat pondasi. Penampang kritis untuk geser pons ini terletak pada sepanjang lintasan yang terletak sejauh ½ d dari muka tiang pancang, yang mengelilingi tiang pancang yang dipikul oleh pelat pondasi. Untuk mencapai kondisi kerja balok dua arah, maka syarat jarak tiang pancang ke tepi harus lebih besar dari 1,5 kali diameter tiang pancang tersebut. Gambar 3.4 menjelaskan cara menentukan penampang kritis akibat aksial tiang pancang pada asumsi kerja dua arah.

Gambar3.5 Kontrol Geser Pons Pada Poer Akibat Beban Aksial Tiang Pancang




54

4. Kontrol geser pons 2 arah Kuat geser yang disumbangkan beton diambil terkecil Vu≤ ØVc Dimana Vc diambil nilai terkecil dari

= (1 + ) (3.106)

Atau

= ( + 2) (3.107)

= ′ (3.108)

Jika: Vu <Ø Vc tidak perlu tulangan geser Vu >ØV c tebal poer tidak mencukupi

3.10 Penggambaran Hasil Perencanaan

Hasil dari perhitungan perencanaan dituangkan dalam bentuk gambar teknik menggunakan software AutoCAD 2010




55




56

BAB IV PERENCANAAN STRUKTUR SEKUNDER

4.1 Perencanaan Pelat Lantai

Perencanaan lantai yang ada pada gedung ini menggunakan Bondex dengan tabel perencanaan praktis yang ada dari PT. Garuda Steel Indonesia. Struktur lantai direncanakan dengan satu baris penyangga (One Row Props) selama proses pengerasan pelat beton. Spesifikasi yang digunakan adalah sebagai berikut :

Bondex menggunakan Tebal 0,75 mm Besi tulangan menggunakan besi Ø 8, fy 240 Mpa Beton menggunakan mutu K-250 kg/cm2

4.1.1 Perencanaan Pelat Lantai Atap

Dibawah ini merupakan gambar denah dari lantai atap yang ditinjau. Gambar 4.1.Denah Pelat Lantai Atap

Gambar 4.1.Denah Pelat Lantai Atap type 1

Beban yang bekerja : 1. Beban Superimposed (Berguna)

Beban lapisan water proofing : 0,05 kN/m2(5 kg/m2)(ASCE 2002 Table C3-1,Waterproofing Membranes Liquid Applied)




57

Beban penggantung langit-langit: 0,1 kN/m2(10 kg/m2)(ASCE 2002 Table C3-1, Suspended Steel Channel System)

Beban Keramik + Spesi : 1,10 kN/m2 (110 kg/m2) (ASCE 2002 Table C3-1 Ceramic, or quarry tile (19 mm) on 25 mm mortar bed)

Beban plafond : 0,05 kN/m2 (5 kg/m2) (ASCE 2002 Table C3-1, Acoustical fiberboard)

Beban ducting mekanikal : 0,191 kN/m2 (19,1 kg/m2) (ASCE 2002 Table C3-1, Mechanical Duct Allowance)

Total beban Finishing : - Berat waterprofing = 5 kg/m2 - Berat penggantung langit-langit = 10 kg/m2 - Berat palfond = 5 kg/m2 - Berat ducting mekanikal = 19,1 kg/m2

+ qfinishing = 39,1 kg/m2 2. Beban Hidup (qL)

Beban hidup (qL)lantai atap : 1,44 kN/m2 (144 kg/m2) (SNI 1727:2013 tabel 4-1, Loteng yang dapat didiami dan ruang tidur)

3. Beban Berguna

Qu = qfinishing + qL = 39,1 + 144 = 183,1 kg/m2 ≈ 200 kg/m2

4. Data-data perencanaan pelat bondek Bentang (span) 2,67 m ≈ 2,75 m Beban berguna = 200 kg/m2 Bentang menerus dengan tulangan negatif, didapatkan

tebal pelat 9 cm, dan tulangan negatif 2,09 cm2/m Tulangan negatif digunakan tulangan Ø 8 (As = 0,503

cm2)




58

Jumlah tulangan yang dibutuhkan tiap tinjauan 1 meter adalah :

- n= 2,09

0,503= 4,15≈5 Buah

- Jarak antar tulangan (s)= 1000

5-1= 250 mm

Jadi dipasang tulangan negatif Ø 8 – 250mm

5. Beban Mati (qd) - Pelat lantai bondex = 10,1kg/m2 - Pelat beton = 216kg/m2+

(t = 9 cm = 0,09m.2400 kg/m3) =226,1 kg/m2

Dibawah ini merupakan gambar potongan dari Penulangan Pelat lantai Atap type 1 Gambar 4.2. Penulangan Pelat Atap type 1

Gambar 4.2. Penulangan Pelat Atap type 1

Plat lantai atap pada Gedung Menara parkson memiliki 2 jenis type plat lantai. Dari hasil perhitungan diatas, dan dengan langkah yang sama, Dapat dilihat Rekap Perhitungan Pelat lantai atap, pada( tabel 4.1 Rekap Perhitungan Pelat Atap).




59

Tabel 4.Error! No text of specified style in document.1. Rekap Perhitungan Pelat Atap

Tipe Pelat

Gambar Tebal Pelat

Tulangan Negatif

1

9 cm Ø 8 – 250

2

10 cm Ø 8 – 150

4.1.2 Perencanaan Pelat Lantai Kantor (LT.1-LT.14) Dibawah ini merupakan gambar denah dari lantai kantor yang ditinjau. Gambar 4.3.Denah Pelat Lantai kantor




60

Gambar 4.3.Denah Pelat Lantai Kantor type 1

Beban yang bekerja : 1. Beban Superimposed (Berguna)

Total beban mati : - Berat penggantung langit-langit = 10 kg/m2 - Berat palfond = 5 kg/m2 - Berat Keramik + spesi = 110 kg/m2 - Berat ducting mekanikal = 19,1 kg/m2

+ qFinishing = 144,1 kg/m2

2. Beban Hidup (qL)

Beban hidup (qL) lantai Kantor : 2,4kN/m2 (240 kg/m2) (SNI 1727:2013 tabel 4-1, Ruang kantor)

3. Beban Berguna Qu = qFinishing + qL = 144,1 + 240 = 384,1 kg/m2 ≈ 400 kg/m2

4. Data-data perencanaan pelat bondek Bentang 2,670 m ≈ 2,75 m Beban berguna = 400 kg/m2 Bentang menerus dengan tulangan negatif, didapatkan tebal

pelat 9 cm, dan tulangan negatif 3,02 cm2/m Tulangan negatif digunakan tulangan Ø 8 (As = 0,503 cm2)

Jumlah tulangan yang dibutuhkan tiap tinjauan 1 meter adalah :

- n= 3,02

0,503=6 Buah

- Jarak antar tulangan s= 1000

6-1= 200 mm

Jadi dipasang Jadi dipasang tulangan negatif Ø 8 – 200mm 5. Beban Mati (qd)

- Pelat lantai bondex = 10,1kg/m2 - Pelat beton = 216kg/m2+

(t = 9 cm = 0,09m.2400 kg/m3)




61

=226,1 kg/m2

Dibawah ini merupakan gambar potongan dari Penulangan Pelat lantai Kantor type 1 Gambar 4.4. Penulangan Pelat kantor type 1

Gambar 4.4. Penulangan Pelat Lantai Kantor type 1

Dari hasil perhitungan diatas, dan dengan langkah yang sama, Dapat dilihat Rekap Perhitungan Pelat lantai kantor, pada( tabel 4.2 Rekap Perhitungan Pelat kantor).

Tabel 4.Error! No text of specified style in document.2. Rekap Perhitungan Pelat Lantai kantor

Tipe Pelat

Gambar Tebal Pelat

Tulangan Negatif

1

9 cm Ø 8 – 200




62

2

10 cm Ø 8 – 100

4.2 Perencanaan Balok Anak Balok anak didesain sebagai struktur sekunder, sehingga

didalam perhitungan tidak menerima beban lateral yang diakibatkan oleh gempa. 4.2.1 Balok Anak Lantai Atap

Balok anak yang terletak pada lantai atap direncanakan profil WF 294 x 200 x 8 x 12, dengan data- data sebagai berikut:

d = 294 mm ix = 12,49 cm bf = 200 mm iy = 4,7 cm tf = 12 mm Zx = 823 cm3 tw = 8 mm Zy = 244 cm3 A = 72,38 cm2 Sx = 769 cm3 q = 56,82 kg/m Sy = 160 cm3 Ix = 11.300 cm4 r = 16 cm Iy = 1600 cm4 h = d - 2(tf+r) Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 238 mm Lp = 234,05 cm E = 200000 Mpa Lr = 743,01 cm = 2000000 Kg/cm2

BJ-41 : fy = 2500 kg/cm2 fu = 4100 kg/cm2 fr = 700 kg/cm2 Beton : fc = 250 kg/cm2 fL = fy – fr = 2500 – 700 = 1800 kg/cm2 Panjang balok anak (L) = 800 cm

a) Kondisi Balok Anak Sebelum Komposit Dibawah ini merupakan gambar denah dari balok atap yang ditinjau. Gambar 4.5.Denah balok Lantai Atap




63

Gambar 4.5. Denah Balok Lantai Atap

1. Beban- Beban Yang Bekerja

Beban Mati (qD) - Berat pelat bondek = 26,96 kg/m

(10,1 kg/m x 2,67)

- Berat sendiri pelat beton = 576,07 kg/m

(0,09 x 2400 kg/m3 x 2,67 m )

- Berat profil = 56,82 kg/m +

= 659,85 kg/m - Berat Ikatan 10% = 65,98 kg/m +

(10% x 659,85 ) 725,88 kg/m

Kombinasi Beban :

qu=1,2 qd =1,2 x 725,88=870,99 kg/m




64

Gambar.4.6 Bidang D dan M pada komposit balok sebelum komposit

2. Gaya Dalam Yang Bekerja Pada Balok 1. Momen

=1

8x 870,99 x 82

= 6.974 kg.m = 697.495,39 kg.cm

2. Gaya Geser

=1

2x 870,99 x 8

= 3.487,48 kg

3. Kontrol Kekuatan Penampang Pelat sayap (SNI-1729-2015 Tabel B4.1b)

bf

2tf=

200

2x12=8,333

21

8Mu qu L

1

2Vu qu L

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy




65

Pelat badan:

h

tw=

238

8=29,75

Karena penampang kompak, maka Mn = Mp Mp = Zx ×Fy = 823 x 2500 = 20.575 kg.m

My = Zy x Fy= 244 x 2500 = 6.100 kg.m

4. Kontrol Penampang Terhadap Tekuk Lateral

Jarak penahan lateral (Lb) = 200 cm (di ambil sejarak pemasangan shear connector)

Berdasarkan table profil untuk BJ 41 WF 294.200.8.12

Lp = 234.05 cm Dari Tabel baja (Lp & Lr)

Lr = 743.01 cm

penampang kompak2

p

bf

tf

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

penampang kompakp

h

tw




66

Lb<Lp<Lr→Bentang Pendek

Untuk komponen struktur yang memenuhi Lb < Lp kuat nominal komponen struktur adalah :

Mnx = Mpx = Zx x fy = 823 x 2500 = 2.057.500 kg.cm ϕMn = 0,9 x 2.057.500 = 1.851.750 kg.m

Syarat : Mu≤ϕMn

697.495,39 kg.cm≤1.851.750 kg.cm

… … … … … … … … … OK

Penampang profil baja mampu menahan beban yang terjadi

5. Persamaan Interaksi

6.974

0,9 x 20.575+

0

0,9 x 5.550≤1

0,376≤1 , oke

6. Kontrol Geser

Vu= 3.487,47 kg

Untuk badan tanpa pengaku transversal :

Dengan h

tw< 260, maka Kv= 5

1. .

uyux

b nx b ny

MM

M M




67

238

8<260

29,75<260 , Maka Kv = 5 (SNI 1729:2015, Pasal G2.1)

238

8≤1,1 5

200000

250

29,75≤69,570 →Plastis

Maka, Ø Vn = (0,6 fy Aw . Cv)

= 0,9 (0,6 x 2500 x (29,4 x 0,8) x 1)

= 31.752 kg

Syarat : Ø Vn≤Vu

31.752 kg>3.487,47 kg

………………………OK

7. Kontrol Lendutan

Lendutan ijin :

Fijin=l

360 →

800

360 =2,22 cm

1,1 v

h Ek

tw Fy




68

ymaks=5

384 x

(8,71)8004

2000000 . 11300=2,058 cm

f ijin>ymaks→ 2,2 cm > 2,058 cm (Oke)

b) Kondisi Balok Anak Setelah Komposit 1. Pembebanan Balok Anak

Beban mati (qD) - Berat Pelat beton atap = 576,72 kg/m

(0,09 x 2400 kg/m3 x 2,67 m ) - Berat Pelat bondek = 26,96kg/m

(10,1 kg/m2 x 2,67 m ) - Water Profing = 13,35 kg/m

(5 kg/m2 x 2,67 m) - Penggantung langit - langit = 26,70kg/m

(10 kg/m2 x 2,67 m ) - Berat Plafon = 13,25kg/m

(5 kg/m2 x 2,67 m ) - Berat Ducting mekanikal = 50,99kg/m

(19,1 kg/m2 x 2,67 m )

- Berat profil balok = 56,65 kg/m + = 764,62 kg/m

- Berat Ikatan (10%) = 76,46 kg/m + ( 627,74 kg/m x 10%)

Total qd = 841,39 kg/m Beban hidup (qL)

Digunakan beban hidup untuk maintenance

Beban hidup = 144 kg/m2

(144 kg/m2 x 2,67 m) =384,48 kg/m




69

Beban Kombinasi (Ultimit) qU = 1,2 . qD+ 1,6 . P

= (1,2x 841,39) + (1,6 x 384,48) = 1.624,84 kg/m = 16,24 kg/cm

2. Momen yang terjadi

Mu =1

8x qu x L2

=1

8x 16,24 x 8002

= 1.299.873 kg.cm

3. Gaya Geser

Vu =1

2x qu x L

Vu =1

2x 16,24 x 800

= 6.499,37 kg

4. Kontrol Kekuatan Penampang Pelat Sayap

bf

2tf=

200

2x12=8,333

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf




70

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

Pelat Badan

h

tw=

238

8=29,75

Profil penampang kompak, sehingga kapasitas momen penampang dianalisa dengan distribusi tegangan plastis.

5. Menghitung Momen Nominal

- Menentukan lebar effektif pelat beton Lebar efektif :

- beff ≤ ¼ .L = ¼ .8000 mm = 2.000 mm = 200 cm - beff ≤ S = 2,67 m = 2677 mm

jadi beff = 2000 mm = 200 cm

- Menentukan gaya tekan yang terjadi pada pelat - C1 = As.fy = 72,38.2500 = 180.950 kg - C2 = 0,85.fc’.tplat.beff

= 0,85.250.9.200 = 382.500 kg

→ ( C3 tidak menentukan )

Jadi, C =C1 ( terkecil) = 180.950 kg

penampang kompakp

h

tw




71

- Menentukan jarak-jarak dari centroid gaya-gaya yang bekerja:

= 180.950

0,85 x 250 x 200 =4,26 cm

Gambar 4.7 Potongan balok anak

d1= tb-a

2=9-

4,26

2=6.87 cm

d2= 0 →Profil baja tidak mengalami tekan

d3= d

2=

29,4

2=14,7 cm

- Menghitung kekuatan nominal penampang komposit

Mn=C.(d1+d2)+ Py (d3-d2) C=180.950 kg

Py=As .Fy=72,16 x 2500




72

=180.950 kg Mn=180.950 (6,87+0)+ 180.950 (14,7-0)

=3.903.091,5 kg.cm ϕMn=0,85 x 3.903.091,5=3.317.627,77 kg.cm

Syarat : Mu≤ϕMn

1.299.873,02 kg.cm≤3.317.627,77 kg.cm ………………………OK

Kekuatan nominal penampang komposit lebih besar dari pada momen akibat beban berfaktor, sehingga penampang mampu menahan beban yang terjadi.

6. Lendutan Menghitung luasan transformasi beton ke baja

Ec=0,041 x wc1,5 x √fc'

Ec=0,041 x 24001,5 x √25=2,41 x 105

Es=2 x 105 Mpa

beff = 200 cm ( balok interior)

n= Es

Ec=

2 x 105

2,41 x 105 = 9,298

btr= beff

n=

200

9,298= 38,56 cm

Atr=btrx t plat beton=38,56 x 9 cm=347,1 cm

Menghitung luasan transformasi beton ke baja




73

Yna=

Atr x tpb2 + AS

d2 +tpb

(Atr+ AS)

Yna=

347,1 x 92 + 72,38

29,42 +9

(347,1+ 72,38)=8,339 cm

Menentukan Momen Inersia penampang transformasi

Itr= beff x (tpb)3

12+Atr Yna-

tpb

2

3

+IX+ ASd

2+tpb -Yna

2

Itr= beff x (tpb)3

12+Atr Yna-

tpb

2

3

+IX+ ASd

2+tpb -Yna

2

= 38,56 cm

Kontrol lendutan

= L

360=

800

360=2,22 cm

ymaks= 5

384

(8,41+3,84)x 8004

2.106x34.601=0,94 cm

fx<f ijin 0,94<2,2

………………………OK




74

7. Kontrol Geser

Vu= 6.499,37 kg Untuk badan tanpa pengaku transversal :

Dengan h

tw< 260, maka Kv= 5

238

8<260


238

8≤1,1 5

200000

250

29,75≤69,570 →Plastis

Maka, Ø Vn = (0,6 fy Aw . Cv) = 0,9 (0,6 x 2500 x (29,4 x 0,8) x 1) = 31.752 kg

Syarat : Ø Vn ≤ Vu 31.752 kg > 6.499,37

… … … … … … … … … OK

Jadi, Profil WF 294 x 200 x 8 x 12 dapat digunakan sebagai balok Anak Atap.

Terdapat 2 bentang balok anak dengan jarak antar balok anak yang berbeda pada gedung ini, dengan perhitungan yang sama seperti perhitungan diatas maka dapat dilihat pada table 4.3 :

Tabel 4.3. Rekap Dimensi Balok Anak Atap

1,1 v

h Ek

tw Fy




75

4.2.2 Balok Anak Lantai 1-14

Balok anak yang terletak pada lantai atap direncanakan menggunakan profil WF 350 x 175 x 7 x 11, dengan data- data sebagai berikut:

d = 350 mm ix = 14,68 cm bf = 175 mm iy = 3,9 cm tf = 11 mm Zx = 841 cm3 tw = 7 mm Zy = 172 cm3 A = 63,14 cm2 Sx = 777 cm3 q = 49,56 kg/m Sy = 112 cm3 Ix = 13.600 cm4 r = 14 cm Iy = 984 cm4 h = d - 2(tf+r) Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 300 mm Lp = 196,52 cm E = 200000 Mpa Lr = 569,31 cm = 2000000 Kg/cm2


c) Kondisi Balok Anak Sebelum Komposit

Dibawah ini merupakan gambar denah dari balok kantor yang ditinjau. Gambar 4.8.Denah balok Lantai 1-14

Balok anak digunakan

Lantai balok anak (m) antar balok (m) Profil atap 8 2,67 294x200x8x12

atap 8 3,2 294x200x8x12

Bentang




76

Gambar 4.8. Denah Balok Lantai 1-14

1. Beban- Beban Yang Bekerja

Beban Mati (qD) - Berat pelat bondek = 26,96 kg/m

(10,1 kg/m x 2,67)

- Berat sendiri pelat beton = 576,07 kg/m

(0,09 x 2400 kg/m3 x 2,67 m ) - Berat profil = 49,56 kg/m +

= 652,59 kg/m - Berat Ikatan 10% = 65,26 kg/m +

(10% x 659,85 ) 717,33 kg/m

Kombinasi Beban : qu=1,2 qd

=1,2 x 717,33=946,872 kg/m

2. Gaya Dalam Yang Bekerja Pada Balok Momen

=1

8x 946,87 x 82

= 7.574,97 kg.m = 757.497,31 kg.cm




77

Gambar.4.9 Bidang D dan M pada komposit balok sebelum komposit

Gaya Geser

=1

2x 946,87 x 8

= 3.787,5 kg


bf

2tf=

175

2x11=7,955

Pelat badan:

h

tw=

300

7=42,857

1

2Vu qu L

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf




78

Karena penampang kompak, maka Mn = Mp Mp = Zx ×Fy = 841 x 2500 = 21.025 kg.m My = Zy x Fy= 172 x 2500 = 4.300 kg.m

4. Kontrol Penampang Terhadap Tekuk Lateral Jarak penahan lateral (Lb) = 180 cm (di ambil sejarak pemasangan shear connector)

Berdasarkan table profil untuk BJ 41 WF 294.200.8.12 Lp = 196,52 cm Dari Tabel baja (Lp & Lr) Lr = 569,31 cm



Mnx = Mpx = Zx x fy = 841 x 2500 = 2.102.500 kg.cm ϕMn = 0,9 x 2.102.500 = 1.892.250 kg.m

Syarat : Mu≤ϕMn 757.497,31 kg.cm≤1.892.250 kg.cm

………………………OK

Penampang profil baja mampu menahan beban yang terjadi

5. Persamaan Interaksi

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

penampang kompakp

h

tw

1. .

uyux

b nx b ny

MM

M M




79

7.575

0,9 x 21.025+

0

0,9 x 5.550≤1

0,4≤1 , oke

6. Kontrol Geser


Dengan h

tw< 260, maka Kv= 5

300

7<260


300

7≤1,1 5

200000

250

42,857≤69,570 →Plastis

Maka, Ø Vn = (0,6 fy Aw . Cv) = 0,9 (0,6 x 2500 x (35 x 0,7) x 1) = 33.075 kg

1,1 v

h Ek

tw Fy




80

Syarat : Ø Vn≤Vu 33.075 kg>3.787,48 kg

………………………OK 7. Kontrol Lendutan

Lendutan ijin :

Fijin=l

360 →

800

360 =2,22 cm

ymaks=5

384 x

(9,47)8004

2000000 . 13600=1,857 cm

f ijin>ymaks→ 2,2 cm > 1,857 cm (Oke)

d) Kondisi Balok Anak Setelah Komposit 1. Pembebanan Balok Anak

Beban mati (qD) - Berat Pelat beton atap = 576,72 kg/m

(0,09 x 2400 kg/m3 x 2,67 m ) - Berat Pelat bondek = 26,96kg/m

(10,1 kg/m2 x 2,67 m ) - Berat Keramik +spesi = 293,7 kg/m

(110 kg/m2 x 2,67 m) - Penggantung langit - langit = 26,70kg/m

(10 kg/m2 x 2,67 m ) - Berat Plafon = 13,25kg/m

(5 kg/m2 x 2,67 m ) - Berat Ducting mekanikal = 50,99kg/m

(19,1 kg/m2 x 2,67 m ) - Berat profil balok = 49,56 kg/m +

= 1104,96 kg/m - Berat Ikatan (10%) = 110,49 kg/m +

( 627,74 kg/m x 10%) Total qd = 1215,45 kg/m




81

Beban hidup (qL) Digunakan beban hidup untuk maintenance Beban hidup = 240 kg/m2

(240 kg/m2 x 2,67 m) =640,8 kg/m Beban Kombinasi (Ultimit)

qU = 1,2 . qD+ 1,6 . P = (1,2x 1215,45) + (1,6 x 640,8) = 2.480,02 kg/m

= 24,80 kg/cm

2. Momen yang terjadi

Mu=1

8x qu x L2

=1

8x 24,80 x 8002

= 1.984.014,14 kg.cm

3. Gaya Geser

Vu=1

2x qu x L

Vu=1

2x 24,80 x 800

= 9.920,07 kg

4. Kontrol Kekuatan Penampang

Pelat Sayap

bf

2tf=

175

2x11=7,955

200000

0, 38 0, 38 10, 748250

p

E

Fy




82

Pelat Badan

h

tw=

300

7=42,85




- beff ≤ ¼ .L = ¼ .8000 mm = 2.000 mm = 200 cm - beff ≤ S = 2,67 m = 2677 mm



= 0,85.250.10.200 = 425.000 kg → ( C3 tidak menentukan )

penampang kompak2

p

bf

tf

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

penampang kompakp

h

tw




83



= 157.850

0,85x250x200=3,71 cm

Gambar 4.10 Potongan balok anak

d1= tb-a

2=9-

3,71

2=7,145 cm


d3= d

2=

35

2=17,5 cm


Mn=C.(d1+d2)+ Py (d3-d2) C=157.850 kg

Py=As .Fy=63,14 x 2500 =157.850 kg

Mn=157.850 (7.145+0)+ 157.850 (17,5-0) =3.890.213,25 kg.cm

ϕMn=0,85 x 3.890.213,25=3.306.681,26 kg.cm




84

Syarat : Mu≤ϕMn 1.984.014,14 kg.cm≤3.306.681,26 kg.cm

………………………OK Kekuatan nominal penampang komposit lebih besar dari pada momen akibat beban berfaktor, sehingga penampang mampu menahan beban yang terjadi.

6. Lendutan


Ec=0,041 x wc1,5 x √fc' Ec=0,041 x 24001,5 x √25=2,41 x 105

Es=2 x 105 Mpa

beff = 200 cm ( balok interior)

n= Es

Ec=

2 x 105

2,41 x 105 = 8,3

btr= beff

n=

200

8,3= 24,2 cm

Atr=btrx t plat beton=24,2 x 10 cm=242 cm


Yna=

Atr x tpb

2 + ASd2 +tpb

(Atr+ AS)




85

Yna=

242 x 102 + 63,14

352 +10

(242+ 63,14)=9,67 cm

Menentukan Momen Inersia penampang transformasi

Itr= beff x (tpb)3

12+Atr Yna-

tpb

2

3

+IX+ ASd

2+tpb -Yna

2

Itr= 200 x (10 )3

12+241 9,67-

10

2

3

+13600

+ 63,1435

2+10 -9,67

2

= 40.937,944 cm4

Kontrol lendutan

Fijin=l

360 →

800

360 =2,22 cm

ymaks= 5

384

(12,12+6,40)x 8004

2.106x40.937,94=1,2 cm

fx<f ijin 1,2<2,2

………………………OK

7. Kontrol Geser





86

Dengan h

tw< 260, maka Kv= 5

300

7<260


300

7≤1,1 5

200000

250

42,857≤69,570 →Plastis



………………………OK

Jadi, Profil WF 350 x 175 x 7 x 11 dapat digunakan sebagai balok Anak Lantai 1-14.

Terdapat 2 bentang balok anak dengan jarak antar balok anak yang berbeda pada gedung ini, dengan perhitungan yang sama seperti perhitungan diatas maka dapat dilihat pada table 4.5 :

Tabel 4.4. Rekap Dimensi Balok 1-14

1,1 v

h Ek

tw Fy




87

4.2.3 Perencanaan Balok Penggantung Lift 2 Car

A. Spesifikasi Lift Pada perencanaan balok lift meliputi balok- balok yang

berkaitan dengan ruang mesin lift yaitu terdiri dari balok penumpu dan balok penggantung lift. Pada bangunan ini menggunakan lift penumpang yang diproduksi oleh sigma elevator company dengan data- data sebagai berikut:

1. Tipe lift : Duplex 2. Merek : Sigma 3. Kapasitas : 15 Orang / 1000 kg 4. Lebar pintu (opening width) : 900 mm 5. Dimensi ruang luncur

(hoistway inside)2 Car : 4300 x 2150 mm2

6. Dimensi ruang mesin (2 Car) : 4300 x 2150 mm2 7. Dimensi sangkar (Car size)

Internal : 1600 x 1500 mm2

Eksternal : 1650 x 1665 mm2

8. Beban reaksi ruang mesin : R1 = 6150 kg R2 = 4600 kg

Balok anak digunakan

Lantai balok anak (m) antar balok (m) Profil

kantor 8 2,67 350x175x7x11kantor 8 3,2 350x175x7x11

Bentang




88

Gambar 4.11 Section Hoistway

Gambar 4.12 Lift

B. Rencana Balok Penggantung Lift




89

Beban terpusat lift Pada pasal 4.7 Impact load RSNI-03-1727 (Peraturan Pembebanan Untuk Bangunan Rumah dan Gedung) menyatakan bahwa semua beban elevator harus ditingkatkan 100% untuk beban kejut dan tumpuan struktur harus direncanakan berdasarkan beban lendutan atau spesifikasi teknik dari pembuat. Pada tabel perencanaan lift diperoleh:

PU1= R1. (1+100%)

C. Data Perencanaan Balok penggantung lift direncanakan menggunakan profil

WF 300 x 150 x 8 x 13, dengan data- data sebagai berikut: d = 300 mm ix = 12,4 cm bf = 150 mm iy = 3,29 cm tf = 13 mm Zx = 455 cm3 tw = 8 mm Zy = 91 cm3 A = 40,80 cm2 Sx = 424 cm3 q = 32 kg/m Sy = 59,3 cm3 Ix = 6320 cm4 r = 13 cm Iy = 442 cm4 h = d - 2(tf+r) Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 248 mm BJ-41 : fy = 2500 kg/cm2 fr = 700 kg/cm2 fu = 4000 kg/cm2 fL = fy-fr = 2500 - 700 Beton : fc’= 250 kg/cm2 =1800 kg/cm2 Panjang balok anak (L) = 215 cm = 2,15 m

1. Pembebanan Balok Penggantung Lift Beban mati (qD)

- Berat profil balok = 32 kg/m = 32 kg/m

- Berat Ikatan (10%) = 3,2 kg/m




90

( 332,125 kg/m x 10%)

qd = 35,2kg/m

- Beban terpusat lift (PU)

PU1= R1. (1+100%) = 6150 x (1+100%) = 12300 kg

PU2 = R2. (1+100%)

= 4600 x (1+100%) = 9200 kg

Dipilih beban PU terbesar = 12.300 kg

Beban hidup (qL)

Digunakan beban hidup untuk maintenance Beban hidup Merata = 100 kg

Beban merata ultimate qU = 1,2 . qD+ 1,6 . ql

= (1,2x 35,2) + (1,6 x 100) = 202,2 kg/m

2. Perhitungan Gaya Dalam Balok Penggantung Lift

Gambar 4.13 Model Pembebanan Balok Penggantung Lift

Momen




91

Mu=1

8x qu x L2+

1

4 p x L

=1

8x 2,02 x 2152+

1

4 (12.300)(215)

= 672810,68kg.cm

Gaya Geser

Vu=1

2x qu x L +

1

2 P

= 6367,41 kg

3. Kontrol Kekuatan Penampang Pelat Sayap

bf

2tf=

150

2x13=5,769

Pelat Badan

h

tw=

248

8=31

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy




92




- beff ≤ ¼ .L = ¼ .2,15 = 53,73 cm - beff ≤ S = 1,25 m = 125 cm

jadi beff = 53,73 cm


= 0,85.250.9.53,73 = 102.796,875 kg → ( C3 tidak menentukan )



= 102.000

0,85 x 250 x 53,37=8,93cm

Gambar 4.14 Distribusi tegangan plastis

penampang kompakp

h

tw




93

d1= tb-a

2=9-

8,93

2=4,53 cm


d3= d

2=

30

2=15 cm


Mn=C.(d1+d2)+ Py (d3-d2) C=102.000 kg

Py=As .Fy=40,80 x 2500 =102.000 kg

Mn=102.000 (4,53+0)+ 102.000 (15-0) =1.992.060 kg.cm

ϕMn=0,85 x 1.992.060=1.693.251 kg.cm Syarat : Mu≤ϕMn

672810,68 kg.cm≤1.693.251 kg.cm ………………………OK

Kekuatan nominal penampang komposit lebih besar dari pada momen akibat beban berfaktor, sehingga penampang mampu menahan beban yang terjadi.

5. Kontrol Geser

Vu= 6367,41 kg Untuk badan tanpa pengaku transversal :

Dengan d3= h

tw<260 maka Kv= 5

248

8<260

31<260 , Maka Kv = 5 (SNI 1729:2015, Pasal G2.1)




94

248

8≤1,1 5

200000

250

31≤69,570 →Plastis

Maka, Ø Vn = (0,6 fy Aw . Cv) = 0,9 (0,6 x 2500 x (24,8x 0.8) x 1 ) = 26.784 kg

Ø Vn ≥ Vu 26.784 kg > 6.793,29 kg → Oke

6. Lendutan

= 5

384

(2,02+1)x 2154

2.106x6320+

12.300 x 2153

48x2.106x6320=0,04cm

fx<f ijin 0,04<0,896

………………………OK

Jadi, Profil WF 300 x 150 x 8 x 13 dapat digunakan sebagai balok penggantung lift.

4.3 Perencanaan Tangga Dan Bordes Tangga adalah sebuah konstruksi yang dirancang untuk

menghubungkan dua tingkat vertikal yang memiliki jarak satu

1,1 v

h Ek

tw Fy




95

sama lain. Pada gedung Kantor Menara Parkson Padang ini struktur tangga direncanakan menggunakan konstruksi dari combideck.

A. Data Teknis Tangga

Mutu baja = BJ-41, Tinggi antar lantai = 400 cm Tinggi bordes = 200 cm Lebar injakan (i) = 28 cm Lebar pegangan tangga = 5 cm

B. Perhitungan Jumlah Injakan dan Kemiringan Tangga 1. Persyaratan-persyaratan jumlah injakan tangga

60 cm ≤ (2t + i) ≤ 65 cm 25O< a < 40O

Dimana : t = tinggi injakan (cm) i = lebar injakan (cm) a = kemiringan tangga

2. Perhitungan jumlah injakan tangga

Tinggi injakan (t) = = 18,18 cm

Jumlah tanjakan = ,

= 11 bh

Lebar bordes = 130 cm Bentang bordes = 272,5 cm Lebar tangga = 130 cm Panjang tangga = 280 cm

a=arc tg 200

28x(11-1)=35,53'




96

Gambar 4.15 Denah Tangga

Gambar 4.16 Potongan A-A Tangga

4.3.1 Perencanaan Anak Tangga




97

Gambar 4.17 Pelat Anak Tangga 1. Data Perencanaan

Tebal pelat tangga = 3 mm Berat jenis baja = 7850 kg/m3 Mutu baja BJ 41 fy = 2500 kg/m2

2. Perencanaan pembebanan pelat tangga Beban mati Berat pelat = 0,003 x 1,3 x 7850 = 30,61 kg/m Alat penyambung (10%) = 3,06 kg/m qD = 33,67 kg/m Beban hidup qL = 300 x 1,3 = 390 kg/m

3. Perhitungan MD dan ML MD = 1/8 qD l2 = 1/8 x 33,67 x 0,282 = 0,33 kg.m ML = 1/8 qL l2 = 1/8 x 390 x 0,282 = 3,82kg.m

ML = 1/4 PL l = 1/4 x 100 x 0,28 = 7 kg.m

(menentukan)

4. Perhitungan kombinasi pembebanan MU MU = 1,4 MD = 1,4 x 0,33 kgm = 0,462 kg.m MU = 1,2 MD + 1,6 ML = 1,2 x 0,33+ 1,6 x 7 = 11,596 kg.m (menentukan)

5. Kontrol momen lentur Zx = ¼ bh2 = 0,25 x 130 x 0,282 = 2,925 cm3 ØMn = ØZx x fy = 0,9 x 2,925 x 2500 = 6581,25 kg.cm = 65,81 kg.m Syarat : ØMn > Mu 65,81 kg.m > 11,596 kg.m (OK)

6. Kontrol lendutan




98

f ijin= L

360 =

28

360=0,078cm

Ix= 1

12 bh3=

1

12x130x0,33=0,293cm

4

fx= 5

384

(0,337+3,9)x 284

2.106x0,293=0,0578cm

fx<f ijin 0,0578<0,078

………………………OK 4.3.2 Perencanaan Pengaku Anak Tangga

Direncanakan menggunakan profil siku 45 x 45 x 5 dengan data sebagai berikut :

b = 65 mm Ix = 36,8 cm4 Zx = 7,97 cm3

tw = 8 mm Iy = 36,8 cm4 ix = 1,94 cm W = 7,66 kg/m A = 9,76 cm2 iy = 1,94 cm

1. Perencanaan pembebanan

Gambar 4.18 Model Pembebanan Pelat Tangga Beban mati (1/2 lebar injakan) Berat pelat = 3,297 kg/m (0,28 x 0,5) x 0,003 x 7850 Berat baja siku = 7,660 kg/m + =10,957 kg/m Alat penyambung (10%) = 1,09 kg/m +

qD = 12,053 kg/m

45 .

384 . = ×

qdl qll L

E Ixfx




99

Beban hidup (1/2 lebar injakan) qL = 300 x (0,28 x 0,5) = 42 kg/m PL = 100 kg

2. Perhitungan MD dan ML MD = 1/8 x qD x L2 = 1/8 x 12,053 x 1,32 = 2,546 kg.m ML = 1/8 x qL x L2→ akibat beban merata = 1/8 x 42 x 1,32 = 8,873 kg.m ML = 1/3 x P x L → akibat beban terpusat = 1/3 x 100 x 1,3 = 43,333 kg.m (menentukan) Vu = 1,2 1/2 ×qD×L +1,6(1/2×P×2) = 1,2 (1/2×12,053×1,3)+1,6 (1/2×100×2) = 169,4 kg

3. Perhitungan kombinasi pembebanan MU MU = 1,2 MD + 1,6 ML = 1,2 x 2,546 + 1,6 x 43,33 = 72,389 kg.m

4. Kontrol penampang profil Pelat sayap :

h

tw=

65

8=8,125

Karena penampang kompak, maka Mn = MP Zx = 7,97cm3

Mp = fy x Zx = 2500 x 7,97 = 19.925 kg.cm = 199,25 kg.m

2000000,38 0,38 10,748

250p

E

Fy

penampang sayap kompakp




100

Syarat : Mu≤ϕMn 72,389 kg.m≤179,32 kg.m ………………………OK

5. Kontrol kuat geser

Vu = 169,4 kg 65

5<260


65

8≤1,1 5

200000

250

8,12≤69,570 →Plastis

Maka, Ø Vn = (0,6 fy Aw . Cv) = 0,9 (0,6 x 2500 x (6,5x 0.8) x 1 )

= 7.020 kg

Ø Vn ≥ Vu 7.020 kg > 169,4 kg → Oke

6. Kontrol lendutan

f ijin= L

360 =

130

360=0,361cm

4 35 . 23 .

384 . 684 . = × ×

qdl qll L P L

E Ix E Ixfx

1,1 v

h Ek

tw Fy




101

fx= 5

384

(0,12+0,42)x 1304

2.106x36,8+

23

684

100x 1303

2.106x36,8

=0,13cm

fx<f ijin 0,13<0,361

………………………OK 4.3.3 Perencanaan Bordes

Gambar 4.19 Denah Bordes 1. Beban yang bekerja :

Beban Superimposed (Berguna) Total beban finishing :

- Berat Keramik + spesi = 110 kg/m2




102

- Berat sandaran baja = 20 kg/m2 +

qFinishing = 130 kg/m2 Beban Hidup (qL)

Beban Hidup = 300kg/m2

Beban Berguna Qu = qFinishing + qL = 130 + 300 = 430 kg/m2 ≈ 500 kg/m2

2. Data-data perencanaan pelat bondek Bentang 1,3 m ≈ 1,5 m Beban berguna = 400 kg/m2

Berdasarkan tabel perencanaan praktis untuk bentang menerus tanpa tulangan negatif tanpa penyangga didapatkan data-data sebagai berkut :

- bentang (span) = 1,5 m - tebal pelat beton = 9 cm

Beban Mati (qd)

- Pelat lantai bondex = 10,1kg/m2 - Pelat beton = 216kg/m2+

(t = 9 cm = 0,09m.2400 kg/m3) qd2 =226,1 kg/m2

4.3.4 Perencanaan Balok Utama Tangga

Balok utama tangga dianalisa dengan anggapan terletak di atas dua tumpuan sederhana dengan menerima beban merata dari berat sendiri dan beban dari anak tangga. Balok utama tangga di rencanakan menggunakan profil Channel 260 x 90 x 10 x 14 , dengan spesifikasi sebagai berikut :




103

q = 37,9 kg/m ix = 9,99 cm A = 48,3 cm2 iy = 2,56 cm tf = 10 mm Zx = 445 cm3 tw = 14 mm Zy = 105 cm3 Ix = 4820 cm4 Sx = 371 cm3 Iy = 317 cm4 Sy = 47,7 cm3 Fy = 250 Mpa (BJ-41) E = 200000 Mpa = 2000000 Kg/cm2

BJ-41 : fy = 2500 kg/cm2 fu = 4100 kg/cm2 fr = 700 kg/cm2 Beton : fc = 250 kg/cm2 fL = fy – fr = 2500 – 700 = 1800 kg/cm2

Gambar 4.20 Gambar sketsa Pembebanan balok utama tangga

1. Beban- Beban Yang Bekerja pada anak tangga Beban Mati (qD)

- Berat pelat = 15,30 kg/m

(0,003 x (1,3/2) x 7850 )

- Berat sandaran besi = 20 kg/m

- Berat profil siku = 35,56 kg/m (7,66 x 2 x 0.65 / 0,28)




104

- Berat profil = 46,575 kg/m + (37,9/cos 35,53)

= 117,44 kg/m - Berat Penyambung 10% = 11,74 kg/m +

(10% x 117,44 ) qd1 = 129,19 kg/m

Beban Hidup (ql) - ql l = 300 x 1,30 x 0,5 = 195 kg/m

2. Beban- Beban Yang Bekerja pada bordes Beban Mati (qD)

- Berat bordes = 480,73 kg/m

(226,1 + 130) x 1,35

- Berat profil = 37,90 kg/m + = 518,63 kg/m

- Berat Penyambung 10% = 51,86 kg/m +

(10% x 518,63 ) qd1 = 570,50 kg/m

Beban Hidup (ql) - ql l = 300 x 1,35 = 195 kg/m

3. Gaya Dalam Yang Bekerja Pada Balok

Beban Mati VDA = (qd1x2,8x2,7) + (qd2x1,3x0,65) /4,1

= 355,79 kg ( ↑ )

VDC = (qd2x1,3x3,45) + (qd1x2,8x1,4) /4,1 = 747,59 kg ( ↑ )

Kontrol : Σ V = 0

355,79 +747,59 = (129,192*2,8)+(570,5.1,3) 1103,38 kg = 1103,38 kg

....................Ok

Beban Hidup




105

VLA = (ql1 x2,8x2,7) + (ql2 x1,3x0,65)/4,1 = 443,03 kg ( ↑ )

VLC = ( ql2 x1,3x3,45) + (ql1 x2,8x1,4))/4,1 = 629,47 kg ( ↑ )

Kontrol Σ V= 0

443,03 +629,47 = (195x2,8)+(405x1,3)

1072,5 kg = 1072,5 kg

....................Ok

Gaya – Gaya Dalam Ultimate qu1 =1,2.qd1 + 1,6.ql1

= (1,2x129,192 + 1,6x195) = 467,03 kg/m qu2 = 1,2.qd2 + 1,6.ql2

= (1,2x570,499 + 1,6x405) = 1332,59 kg/m

VUA = 1,2 VDA + 1,6.VLA = 1,2x355,79 + 1,6x443,03 = 1135,79 kg ( ↑ )

VUC = 1,2 VDC + 1,6.VLC = 1,2x747,59 + 1,6x629,47 = 1904,26 kg ( ↑ )

MUBC = - (VUC x 1,3) + (qu2 x 1,3 x 0,7)

= - (1904,26 x 1,3) + (1332,59 x 1,3 x 0,65) = - 1349,49 kgm

MUBA = (VUA x 2,8) – (qu1 x 2,8 x 1,4) = (1135,79 x 2,8) – (467,03 x 2,8 x 1,4)

= 1349,49 kgm

Kontrol : MUBA = MUBC.................Ok - Batang AB

Mx1 = (VUA.x1) – (1/2.qu1.x12)




106

dMx

dx=0 ⇒ VUA – qU1 . x1

= 0

x1=VUA

qU1

= VUA

qU1

MUmax = (VUA.x) - (1/2. qu1.x2)

= (1135,80 x 2,43) – (0,5 x 467,03 x 2,432) = 4143,360 kgm

Gambar 4.21 Sketsa bidang momen pada balok tangga


bf

2tf=

90

2x14=3,12

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf




107

Pelat badan:

h

tw=

200

10=20

Karena penampang kompak, maka Mn = Mp Mp = Zx ×Fy = 445 x 2500 = 11.125 kg.m 1,5My =1,5Sx . Fy = 1,5x 371 x 2500 = 13.912,5 kg.m

5. Kontrol Penampang Terhadap Tekuk Lateral

Batang Miring

Lb=28

cos 35,53=34,4 cm

Lp=1,76 x iy E

Fy

=1,76 x 2,56 200000

250=127,43


Balok Bordes

Lb = 0 m

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

penampang kompakp

h

tw




108

Lp = 131,082 cm

Ternyata Lp >Lb, maka Mnx = Mpx

6. Kontrol Momen Lentur

Gambar 4.22 Sketsa profil Canal 260.90.10.14

Mnx = Mpx = Zx x fy = 445 x 2500 = 1.112.500 kg.cm ϕMn = 0,9 x 1.112.500 = 1.001.250 kg.cm

Syarat : Mu≤ϕMn 414.336 kg.cm≤1.001.250 kg.cm

………………………OK Penampang profil baja mampu menahan beban yang terjadi

7. Kontrol Geser


162

5,5≤

110

√250

20≤69,570 →Plastis

Vn = 0,6 x fy x Aw Aw = tw.d




109

= 10x260 = 2600 mm2

Maka, Ø Vn = (0,6 fy Aw . Cv) = (0,6 x 2500 x (26) x 1) = 39.000 kg


………………………OK

4.3.5 Balok Penumpu Tangga Pembebanan pada balok penumpu tangga diperoleh dari

gaya reaksi (RA dan RB) yang bekerja pada balok utama tangga. Gaya reaksi tersebut akan menjadi beban terpusat P yang menumpu pada balok penumpu tangga. Pada balok penumpu tangga juga bekerja beban merata yang berasal dari dinding setengah dari tinggi lantai dan berat profil. Sketsa pembebenan balok penumpu tangga, Balok utama penumpu tangga direncanakan memakai profil WF 200 x 100 x 5,5 x 8 dengan data-data sebagai berikut:

d = 194 mm ix = 8,3 cm bf = 150 mm iy = 3,61 cm tf = 9 mm Zx = 296 cm3 tw = 6 mm Zy = 103 cm3 A = 39 cm2 Sx = 277 cm3 q = 30,62 kg/m Sy = 58 cm3 Ix = 2690 cm4 r = 13 cm Iy = 507 cm4 h = d - 2(tf+r) Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 150 mm Lp = 179,46 cm E = 200000 Mpa Lr = 607,45 cm = 2000000 Kg/cm2

BJ-41 : fy = 2500 kg/cm2 fu = 4100 kg/cm2




110

fr = 700 kg/cm2 Beton : fc = 250 kg/cm2 fL = fy – fr = 2500 – 700 = 1800 kg/cm2 Panjang balok bordes (L) = 270 cm

Gambar 4.23 Pembebanan Balok Penumpu Tangga

1. Beban- Beban Yang Bekerja Pada Balok Bordes Beban Mati (qD)

- Berat beban dinding = 500 kg/m (2 x 250 )

- Berat profil = 30,62 kg/m +

= 530,62 kg/m - Berat Penyambung 10% = 53,06 kg/m +

(10% x 530,62 ) qd1 = 583,68 kg/m Beban Ultimate (qul)

- qu l = 1,2 x 583,68 = 700,418 kg/m

Beban Terpusat (P) - P = Vuc = 1904,26 kg

ΣMB = 0 VA.2.7 - P.(1,4+1,3)- ½ qD.2,72 = 0

VA= ((1904,26x1,4)+(1904,26*1.3)+½ (700,418x2,72)

2,7

VA = 2.849,824 Kg




111

ΣMA = 0 -VB.2.7 + P.(1,4+1,3)+ ½ qD.2,72 = 0

VB= ((1904,26x1,4)+(1904,26*1.3)+½ (700,418x2,72)

2,7

VB = 2.849,824 Kg

Kontrol : VA + VB = (qD.2,7 + P.2) 2.849,824 + 2.849,824 = (700,418x2,7 + 1904,26x1,35)

5.699,648 = 5.699,648 ………Ok Mmax = VA.1,35 – P (0,05)- ½ q.1,352 = 2849,8 x 1,35 –1904,259x(0,05) –(0,5x700,42x1,352) = 3.113,793 kgm = 311.379,3 kg.cm


bf

2tf=

150

2x9=8,33

Pelat badan:

h

tw=

150

6=29,75

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf




112

Karena penampang kompak, maka Mn = Mp Mp = x Zx ×Fy = 0,9 x 296 x 2500 = 66.600 kg.m

3. Kontrol Penampang Terhadap Tekuk Lateral Jarak penahan lateral (Lb) = 150 cm (di ambil sejarak pemasangan shear connector)

Berdasarkan table profil untuk BJ 41 WF 194.150.9.6 Lp = 179,46 cm Dari Tabel baja (Lp & Lr) Lr = 607,45 cm



Mnx = Mpx = Zx x fy = 296 x 2500 = 740.000 kg.cm ϕMn = 0,9 x 740.000 = 660.000 kg.cm

Syarat : Mu≤ϕMn 311.379,3 kg.cm≤660.000 kg.cm

………………………OK Penampang profil baja mampu menahan beban yang terjadi

4. Kontrol lendutan

f = = = 0,75

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

penampang kompakp

h

tw




113

f=5

384

(7)x 2704

2.106x 2690+

(1904,25)x 130

24x2.106x 2690(3x2702-4x1302=0,38 cm

fx<f ijin 0,38<0,75

………………………OK

5. Kontrol Geser


Dengan h

tw< 260, maka Kv= 5

150

6<260

25<260 , Maka Kv = 5 (SNI 1729:2015, Pasal G2.1)

150

6≤1,1 5

200000

250

25≤69,570 →Plastis

1,1 v

h Ek

tw Fy

4

2 253 4

384 24u u

x x

q L P af L a

EI EI




114


Syarat : Ø Vn≤Vu 12.150 kg>2.849,824 kg ………………………OK

4.3.6 Sambungan Balok Utama Tangga Dengan Balok Penumpu Tangga

Ada dua sambungan yang akan digunakan pada tangga, yaitu sambungan baut dan las. Sambungan baut digunakan untuk menyambung balok bordes dengan balok penumpu tangga. Sambungan las digunakan untuk menyambung balok tangga miring dengan balok tangga horizontal (bordes).

Model mekanika tumpuan tangga menggunakan asumsi sendi pada tangga dan rol pada bordes. Sehingga sambungan baut yang dipakai adalah sambungan geser.

a. Sambungan balok bordes dengan balok penumpu bordes Asumsi tumpuan pada bordes adalah rol (balok tangga diletakkan di atas balok penumpu bordes), sehingga reaksi tumpuan balok bordes langsung diterima balok penompu bordes. Maka sambungan baut hanya diperlukan praktis. Dipakai 2 buah baut dengan Øbaut = 12 mm




115

Gambar 4.24 Sambungan Balok Utama Tangga Dengan Balok Penumpu Tangga

Sambungan Las Sambungan antara balok – balok tangga direncanakan dengan menggunakan sambungan las, dengan ketentuan sebagai berikut :

Mutu las E70 XX (fuw = 70 ksi = 4921 kg/cm2) Tebal pelat penyambung, t = 10 mm

Gambar 4.25 Sambungan balok tangga dengan balok tumpuan tangga

Kontrol Sambungan Las Digunakan las mutu E70XX

aeffbdan=0,707.fu.tw

E70xx=

0,707.4100.1

70.70,3=0,589 cm

aeffsayap=0,707.fu.tf

E70xx=

0,707.4100.1,4

70.70,3=1,64 cm




116

Dimisalkan dipakai tebal las (te = 1 cm)

A = 1.(26+(0,9.2) + 23,2 + (1,4.2) + (0,8.2)) = 55,4 cm2

Akibat Pu

fr =Pu

A=

1904,26

55,4cm=34,37 kg/cm

Akibat Mu

fr =Mu

A=

134949

371cm=363,74 kg/cm

ftotal = fr2+fh2

= 34,372+363,742

=571,23 kg/cm

teperlu =ftotal

φ.fu=

571,23

0,75.0,6.70.70,3cm2 =0,257 cm

aperlu =te

0,707=

0,257

0,707=0,363 cm<aeffmax=1,64cm

Sehingga, digunakan a = 0,8 cm = 8 mm




117

BAB V PERMODELAN STRUKTUR

5.1 Permodelan Struktur

Permodelan struktur atas pada modifikasi gedung ini menggunakan Sistim Rangka Bresing Eksentrik (SRBE). Sistem struktur SRBE ini berfungsi sebagai penahan gaya lateral yang terjadi akibat gempa bumi. Struktur yang akan direncanakan merupakan bangunan Gedung Kantor Menara Parkson 15 lantai, dengan denah rencana struktur adalah sebagai berikut:

Gambar 5.1 Denah Struktur Menara Parkson




118

Pada gambar 5.1 arah vertikal mengikuti arah sumbu Y global (sumbu model) dan sumbu X adalah arah horizontal gambar.Sistem rangka baja yang direncanakan pada modifikasi gedung ini menggunakan Inverted-V EBF yang dipasang pada tepi bangunan.

Permodelan struktur Kantor dilakukan menggunakan program bantu Etabs. Pada program Etabs, struktur Gedung akan dimodelkan sesuai dengan kondisi sesungguhnya sehingga akan membantu dalam perencanaan agar memenuhi persyaratan yang berada di SNI-1729-2015 (Baja) dan SNI-1726-2012 (Gempa).

Berikut adalah permodelan yang dilakukan dalam program Etabs:

Gambar 5.2 Permodelan Gedung Menara Parkson




119

5.2 Pembebanan Struktur Utama Pembebanan struktur didasarkan pada Peraturan Beban

Minimum untuk Perancangan Bangunan Gedung dan Struktur Lain SNI 1727;2013 dan ASCE 2002 dengan rincian sebagai berikut:

1. Beban mati (Dead Load) Beban mati adalah seluruh bagian bangunan yang bersifat

tetap dan tidak terpisahkan dari bangunan selama masa layannya. Beban mati yang dihitung pada struktur ini antara lain: - Berat beton yang memiliki berat jenis 2400 kg/m3 - Berat pelat bondek sebesar 0,101 kN/m2 = 10,299 kg/ m2 - Berat profil baja yang terpasang sebagai rangka baja berupa

balok,kolom, tangga, bressing dllberat jenisnya 7850 kg/m3 - Berat dinding bata ringanhebel 100 kg/ m2 - Berat dinding partisi 0,72 kN/m2= 73,420 kg/m2 - Berat keramik + spesi sebesar 1,1 kn/m2 = 112,169 kg/m2 - Berat plafond 0,05 kN/m2 = 5,099 kg/ m2 - Berat penggantung plafond 0,1 kN/m2 = 10,197 kg/ m2 - Beban lift merupakan beban terpusat pada balok lantai

teratas, denganbesar beban lift terlampir.

2. Beban hidup (Live Load) Beban hidup adalah beban yang bertumpu pada bangunan

yang memiliki kemungkinan untuk lepas dari bangunan tersebut.Beban hidup yang bekerja pada Kantor ini berdasarkanSNI 1727;2013adalah sebagai berikut: - Lantai R.publik = 4,79 kN/m2 = 488,444 kg/m2 - Lantai Kantor = 2,40 kN/m2 = 244,730 kg/m2 - Lantai atap = 4,79 kN/m2 = 488,444kg/m2 (lantai

atap diperuntukan sebagai taman atap) - Dak Atap = 1,44 kN/m2= 146,839 kg/m2

3. Beban gempa (Earthquake Load) Berdasarkan wilayah gempa, kota Padang termasuk dalam

wilayah gempa zona tinggi. Penentuan jenis tanah berdasarkan




120

nilai SPT. Perhitungan beban gempa pada bangunan ini dilakukan dengan menganalisa beban gempa dinamik dan parameter gempa.

5.2.1 Berat Total Bangunan

Karena besarnya beban gempa sangat dipengaruhi oleh berat dari struktur bangunan, maka perlu diketahui berat total bangunan untuk menentukan gaya geser statik. Berat dari bangunan berasal dari beban mati yang terdiri dari berat sendiri material-material konstruksi dan elemen-elemen struktur, serta beban hidup yang diakibatkan oleh hunian atau penggunaan bangunan.

Pada modifikasi gedung ini perhitungan berat struktur diambil dari analisis menggunakan program ETABS untuk kombinasi 1D +1L.

Dari analisa dengan menggunakan ETABS diperoleh berat total bangunan seperti tertera pada gambar di bawah ini :

Gambar 5.3 Berat Total Bangunan (1D+1L) Analisa ETABS




121

5.2.2 Kombinasi Pembebanan Pembebanan struktur baja harus mampu memikul semua beban kombinasi pembebanan di bawah ini berdasarkan SNI 03-1726-2012 Pasal 4.2.2: HAL 15

1. 1,4D 2. 1,2D + 1,6L + 0,5(Lr atau R) 3. 1,2D + 1,6(Lr atau R) + 0,5(L atau 0,5W) 4. 1,2D + 1,0 W + L + 0,5(Lr atau R) 5. 1,2D + 1,0E + L 6. 0,9D + 1,0W 7. 0,9D + 1,0E

Keterangan : D : Beban Mati L : Beban Hidup

Lr atau R : Beban Hujan W : Beban Angin

E : Beban Gempa

5.3 Pembebanan Gempa Dinamis Perencanaan struktur Menara Parkson ini terdiri dari15

tingkat yang memiliki ketinggian 60 m. Perhitungan beban gempa pada struktur ini ditinjau dengan pengaruh gempa dinamik sesuai SNI 03-1726-2012. Analisis dilakukan berdasarkan analisis respon dinamik dengan parameter-parameter yang sudah ditentukan.

. 5.3.1 Arah Pembebanan

Arah pembebanan gempa dalam kenyataannya adalah sembarang, sehingga pada umumnya selalu terdapat 2 komponen beban gempa dalam arah masing-masing sumbu koordinat ortogonal yang bekerja bersamaan pada struktur gedung. Kondisi ini disimulasikan dengan meninjau pembebanan gempa dalam suatu arah sumbu koordinat yang ditinjau 100%, yang bekerja bersamaan dengan pembebanan gempa dalam arah tegak lurus tetapi ditinjau 30%.




122

5.3.2 Parameter Respon Spectrum Rencana 1. Menentukan Kategori Resiko Bangunan Gedung

BerdasarkanSNI 1726:2012 Tabel 1, bangunan yang dirancang masuk kedalam kategori resiko II.

2. Menentukan Faktor Keutamaan Gempa Berdasarkan Kategori gempa yang didapat maka dariSNI 1726:2012 Tabel 2 dapat ditentukan Faktor Keutamaan Gempanya yaitu Ie = 1

3. Menentukan Parameter Percepatan Gempa Nilai parameter percepatan gempa didapat dari peta zonasi gempa pada Gambar Untuk kota Padang didapat nilai Ss =1,5g dan S1 = 0,6g.

4. Menentukan Klasifikasi Situs Menurut SNI 1726:2012 pasal 5.3 untuk menentukan klasifikasi situs dapat ditentukan salah satunya dengan menentukan nilai N berdasarkan data hasil SPT. Adapun definisi parameter kelas situs yang menggunakan data SPT dapat dilihat pada SNI 1726:2012 pasal 5.4.2 persamaan (2)

1

1 1

30

n

iin n

i i

i ii i

d

Nd d

N N

Keterangan: di= tebal setiap lapisan antara kedalaman 0 sampai 30 meter;

1

= 30 metern

ii

d

Ni = tahanan penetrasi standar yang terukur langsung dilapangan.




123

Berdasarkan hasil perhitungan nilai N pada Tabel 6.2

diketahui situs merupakan Tanah Sedang (SD). N = 15 s/d 50.

Tabel 5.1 Perhitungan Nilai N

Keterangan Kedalaman

(m) Tebal N Tebal/N

Lapisan 1 0 - 0 -

Lapisan 2 2,33 2.3 9 0.255

Lapisan 3 5,1 2.8 8.5 0.329

Lapisan 4 8,5 3.4 15 0.226

Lapisan 5 10,3 1.8 32 0.056

Lapisan 6 13,1 2.8 17.5 0.16

Lapisan 7 18 4.9 50 0.098

Lapisan 8 20,6 2.6 21.5 0.120

Lapisan 9 26 5.4 19.75 0.273

Lapisan 10 30,45 4.45 22.3 0.199

Total 30.45 1.719

5. Menentukan Koefisien Situs

Berdasarkan tabel 4 dan 5 pada SNI 1726:2012dapat diketahui nilai Fa=1 dan Fv=1,5




124

6. Menghitung Parameter Percepatan Desain Spektral Sebelum menentukan parameter percepatan desain spektral perlu dihitung nilai parameter respons percepatan pada periode pendek (SMS) dan pada perioede 1 detik (SM1) dengan persamaan pada SNI 1726:2012 Pasal 6.2 persamaan (5) dan (6). Selanjutnya nilai SDS dan SD1 dapat dicari pada SNI 1726:2012 Pasal 6.3 persamaan (7) dan (8). SMS = Fa x SS = 1 x 1,5 g= 1,5 g SM1 = FV x S1 = 1,5 x 0,6 g = 0,9 g

2 21,5 1,0

3 3DS MSS S g g

1 1

2 20,9 0,6

3 3D MS S g g

7. Menentukan Kategori Desain Seismik Berdasarkan tabel 6 dan 7 padaSNI 1726:2012dilihat dari kategori resiko yang didapat pada tinjauan sebelumnya maka diketahui bangunan termasuk kategori desain seismic D untuk kedua parameter SDS dan SD1.

8. Menentukan parameter struktur R, Cd, dan Ω0 Berdasarkan SNI 1726:2012 pasal 7.2.2 tabel.9 didapat nilai parameter struktur bangunan untuk rangka baja dengan bresing eksentrisadalah : Ra = 8 Ω0 = 2 Cd

b = 4 9. Analisa model respon spectrum

Untuk grafik respons spektrum rencana, penggambarannya mengikuti ketentuan SNI 1726:2012 Pasal 6.4 berikut : Batasan Periode

1 0, 2 0, 60, 2 0,12 detik

1D

oDS

ST

S

1 0, 60, 6 detik

1D

SDS

ST

S




125

Respon spektrum percepatan desain saat T<T0

0

0,4 0,6a DS

TS S

T

Misalkan saat T=0 detik maka Sa :

01 0,4 0,6 0,4

0,12aS g

Respon spektrum percepatan desain saat T0 ≤ T ≤ TS Sa = SDS =1,0g

Respon Spektrum Percepatan Desain saat T ≥ TS

1Da

SS

T

Karena Ts = 0,6 detik maka untuk T ≥ TS. Misalkan T yang diambil 0,7 detik. Maka :

1 0,60,857

0,7D

a

SS

T

Tabel 5.2 Nilai Periode Fundamental (T) dan Percepatan Respon Spektra (Sa) berdasarkan ketentuan SNI 1726:2012 Pasal 6.4




126

Gambar 5.4 Hasil Grafik Spektrum Respon Desain

Nilai spectrum respons tersebut harus dikalikan dengan suatu factor skala (scale factor) yang besarnya = g x Ie/R Keterangan : g= percepatan grafitasi (g =9,81 m/det) Scale factor = 9,81 x 1 / 8 = 1,22625, karena gempa dua arah yaitu arah x,y maka beban gempa didistribusikan 100% kearah x dan 30% kearah y jika ditinjau dari sumbu x dan sebaliknya. Sehingga scale factor arah x = 1,22625 dan scale factor arah y = 0,3 x 1,22625 = 0,367875

Gambar 5.5 Nilai Periode Fundamental Struktur (T) dari Tabel Modal

Participating Mass Ratio Program Analisa Struktur

00.10.20.30.40.50.60.70.80.9

11.1

0 0.10.20.30.40.50.60.70.80.9 1 1.11.21.31.41.5

Perc

epat

an R

espo

n Sp

ekta

ra

>>Sa

(g)

Periode (detik)




127

Nilai redaman untuk struktur baja diambil, Damping=0,05.

Dari hasil analisa struktur menggunakan program analisa struktur didapat nilai T (Periode Getar Fundamental Struktur) = 2,074 detik

Menghitung Periode Fundamental Perkiraan Periode fundamental perkiraan dihitung dengan menentukan nilai Ct dan x terlebih dahulu yang terdapat pada SNI 1726:2012 tabel 15 .Selanjutnya nilai Ta dapat dihitung berdasarkan SNI 1726:2012 pasal 7.8.2.1 persamaan (26). Untuk Sistim Rangka berbreising didapat nilai Ct = 0,0731 dan x = 0,75.

= ℎ = 0,0731 60 , = 1,575

Menghitung Batas Atas Periode Struktur Periode struktur bangunan dibatasi dengan mengalikan nilai periode fundamental perkiraan dengan koefisien Cu. Berdasarkan nilai SD1 yang didapat dari perhitungan sebelumnya yaitu 0,6g ≥ 0,4g maka didapat nilai Cu = 1,4 yang terdapat pada SNI 1726:2012 tabel 14. Cu x Ta = 1,4 x 1,575 = 2,2 detik Menurut SNI 1726:2012 pasal 7.9.4.1, Periode fundamental struktur (T) yang digunakan: • Jika Tc > Cu x Ta maka digunakan T = Cu x Ta • Jika Ta < Tc < Cu x Ta maka digunakan T = Tc • Jika Tc < Ta maka digunakan T = Ta Keterangan : Tc : Periode fundamental struktur yang diperoleh dari program analisa struktur Dari hasil analisa program bantu analisa struktur maka didapat Tc = 2,074 detik, Ta = 1,575 dan Cu x Ta = 2,2 detik, karenaTa < Tc < Cu x Ta maka periode fundamental struktur yang digunkan adalah T = 2,074 detik




128

5.4 Analisis Struktur

Hasil analisis struktur harus dikontrol terhadap suatu batasan- batasan tertentu untuk menentukan kelayakan sistem struktur tersebut. Kontrol- kontrol tersebut adalah sebagai berikut:

- Kontrol partisipasi massa - Kontrol periode getar struktur - Kontrol nilai akhir respon spektrum - Kontrol batas simpangan (drift) Dari hasil analisis struktur juga, dipilih gaya dalam

maksimum yang terjadi pada masing- masing elemen struktur sebagai kontrol kapasitas penampang

5.4.1 Kontrol Nilai Akhir Respon Spektrum Jika kombinasi respons untuk gaya geser dasar ragam

dinamik (Vt) lebih kecil 85% dari gaya geser dasar statik (V) menggunakan prosedur gaya lateral ekivalen, maka gaya gempa harus dikalikan dengan 0,85V/Vt (SNI 1726-2012 Pasal 7.9.4.1).

1. Menentukan Koefisien Respons Seismik Koefisien seismik, Cs, dihitung dengan Persamaan (3-10). Nilai dari persamaan (3-10) ini tidak perlu melebihi nilai dari Persamaan (3-11) dan tidak boleh kurang dari nilai Persamaan (3-12) atau dapat dilihat pada SNI 1726:2012 pasal 7.8.1.1.

perlu1

0,12581

DS

e

SS R

I

C

(3-10)

11

0,60,055

81,375

1

D

e

SS R

TI

C

(3-11)

2 0,044 . 0, 01s DS eC S I (OK)

2,2

0,034




129

2 0, 044.1.1 0,044 0,01sC (3-12)

Kontrol :1. Csperlu ≤ Cs1 = 0,125 ≥ 0,034digunakan Cs = 0,034 2. Csperlu ≥ Cs2 = 0,125 ≥ 0,044 digunakan Cs = 0,125 Karena struktur yang berlokasi didaerah dimana S1 sama dengan atau lebih besar dari 0,6 g maka Cs perlu tidak kurang dari :

10,5.3

0,5 0.60,038

81

e

SS R

I

C

3. Csperlu ≥ Cs3= 0,125 ≥ 0,0375digunakan Cs = 0,125 Dari ketiga hasil perhitungan diatas, apabila digunakan Cs=0,125 maka kontrol 1 tidak memenuhi sehingga digunakanCs = 0,038

2. Menentukan Gaya Geser Dasar Seismik Dari analisis struktur yang sudah dilakukan, diperoleh berat total struktur Menara Parkson sebesar 6.448.479kg. Sebagaimana yang tertera pada gambar 5.6

Gambar 5.6 Reaksi Dasar Struktur

Berdasarkan SNI 1726:2012 pasal 7.8.1, gaya gempa lateral didapat dengan mengalikan dengan berat bangunan dengan koefisien respon seismik.




130

Vstatik= Cs . W = 0,038 x 6.448.479 kg Vstatik=245.042,2 kg/detik

Dari hasil analisis menggunakan program ETABS didapatkan nilai gaya geser dasar (base shear) sebagai berikut :

Tabel 5.3 Gaya Geser Dasar Akibat Beban Gempa

Beban Gempa Global FX (kg) Global FY (kg)

Gempa Arah X 52.556 1754,17 Gempa Arah Y 1595,72 62.366,86 Kontrol nilai akhir respon spectrum: - Arah-x :

Vdinamik ≥ 0,85. Vstatik 52.556 kg ≤ 0,85 . 245.042 kg 52.556 kg ≤ 208.285,87 kg …Not Oke!!!

- Arah-y : Vdinamik ≥ 0,85. Vstatik 62.366,86kg ≤0,85 . 245.042 kg 62.366,86kg ≤208.285,87 kg …Not Oke!!!

Dari kontrol di atas, analisis struktur masih belum

memenuhi syarat nilai akhir respon. Pada Pasal 11.1.4 SNI 03-1726-2012 Pasal 7.9.4.2 dijelaskan apabila gaya geser dasar hasil analisis kurang dari 85%, maka harus diperbesar dengan

faktorskala 0.85 CsW

V

Untuk gempa arah X :

0,0589. 57037,980.85 0,851294,585

2, 206CsW

V

0,038 x 6.448.479

52.556 4,9




131

Untuk gempa arah Y :

0,0589. 57037,980.85 0,851152, 299

2, 479CsW

V

Setelah dikali faktor skala di atas didapatkan gaya geser dasar sebagai berikut :

Tabel 5.4 Gaya Geser Dasar Akibat Beban Gempa

Beban Gempa Global FX (kg) Global FY (kg)

Gempa Arah X 208.742,20 6367,77

Gempa Arah Y 47.987,39 247.588,88

Kontrol nilai akhir respon spectrum: - Arah-x :

Vdinamik ≥ 0,85. Vstatik 208.742,20 kg ≥0,85 . 245.042 kg 208.742,20 kg ≥208.285,87 kg…Oke!!!

- Arah-y :

Vdinamik ≥ 0,85. Vstatik 247.588,88 kg ≥0,85 . 245.042 kg 247.588,88 kg ≥208.285,87 kg…Oke!!!

Dari perhitungan diatas, diperoleh bahwa gaya geser

dasar ragam (Vt) lebih besar dari gaya geser dasar (V).

5.4.2 Kontrol Partisipasi Massa Untuk mendapatkan hasil analisis struktur yang baik,

analisis yang dilakukan harus menyertakan jumlah ragam yang cukup untuk mendapatkan partisipasi masssa ragam terkombinasi minimal 90% dari massa aktual dari masing-masing arah

0,038 x 6.448.479

62.366,86 1,212




132

horizontal orthogonal dari respon yang ditinjau (SNI 03-1726-2012 pasal 7.9.1). Pada perhitungan ini digunakan bantuan program ETABS untuk mendapatkan hasil partisipasi massa seperti pada Gambar 5.8 dan 5.9 dibawah ini.

Gambar 5.7 Rasio Partisipasi Massa Arah X Pemodelan Gedung Menara

Parkson

Gambar 5.8 Rasio Partisipasi Massa Arah YPemodelan Gedung Menara

Parkson Dari gambar5.7 dan 5.8di atas didapat partisipasi massa

arah X sebesar 90,2% pada moda ke-9 dan partisipasi massa arah Y sebesar 92,2% pada moda ke-7. Maka dapat disimpulkan analisis struktur yang dilakukan telah memenuhi syarat yang




133

terdapat pada SNI-03-1726-2012 pasal 7.9.1 yaitu partisipasi massa ragam terkombinasi paling sedikit sebesar 90%. 5.4.3 Kontrol Simpangan Antar Lantai (Drift) Untuk mengetahui besarnya simpangan antar tingkat perlu dicari terlebih dahulu nilai perpindahan elastis, δxe, dari analisis struktur. Setelah itu nilai δxe dikalikan dengan faktor pembesar Cd/Ie seperti pada persamaan 7.8-14SNI 1726-2012. Setelah itu dapat diketahui besarnya simpangan antar tingkat yang merupakan selisih nilai perpindahan elastis yang diperbesar pada suatu tingkat dengan nilai perpindahan elastis yang diperbesar pada tingkat di bawahnya. Nilai simpangan ini selanjutnya dikontrol terhadap batas simpangan sebesar 0,02 hsx. Defleksi pusat massa di Tingkat x (x) harus ditentukan sesuai dengan persamaan berikut:

d xex

e

C

I

(SNI 1726-2012 Persamaan 7.8-14)

Dimana : Cd = Faktor pembesaran defleksi (5,5). δxe = Defleksi pada lantai x yang ditentukan dengan

analisis elastis. Ie = Faktor keutamaan (1,0). ∆a = 0,020hsx ρ = Faktor redundansi (1,0).




134

Tabel 5.5 Kontrol Simpangan Antar Lantai Akibat Beban Gempa Arah X

Tabel 5.6 Kontrol Simpangan Antar Lantai Akibat Beban Gempa Arah Y

Dari hasil analisa tabel di atas maka analisis struktur memenuhi persyaratan sesuai dengan SNI 03-1726-2012 Pasal 7.9.3 dan Pasal 7.12.1




134

Mmax = 2963821,5 kg.cmMmin = -3911001,5 kg.cmVmax = 67200,14 kgVmin = -63378,18359 kgPmax = 29035,22266 kgPmin = -23563,21094 kg

BAB VI PERENCANAAN STRUKTUR PRIMER

6.1 Perencanaan Link 6.1.1 Link WF 500x200x10x16 6.1.1.1 Link Arah Y Pada perhitungan link arah Y dipilih link pada lantai 3Balok 19

Gambar 6.1. Elemen Link Arah Y

d = 500 mm ix = 20,5 cm bf = 200 mm iy = 4,33 cm tf = 16 mm Zx = 2096 cm3 tw = 10 mm Zy = 332 cm3 A = 114,2 cm2 Sx = 1912 cm3 q = 89,65 kg/m Sy = 214 cm3 Ix = 47800 cm4 r = 20 cm Iy = 2140 cm4 h = d - 2(tf+r) Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 428 mm

Hasil dari output ETABS V9.2.0 untuklink arah Y dapat dilihat padaTabel 6.1 Tabel gaya dalam link:




135

Vu = 67200,14 kg Mu = 3911001,5 kg.cm Pu = 29203,85 kg Δp = 15,34 mm

Kontrol penampang - Pelat Sayap

bf

2tf=

200

2x16=6,25

Py= Ag x fy = 114,2 cm2x 2500 kg/m2

= 285500kg

Ca=Pu

∅.Py=

29203,85

0,9x285500=0,113<0,125

- Pelat Badan

h

tw=

428

10=42,80

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy




136

Karena penampang kompak, maka: Py = Ag x fy

= 114,2 cm2x 2500 kg/m2

= 285500kg 0,15 Py = 0,15 . 285500 kg = 42825 kg > Nu Karena 0,15 Ny > Nu sehingga pengaruh gaya aksial pada kuat geser rencana link tidak perlu diperhitungkan.

Kontrol kuat geser

Pr

Pc=

Pu

Py=

29203,85

285500= 0,102≤0,15

Karena Pr/Pc ≤ 0,15 maka : Vp = 0,6.Fy.Atw(Eq F3-2 AISC 2010) 9.1 60 Vp = 0,6 . fy . (d – 2.tf) .tw

= 0,6 . 2500 . (50 – 2.1,6). 1 = 70200 kg (menentukan)

Mp = Fy.Zx (Eq F3-8 AISC 2010) = 2500 . 2096 = 5240000 kg.cm = 52400 kg.m Vn = 2Mp/e (Eq F3-7 AISC 2010)

Vn= 2Mp

e=2

5240000

100= 104800

θ . Vn = 0,9 . 104800 = 69840 kg θ . Vn > Vu = 94320 kg >67200,14kg (OK)

penampang kompakp

h

tw




137

Kontrol Panjang Link

e = 1,6Mp

Vp=

1,6x5240000

77600= 108,04 cm>100cm

Maka link merupakan link pendek (link geser)

Kontrol sudut rotasi link Sudut rotasi link 1,6 . Mp / Vp = 1,6 . 5240000 / 77600= 108,04 cm 2,6 . Mp / Vp = 2,6 . 5240000 / 77600= 175,56 cm e = 100 cm < 1,6 . Mp / Vp Karena e<1,6 . Mp / Vp, berdasarkan AISC 2010Section F(3)(4a) bahwa sudut rotasi (γp) untuk link geser (e ≤ 1,6Mp/Vp) adalah 0,08 radians

γ = L

exθ=

800

100

1,54

400= 0,0308 radian

θ = Δp/h γ<γp (OK)

6.1.1.2 Pengaku Link Arah Y

Berdasarkan AISC 2010 Section F.(3)(5b)(4) bahwa jarak maksimum pengaku link profil I tergantung pada sudut rotasi link. Apabila sudut rotasi link 0,08 (e<1,6 .Mp/Vp) maka jarak pengaku link ditentukan dengan rumus 30tw –d/5. Sedangkan untuk link dengan sudut rotasi link 0,02 (e ≥ 2,6 .Mp/Vp) maka jarak pengaku link ditentukan dengan rumus 52tw – d/5. Interpolasi linear diijinkan untuk nilai sudut rotasi antara 0,08 dan 0,02 radian.

Untuk α = 0,08 radian S = 30 .tw – d/5 = 30 . 1 – 50/5 = 20 cm Untuk α = 0,02 radian S = 52 .tw – d/5 = 52 . 1 – 50/5 = 42 cm




138

Untuk α = 0,0308 radian, maka harus diinterpolasi

S = 42+0,0308-0,02

0,08-0,02(42-20) =45,96cm

Maka dipasang pengaku antara dengan jarak 25 cm.

6.1.1.3 Link Arah X Pada perhitungan link arah X dipilih link pada lantai 5B13

Gambar 6.2. Elemen Link Arah X

d = 500 mm ix = 20,5 cm

bf = 200 mm iy = 4,33 cm

tf = 16 mm Zx = 2096 cm3

tw = 10 mm Zy = 332 cm3

A = 114,2 cm2 Sx = 1912 cm3

q = 89,65 kg/m Sy = 214 cm3

Ix = 47800 cm4 r = 20 cm

Iy = 2140 cm4 h = d - 2(tf+r)

Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 428 mm




139


Hasil dari output ETABS V9.2.0 untuklink arah X dapat dilihat padaTabel 6.2 Tabel gaya dalam link:

Vu = -64497,52kg Mu= -3897678,51kg.cm Pu = 29789,71kg Δp = 18,34 mm

Kontrol penampang

- Pelat Sayap

bf

2tf=

200

2x16=6,25

Pc= Ag x fy = 114,2 cm2x 2500 kg/m2

= 285500kg

Ca=Pu

∅.Py=

29789,71

0,9x285500=0,115<0,125

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf




140

- Pelat Badan

h

tw=

428

10=42,80

Pr

Pc=

Pu

Py=

29789,71

285500= 0,104≤0,15

Karena penampang kompak, maka: Py = Ag x fy

= 114,2cm2x 2500 kg/m2

= 285500 kg 0,15 Py = 0,15 . 285500 kg = 42825 kg > Nu Karena 0,15 Ny > Nu sehingga pengaruh gaya aksial pada kuat geser rencana link tidak perlu diperhitungkan.

Kontrol kuat geser

Karena Pr/Pc ≤ 0,15 maka : Vp = 0,6.Fy.Atw (Eq F3-2 AISC 2010) Vp = 0,6 . fy . (d – 2.tf) .tw

= 0,6 . 2500 . (50 – 2.1,6). 1 = 77600 kg (menentukan)

Mp = Fy.Z (Eq F3-8 AISC 2010) = 2500 . 2096 = 5240000 kg.cm = 52400 kg.m Vn = 2Mp/e (Eq F3-7 AISC 2010)

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

penampang kompakp

h

tw




141

Vn= 2Mp

e=2

5240000

100= 104800

θ . Vn = 0,9 . 77600 = 69840 kg θ . Vn > Vu = 69840 kg >-64497,52kg (OK)

Kontrol Panjang Link

e = 1,6Mp

Vp=

1,6x5240000

77600= 108,04 cm>100cm

Maka link merupakan link pendek (link geser)

Kontrol sudut rotasi link Sudut rotasi link 1,6 . Mp / Vp = 1,6 . 6155000 / 77220 = 127,532 cm 2,6 . Mp / Vp = 2,6 . 6155000 / 77220 = 207,239 cm e = 100 cm < 1,6 . Mp / Vp Karena e<1,6 . Mp / Vp, berdasarkan AISC 2010Section F(3)(4a) bahwa sudut rotasi (γp) untuk link geser (e ≤ 1,6Mp/Vp) adalah 0,08 radians

γ = L

exθ=

800

100

1,8

400= 0,036 radian

θ = Δp/h γ<γp (OK)

6.1.1.4 Pengaku Link Arah X Berdasarkan AISC 2010 Section F.(3)(5b)(4) bahwa jarak

maksimum pengaku link profil I tergantung pada sudut rotasi link. Apabila sudut rotasi link 0,08 (e<1,6 .Mp/Vp) maka jarak pengaku link ditentukan dengan rumus 30tw – d/5. Sedangkan untuk link dengan sudut rotasi link 0,02 (e ≥ 2,6 .Mp/Vp) maka jarak pengaku link ditentukan dengan rumus 52tw – d/5. Interpolasi




142

LANTAI ARAH PANJANG JENIS LINNK PROFILLantai 1-5 X dan Y 100 cm Link Pendek 500x200x10x16

Lantai 6-10 X dan Y 100 cm Link Pendek 500x200x10x16Lantai 11-15 X dan Y 100 cm Link Pendek 500x200x10x16

linear diijinkan untuk nilai sudut rotasi antara 0,08 dan 0,02 radian.

Untuk α = 0,08 radian S = 30 .tw – d/5 = 30 . 1 – 50/5 = 20 cm Untuk α = 0,02 radian S = 52 .tw – d/5 = 52 . 1 – 50/5 = 42 cm Untuk α = 0,0308 radian, maka harus diinterpolasi

S = 42+0,036-0,02

0,08-0,02(42-20) =47,86cm

Maka dipasang pengaku antara dengan jarak 25 cm.

Untuk perhitungan link selanjutnya menggunakan langkah dan perhitungan yang sama,dapat dilihat pada tabel rekap untuk profil balok Link pada tabel 6.3 :

6.2 Perencanaan Balok Di Luar Link 6.2.1 Balok di Luar Link WF 500x200x10x16 6.2.1.1 Balok Di Luar Link Arah Y Pada perhitungan balok di luarlink arah Y dipilih link pada lantai 3 Balok B19

Gambar 6.3. Elemen Balok di Luar Link Arah Y




143

Mmax = 2963821,5 kg.cmMmin = -3911001,5 kg.cmVmax = 15479,52148 kgVmin = 673,0239258 kgPmax = 29035,22266 kgPmin = -23563,21094 kg

Balok diluar link arah Y direncanakan menggunakan profil WF 500 x 200 x 10 x 16, dengan data- data sebagai berikut:

d = 500 mm ix = 20,5 cm bf = 200 mm iy = 4,33 cm tf = 16 mm Zx = 2096 cm3 tw = 10 mm Zy = 332 cm3 A = 114,2 cm2 Sx = 1912 cm3 q = 89,65 kg/m Sy = 214 cm3 Ix = 47800 cm4 r = 20 cm Iy = 2140 cm4 h = d - 2(tf+r) Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 428 mm

Hasil dari output ETABS V9.2.0 untuklink arah Y dapat

dilihat padaTabel 6.4 Tabel gaya dalam link:

Mu = -3911001,5 kg.cm Vu = 15479,52 kg Pu = 29035,22 kg

Kontrol penampang

- Pelat Sayap

bf

2tf=

200

2x16=6,25

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy




144

- Pelat Badan

h

tw=

428

10=42,80

- Karena penampang kompak, maka Mn = Mp Mp = fy . Zx = 2500 2096 = 5240000 kg.cm = 52400 kg.m

Kontrol penampang terhadap tekuk lateral

Jarak Penahan Lateral Lb = 267 cm

Berdasarkan tabel untuk BJ 41 profil WF 500.200.10.20 didapatkan :

Lp = 215,549 cm, Lr = 643,749 cm Jadi, Lr > Lb > Lp → bentang Menengah, Untuk komponen struktur yang memenuhi Lr > Lb > Lp, kuat nominal komponen struktur adalah :

penampang kompak2

p

bf

tf

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

penampang kompakp

h

tw




145

MA = 764586,93 Kgcm MB = 1162358 Kgcm MC = 1233832,75 Kgcm

12,5 . 1233832,75

(2,5.1233832,75)+(3.764586,93)+(4.1162358)+(3.1233832,75)

=1,12<2,3→ dipakai 1,12

My = Sx.fy = 1912 . 2500 = 4780000Kgcm

Mp = fy.Zx = 2500 . 2096 = 5240000 kgcm < 1,5 My

MR = (fy-fr)Sx = 1800. 1912 = 3438000 kgcm

Mn=1,12 3438000+(5240000-3438000)(643,74-267)

(643,74-215,54)≤ Mp

= 5703519,29 kgcm > 5240000 kgcm

Dipakai Mn = Mp = 5240000 kgcm

Persyaratan :

Mu ≤ φMn 3911001,5Kgcm ≤ 0,9. 5240000 kgcm

3911001,5Kgcm < 4716000 kgcm ............OK




146

Kontrol penampang profil terhadap gaya geser

Dengan d3= h

tw<260maka Kv= 5

248

8<260

31<260, Maka Kv = 5 (SNI 1729:2015, Pasal G2.1)

248

8≤1,1 5

200000

250

31≤69,570 →Plastis

Maka, Ø Vn= (0,6 fy Aw .Cv) = (0,6 x 2500 x (50-2.1,6) x 1 ) = 76200 kg

Ø Vn ≥ Vu

70200 kg >15479,52kg → Oke Kontrol lendutan

L = 267 cm

Fijin=

L

360=

267

360=0,741

Dari hasil analisis ETABS V9.2.0 didapatkan lendutan batang sebesar f=0,131 cm

1,1 v

h Ek

tw Fy




147

fx<f ijin 0,131<0,741

… … … … … … … … … OK 6.2.1.2 Balok Di Luar Link Arah X Pada perhitungan balok di luar link arah X dipilih link pada lantai 5 Balok B13

Gambar 6.4. Elemen Balok di Luar Link Arah X

Balok diluar link arah X direncanakan menggunakan profil WF 500 x 200 x 10 x 16, dengan data- data sebagai berikut:

d = 500 mm ix = 20,5 cm

bf = 200 mm iy = 4,33 cm

tf = 16 mm Zx = 2096 cm3

tw = 10 mm Zy = 332 cm3

A = 114,2 cm2 Sx = 1912 cm3

q = 89,65 kg/m Sy = 214 cm3

Ix = 47800 cm4 r = 20 cm

Iy = 2140 cm4 h = d - 2(tf+r)

Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 428 mm




148


Hasil dari output ETABS V9.2.0 untuklink arah X dapat dilihat padaTabel 6.5 Tabel gaya dalam link:

Mu = -3897678,52 kg.cm Vu = 10404,14 kg Pu = 29789,71 kg

Kontrol penampang

- Pelat Sayap

bf

2tf=

200

2x16=6,25

- Pelat Badan

h

tw=

428

10=42,80

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy




149

- Karena penampang kompak, maka Mn = Mp

Mp = fy . Zx = 2500 2096 = 5240000 kg.cm = 52400 kg.m

Kontrol penampang terhadap tekuk lateral

Jarak Penahan Lateral Lb = 267 cm

Berdasarkan tabel untuk BJ 41 profil WF 500.200.10.20 didapatkan :

Lp = 215,549 cm, Lr = 643,749 cm Jadi, Lr > Lb > Lp → bentang Menengah, Untuk komponen struktur yang memenuhi Lr > Lb > Lp, kuat nominal komponen struktur adalah :

MA = 392209,03 Kgcm MB = 556100Kgcm MC = 715050,04Kgcm

12,5 . 392209,03

(2,5.392209,03)+(3.392209,03)+(4.556100)+(3.715050,04)

=1,13<2,3→ dipakai 1,13

penampang kompakp

h

tw




150

My = Sx.fy = 1912 . 2500 = 4780000Kgcm

Mp = fy.Zx = 2500 . 2096 = 5240000 kgcm < 1,5 My

MR = (fy-fr)Sx = 1800. 1912 = 3438000 kgcm

Mn=1,13 3438000+(5240000-3438000)(643,74-267)

(643,74-215,54)≤ Mp

= 5754443,57 kgcm > 5240000 kgcm Dipakai Mn = Mp = 5240000 kgcm Persyaratan :

Mu ≤ φMn 3897678,52 Kgcm ≤ 0,9. 5240000 kgcm

3897678,52 Kgcm < 4716000 kgcm ............OK

Kontrol penampang profil terhadap gaya geser

Dengan d3= h

tw<260maka Kv= 5

248

8<260

31<260, Maka Kv = 5 (SNI 1729:2015, Pasal G2.1)

248

8≤1,1 5

200000

250

1,1 v

h Ek

tw Fy




151

LANTAI ARAH PANJANG JENIS LINNK PROFILLantai 1-5 X 267 cm Bentang Menengah 500x200x10x16

Y 267 cm Bentang Menengah 500x200x10x16Lantai 6-10 X 267 cm Bentang Menengah 500x200x10x16

Y 267 cm Bentang Menengah 500x200x10x16Lantai 11-15 X 267 cm Bentang Menengah 500x200x10x16

Y 267 cm Bentang Menengah 500x200x10x16

31≤69,570 →Plastis

Maka, Ø Vn= (0,6 fy Aw .Cv) = (0,6 x 2500 x (50-2.1,6) x 1 ) = 76200 kg

Ø Vn ≥ Vu

70200 kg > 10404,14 kg → Oke

Kontrol lendutan

L = 267 cm

Fijin=

L

360=

267

360=0,741

Dari hasil analisis ETABS V9.2.0 didapatkan lendutan batang sebesar f=0,01 cm

fx<f ijin 0,102<0,741

… … … … … … … … … OK Untuk perhitungan balok diluar link selanjutnya menggunakan langkah dan perhitungan yang sama,dapat dilihat pada tabel rekap untuk profil balok diluar Link pada tabel 6.6




152

6.3 Perencanaan Breising 6.3.1 Breising Lt 1-5 6.3.1.1 Bressing Arah Y Pada perhitungan link arah Y dipilih link pada lantai 3Bracing D90

Gambar 6.5. Elemen Link Arah Y

Bressing arah Y direncanakan menggunakan profil WF 250 x 250 x 11 x 11, dengan data- data sebagai berikut:

d = 200 mm ix = 8620 cm

bf = 200 mm iy = 5,02 cm

tf = 12 mm Zx = 513 cm3

tw = 8 mm Zy = 243 cm3

A = 63,53 cm2 Sx = 472 cm3

q = 49,9 kg/m Sy = 160 cm3

Ix = 4720 cm4 r = 13 cm

Iy = 1600cm4 h = d - 2(tf+r)

Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 150 mm

Pu tekan = -117371kg Pu Tarik = 86422,69kg




153

Kontrol penampang

Pelat sayap

λ=bf

2tf=

200

2x12=8,33

λ=250

fy=

250

√250=15,81

p Penampang tidak langsing

Pelat badan

λ=h

tw=

150

8=18,75

λ=665

fy=

665

√250=42,06


Kontrol kekuatan bresing Panjang bresing:

L= 4 + (4 − 0,5) =5,315 m=531,5 cm

Arah X→ λx=Lkx

ix=

531,5

8,62=61,65

Arah Y→ λy=Lkx

iy=

531,5

5,02=105,87

λy→ λ = 105,87

λc=λπ

fy

E=

105,87

π250

200000=1,192




154

λc<1,2 maka:ῳ = 1 Bressing tarik

. . max y yP R F Ag

= 1,5 . 2500 . 63,53 = 238237,5 kg ϕcPn= 0,90 . 238237,5 kg = 214413,75 kg ϕcPn>Pu →214413,75 kg >86422,68 kg (OK )

Bresing tekan 1,1 . . . /max yP R Ag Fy

= 1,1 . 1,5 . 2500 . 63,53/1 = 262061,25 kg ϕcPn = 0,90 . 262061,25 kg = 235855,125kg ϕcPn > Pu →235855,125 kg >117371,086 kg (OK )

Jadi, profil WF 200x200x8x12 dapat digunakan untuk breising lantai 1 – 5 arah Y

6.3.1.2 Bressing Arah X Pada perhitungan link arah X dipilih link pada lantai 5Bracing D86

Gambar 6.6. Elemen Link Arah X

Bressing arah X direncanakan menggunakan profil WF 200 x 200 x 8 x 12, dengan data- data sebagai berikut:

d = 200 mm ix = 8,62 cm bf = 200 mm iy = 5,02 cm




155

tf = 12 mm Zx = 513 cm3 tw = 8 mm Zy = 243 cm3

A = 63,53 cm2 Sx = 472cm3 q = 64,4 kg/m Sy = 160 cm3 Ix = 4720 cm4 r = 13 cm Iy = 1600 cm4 h = d - 2(tf+r) Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 150 mm

Pu tekan = 103888,977 kg Pu Tarik = 65974,21kg

Kontrol penampang Pelat sayap

λ=bf

2tf=

200

2x12=8,33

λ=250

fy=

250

√250=15,81


Pelat badan

λ=h

tw=

150

11=18,75

λ=665

fy=

665

√250=42,06


Kontrol kekuatan bresing Panjang bresing:




156

LANTAI ARAH PROFIL BRACINGLantai 1-5 X 200x200x8x12

Y 200x200x8x12Lantai 6-10 X 200x200x8x12

Y 200x200x8x12Lantai 11-15 X 200x200x8x12

Y 200x200x8x12

L= 4 − (4 − 0,5) =5,315 m=531,5 cm

Arah X→ λx=Lkx

ix=

531,5

8,62=61,65

Arah Y→ λy=Lkx

iy=

531,5

5,02=105,87

λy→ λ = 105,87

λc=λπ

fy

E=

105,87

π250

200000=1,19

λc< 1,2 maka:ῳ = 1 Bressing tarik

. . max y yP R F Ag

= 1,5 . 2500 . 63,53 = 238237,5 kg ϕcPn = 0,90 . 238237,5 kg = 214413,75 kg ϕcPn > Pu →214413,75 kg >65974,21 kg (OK )

Bresing tekan 1,1 . . . /max yP R Ag Fy

= 1,1 . 1,5 . 2500 . 63,53/1 = 262061,25kg ϕcPn = 0,90 . 235855,125 kg = kg ϕcPn > Pu →262061,25 kg > 103888,977 kg (OK )

Jadi, profil WF 200x200x8x12 dapat digunakan untuk breising lantai 1 – 5 arah X

tabel 6.7. Rekap Profil Untuk Bresing




157

6.4 Perencanaan Balok Induk 6.4.1 Balok Induk WF 500x200x10x16

Gambar 6.7. Denah Balok (Balok Induk B-16)

Pada perencanaan ini, ditunjukkan perhitungan balok Induk pada lantai 12 dengan kode balok B-16. Pada perhitungan berikut Balok Induk direncanakan dengan profil WF 500.200.10.16. Panjang balok (L) = 800 cm. Adapun data – data profil adalah sebagai berikut :




158

d = 500 mm ix = 20,5 cm bf = 200 mm iy = 4,33 cm tf = 16 mm Zx = 2096 cm3 tw = 10 mm Zy = 332 cm3 A = 114,2 cm2 Sx = 1910 cm3 q = 89,65 kg/m Sy = 214 cm3 Ix = 47800 cm4 r = 20 cm Iy = 2140 cm4 h = d - 2(tf+r) Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 428 mm Lp = 215,549 cm E = 200000 Mpa Lr = 643,749 cm = 2000000 Kg/cm2


6.4.1.1 Kondisi Balok Utama Sebelum Komposit

Dari hasil output ETABS v9.2.0 untuk batang B-16, didapatkan : Mmax (-) = 21080,7265 Kgcm

Vu (-) = 16392,28 Kg L = 800 cm

1. Kontrol Kekuatan Penampang - Pelat Sayap

bf

2tf=

200

2x16=6,25

2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf




159

- Pelat Badan

h

tw=

428

10=42,80

Jadi, termasuk penampang kompak, maka Mnx = Mpx

2. Kontrol Lateral Buckling

Jarak Penahan Lateral Lb = 267 cm Berdasarkan tabel untuk BJ 41 profil WF 500.200.10.20 didapatkan :

Lp = 215,549 cm Lr = 643,749 cm Jadi, Lr > Lb > Lp → bentang Menengah, Untuk komponen struktur yang memenuhi Lr > Lb > Lp,

kuat nominal komponen struktur adalah :

MA = -1868866,52 Kgcm MB = - 1170232,9Kgcm MC = - 556249,97 Kgcm

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

penampang kompakp

h

tw




160

12,5 . 2108072

(2,5.2108072)+(3.1868866,52)+(4.1170232,9)+(3.556249,97)

=1,529<2,3→ dipakai 1,529

My = Sx.fy = 1910 . 2500 = 4775000Kgcm

Mp = fy.Zx = 2500 . 2096 = 5240000 kgcm < 1,5 My MR = (fy-fr)Sx = 1800. 1910 = 3438000 kgcm

Mn=1,529 3438000+(5240000-3438000)(643,7-267)

(643,7-215,54)≤ Mp

= 7680809,083 kgcm > 5240000 kgcm Dipakai Mn = Mp = 5240000 kgcm Persyaratan :

Mu ≤ φMn 2108072 Kgcm ≤ 0,9. 5240000 kgcm

2108072 Kgcm < 4716000 kgcm ............OK

Jadi Penampang profil baja sebelum komposit mampu menahan beban yang terjadi.

3. Kontrol Geser

Kontrol geser balok tergantung pada perbandingan antara tinggi bersih pelat badan (h) dengan tebal pelat badan (tw).

Vu= 16392,28kg

Untuk badan tanpa pengaku transversal :




161

Dengan h

tw< 260, maka Kv= 5

428

10<260

42,857<260, Maka Kv = 5 (SNI 1729:2015, Pasal G2.1)

428

10≤1,1 5

200000

250

42,857≤69,570 →Plastis

Maka, Ø Vn =(0,6 fy Aw .Cv) = (0,6 x 2500 x (42,8 x 1) x 1) = 64200 kg

Syarat : Ø Vn>Vu 64200 kg>16392,28 kg

………………………OK

6.4.1.2 Kondisi Balok Utama Setelah Komposit

Zona momen Positif Dari hasil output ETABS v9.2.0 didapatkan momen positif adalah Mmaks = 2108885,54 Kgcm (batang B-16). 1. Kontrol Kekuatan Penampang

1,1 v

h Ek

tw Fy




162

- Pelat Sayap

bf

2tf=

200

2x16=6,25

- Pelat Badan

h

tw=

428

10=42,85




- beff ≤ ¼ .L = ¼ .8000 mm = 2.000 mm = 200 cm

- beff ≤ S = 2,67 m = 2677 mm


2000000, 38 0, 38 10, 748

250p

E

Fy

penampang kompak2

p

bf

tf

2000003,76 3,76 106,349

250p

E

Fy

penampang kompakp

h

tw




163

- Menentukan gaya tekan yang terjadi pada pelat - C1 = As.fy = 114,2.2500 = 285500 kg - C2 = 0,85.fc’.tplat.beff

= 0,85.250.10.200 = 425000 kg

→ ( C3 tidak menentukan )

Jadi, C =C1 ( terkecil) = 285500 kg


= 285500

0,85 x 250 x 200=6,71 cm

Gambar 6.8 Potongan balok Induk

d1= tb-a

2=9,4-

6,71

26,04 cm


d3= d

2=

50

2=25 cm

- Menghitung kekuatan nominal penampang komposit Mn=C.(d1+d2)+ Py (d3-d2)

C=285500 kg




164

Py=As .Fy=114,2 x 2500 =285500 kg

Mn=285500(6,04+0)+ 285500 (25-0)

=8861920 kg.cm ϕMn=0,85 x 8861920=7532917,5 kg.cm

Syarat : ≤ ϕMn 2108885,54 kg.cm≤ 7532917,5 kg.cm

………………………OK Kekuatan nominal penampang komposit lebih besar dari pada momen akibat beban berfaktor, sehingga penampang mampu menahan beban yang terjadi.

Zona momen negatif Dari hasil output program ETABS v9.2.0 didapatkan momen negatif Mmaks = -4913105,46 Kgcm (batang B-16).

L=800cm beff ≤¼ .L = ¼ .800 mm = 2000 mm = 200 cm tbondek=0,75 mm fyr=240 Mpa ts=100 mm

Menentukan Lokasi Gaya Tarik pada Balok Baja

Batang tulangan menambah kekuatan tarik nominal pada pelat beton.

Tc = Asr . fyr = 13. ¼ . л . 0,82 . 2400 = 15674,88 Kg

Gaya tekan nominal maksimum dalam penampang baja Pyc = As . fy

= 114,2. 2500 = 285500 Kg




165

Gambar 6.9 Distribusi tegangan negatif

Karena Pyc > Tc, maka PNA pada web, berlaku persamaan.

Ts= Pyc-Tc

2=

285500-15674,88

2

= 134912,56 Kg

Gaya pada sayap, Tf = bf . tf . fy

= 20 . 1,6 . 2500 = 80000 Kg

Gaya pada badan, Tw= Pyc-Tc

2-Tf

= 134912,56-80000 = 54912,56 Kg

Jarak garis netral dari tepi bawah sayap :

aw = Tw

Fy.tw=

54912,56

2500.1,0

= 17,9 cm Menenentukan Jarak Gaya yang Bekerja dari Centroid




166

d2= (Tf.0,5tf)+(Tw(tf+0,5aw))

Tf+Tw

d2= (80000.0,5.1,6)+(54912,56(1,6+0,5.21,9))

80000 + 54912,56

= 4,78 cm= 47,8 mm d3 = D/2 =50/2= 25 cm

d1 = ts – c= 10 – 2,5 = 7,5 cm

- Perhitungan Momen Nominal Negatif

Mn = Tc (d1+ d2) + Pyc(d3 – d2) = 15674,88 (7,5 + 5,58) + 285500 (25– 4,78)

= 6334754,448 Kgcm

Persayaratan :

Mu ≤ φ 4913105,46 ≤ 0,85 . 6334754,448 Kgcm

4913105,46 Kgcm ≤ 5384541,28 Kgcm.......OK

- Kontrol lendutan

f'=L

360=

800

360 =2,22

Lendutan yang terjadi (ETABS v9.2.0) f = 0,1 cm

f < f ' ...........OK




167

6.5 Perencanaan Struktur Kolom

Pada perencanaan ini ditunjukan contoh perhitungan pada kolom lantai dasar dengan Kode C8. Direncanakan menggunakan Kolom Komposit dengan profil King Cross 500 x 200 x 10 x 16 dengan tinggi kolom 400 cm.

Gambar 6.10. Denah Kolom yang ditinjau (Kolom C8)




168

6.5.1 Kolom Komposit DarihasiloutputETABSv9.2.0diperolehgaya–gaya yang

bekerjapada kolomC8 lantaidasaradalah:

Pu= 926605Kg Mux= 1670567 Kgcm Muy= 864271 Kgcm

Kolom komposit direncanakan dengan menggunakan profilK500.200.10.16 dengan spesifikasimaterial:

d = 500 mm ix = 20,5 cm

bf = 200 mm iy = 20,5 cm

tf = 16 mm Zx = 2096 cm3

tw = 10 mm Zy = 2096 cm3

A = 228,4 cm2 Sx = 1910 cm3

q = 179,3 kg/m Sy = 1910 cm3

Ix = 47800 cm4 r = 20 cm

Iy = 47800 cm4 h = d - 2(tf+r)

Fy = 250 Mpa (BJ-41) = 428 mm

Lp = 215,549 cm E = 200000 Mpa

Lr = 643,749 cm = 2000000 Kg/cm2

BJ-41 : fy = 2500 kg/cm2 fu = 4100 kg/cm2

fr = 700 kg/cm2 Beton : fc = 250 kg/cm2

fL = fy – fr = 2500 – 700 = 1800 kg/cm2




169

Tinggi Kolom (H) = 400 cm

Gambar 6.11Sketsapenampangkolom komposit

〖Zx=1

2.d.tw.

1

2.d +(b-tw)(tf)(d-tf)

+1

2.b.tf.

1

2.b .2+(d-2tf).

1

2.tw .

1

2.tw

〖Zx=1

2.50.1.

1

2.50 +(20-1)(1,6)(50-1,6)

+1

2.20.1,6.

1

2.20 .2+(50-2.1,6).

1

2.1 .

1

2.1

= 2428,06 cm3




170

〖Zy=1

2.tf.b.

1

2.b.2 +(d-2tf).

1

2.tw.

1

2tw

+1

2.(d+tw).tw.

1

2.(d+tw) +((b-tw).tf(d+tw-tf))

〖Zy=1

2.1,6.20.

1

2.20.2 +(50-1,6).

1

2.1.

1

21

+1

2.(50+1).1.

1

2.(50+1) +((20-1).1,6(50+1-1,6))

= 2483,71 cm3

Kontrolluas penampangminimumprofilbaja :

As

Ac=

228,4

(70.70)x100%=4,7%>4%

Tulanganlongitudinal

Jarak spasi tulangan = 700 –(2.50) -2.12– 16= 560mm

Luastulanganlongitudinal(Ar)=4.1/2.π.162

= 804,25mm2

Arminimum= 0,18.560=100,8 mm2< 804,25 mm2

Tulangan Lateral (Sengkang dipasangØ12-300mm)

Luasantulangansengkang=¼.π.122= 113,09 mm2

Luas sengkangminimum=0,18.300=54mm2<113,09mm2




171

Luas penampang bersih (Acn)= (70.70)– (228,4+ 8,04)

= 4663,56 mm2

Untuk baja yang diberiselubungbeton:

C1= 0,7; C2= 0,6 ; C3= 0,2

fmy=fy+C1.fyr.As

Ac+C2.fc.

Acn

As

=250+0,7.240.8,04.8,04228,4 +0,6.25.

4663,56228,4 = 603,8Mpa

Ec= 0,04.w1,5

√fc’=0,041.24001,5

√25=24102,98 Mpa

Es= 200.000Mpa

Em = Es + C3.Ec.Acn

As

= 200000 + 0,2.24102,98.4663,56

228,4=298428,8 Mpa

rm = 0,3b = 0,3.70 = 21 cm > iy ( dipakai rm)

Kuat Nominal Aksi Kolom Komposit




172

Gambar 6.12Sketsakolom

Bagian dasar kolom diasumsikan jepit, sehingga nilai GB = 1

GAx=∑ Ix

L kolom

∑ Ix

L balok

=2x

47800

400

2x47800

800

=2

GAy=∑ Iy

L kolom

∑ Iy

L balok

=2x

47800

400

47800

800+ 47800

800

=2




173

Jenis rangka Tidak berpengaku (unbraced frame),sehingga dari nomogram didapatkan nilai Kcx = 1,45 dan nilai Kcy = 1,45 → KcY menentukan

Lk = Kc.L = 1,45.400 = 580 cm

λ=Lk

rm=

580

21=27,61 cm

λ=λπ

fmy

Em=

27,61

π603,8

298428,2=0,395

Karena nilai λc, 0,25 < λc <1,2, maka termasuk dalam

kategori kolom menengah, dimana :

λ=λπ

fmy

Em=

27,61

21

603,8

298428,8=0,395

ω=1,43

1,6-0,67λc=

1,43

1,6-0,67.0,401=1,074

fcr=fmy

ω=

603,8

1,074=582,11 Mpa

Pn = As.fcr = 228,4 cm2.5821,1 Kg/cm2 = 1329539,24 Kg

φPn = 0,85. 1329539,24 Kg = 1130108,354 Kg > Pu…..(OK)




174

Semua beban desain kolom ditopang oleh kolom komposit ( terdiri dari profil baja dan beton). Persyaratan luas minimal penampang beton yang menahan beban desain kolom adalah :

Kemampuan profil baja menahan beban φPns = 0,85.As.fy

= 0,85.228,4.2500 = 485350 Kg

Kemampuan penampang beton menahan beban φPnc = φPn – φPns

= 1130108,354 Kg – 485350 Kg = 644758,354 Kg

Syarat yang harus dipenuhi untuk luas penampang beton

φPnc ≤ 1,7.φ.fc’.Ab

Ab=φPnc

1,7.φ.P′=

644758,354

1,7.0,6.250=2528,46……..(OK)

Kuat Nominal Komposit dan Aksial Kolom Komposit Luasan badan profil (Aw) = (1.50) + ((50+10)10) = 101 cm2

Crc = Crt = 350 – (50 + 12 + (1/2.16))

= 280 mm

Cr = (Crc + Crt)/2

= 280 mm

h1 = h2 = 700 mm

Pu

φPn=

926605

1130108,354=0,781>0,2




175

Mnx=Zx.fy+1/3.(h2-2Cr)Ar.Fyr+h2

2-

Aw.fy

1,7,fc'.h1Aw.fy

= 2428,06 x 2500 + 1/3(70 – 2x28) x 8,04 x 2400

+70

2-

101.2500

1,7,250.70101. 2500

= 14058803,45 kg.cm

Untuk Pu

φPn>0,2 →

Pu

φPn+

8

9

Mux

φMnx+

Muy

φMny≤1

0,791+8

9

16705670,85.14058803,45

+864271

0,85.14058803,45=0,979≤1 (ok)

Kesimpulan: Kolom komposit digunakan profil K500.200.10.16




176

6.6 Perencanaan Sambungan 6.6.1 Sambungan Balok Anak Lantai Dengan Balok Induk

Sambungan antara balok anak lantai Kantor dan balok induk direncanakan dengan baut yang hanya memikul beban geser dari balok anak, sehingga dalam analisa dianggap sebagai sendi.9.920,07 kg (pada perhitungan balok anak)

Ada 3 jenis dimensi balok anak lantai dengan balok induk pada bangunan ini:

Tabel 6.8 Dimensi Balok Induk Lantai dan Balok Anak Lantai

No Balok Induk Lantai Balok Anak 1 WF 500 x 200 x 10 x 16 WF 350 x 175 x 7 x 11 2 WF 500 x 200 x 10 x 16 WF 350 x 175 x 7 x 11 3 WF 500 x 200 x 10 x 16 WF 250 x 125 x 6 x 9

Dari perhitungan sebelumnya diperoleh gaya geser yang

bekerja pada balok anak sebesar 9920,07 kg, dengan dimensi balok anak WF 350 x 175 x 7 x 11 dan balok induk WF 500 x 200 x 10 x 15. Pada sambungan ini direncanakan dengan profil siku 60 x 60 x 6.




177

Gambar6.13Sambungan Balok Anak Lantai Dengan Balok Induk

Sambungan Pada Badan Balok Anak: Øbaut = 16mm (Ab = 2,01 cm2) Mutu baut BJ.41 (fu = 4100 kg/cm2) Ulir tidak pada bidang geser (r1 = 0,5)

Kuat geser baut: Ø.Vn = Ø .r1.fu.m.Ab = 0,75 . 0,5 . 4100 .2 . 2,01 = 6180,75 kg(menentukan)

Kuat tumpu baut Ø.Rn = Ø . 2,4 . db .tp .fu

= 0,75 . 2,4 . 1,6 . 0,6. . 4100 = 7084,80 kg




178

n=Vu

∅Rn=

9920,07

6180,75=1,6≈2buah

Dipasang 2 buah baut diameter 16 mm

Sambungan Pada Badan Balok Induk: Øbaut = 16mm (Ab = 2,01 cm2) Mutu baut BJ.50 (fu = 5000 kg/cm2) Ulir tidak pada bidang geser (r1 = 0,5)

Kuat geser baut: Ø.Vn = Ø .r1.fu.m.Ab

= 0,75 . 0,5 . 5000 .2 . 2,01 = 7537,5 kg(menentukan)


= 0,75 . 2,4 . 1,6 . 0,6 x 2 . 4100 = 14169,6 kg

n=Vu

∅Rn=

9920,07x27537,5

=2,63≈4buah


Kontrol kekuatan siku penyambung Dipakai siku penyambung 60x60x6 BJ41 (fu = 4100 kg/cm2) Ø lubang = 16mm + 1,5 mm (lubang dibuat dengan bor)

= 17,5 mm = 1,75 cm

Luas bidang geser




179

Gambar 6.14Detail Pelat Siku Pada Gelagar

Luas bidang geser

216 2 1, 75 0, 6 7,50 nv nv sikuA L t cm

Kuat rencana

0,6n u nvR f A 0,75 0, 6 4100 7,50 13837,50 kg

Terdapat 2 siku, sehingga

2 2 13837,50 27675,0 nR kg Syarat:

2 9533,75kg 27675,0 u nV R kg OK

Kontrol jarak baut

Jarak ke tepi = 1,5 db s.d (4tp+100 mm) atau 200 mm = 2,4cm s.d. 20 cm Terpasang = 40cm Jarak antar baut = 3 db s.d 15 tp atau 200 mm = 48mm s.d 200mmTerpasang = 80mm

6.6.2 Sambungan Balok Anak Atap Dengan Balok Induk Sambungan antara balok anak lantai perkantoran dan balok

induk direncanakan dengan baut yang hanya memikul beban geser dari balok anak, sehingga dalam analisa dianggap sebagai sendi.

Dari perhitungan sebelumnya diperoleh gaya geser yang bekerja pada balok anak sebesar 3487,48 kg, dengan dimensi

40

80

40




180

balok anak WF 300 x 200 x 8 x 12 dan balok induk WF 500 x 200 x 10 x 16. Pada sambungan ini direncanakan dengan profil siku 40 x 40 x 4.




181

Gambar 6.15Sambungan Balok Anak Atap Dengan Balok Induk

Sambungan Pada Badan Balok Anak: Øbaut = 16mm (Ab = 2,01 cm2) Mutu baut BJ.41 (fu =4100 kg/cm2) Ulir tidak pada bidang geser (r1 = 0,5)


= 0,75 . 0,5 . 4100 . 2 . 2,01 = 6180,75 kg

Kuat tumpu baut Ø.Rn = Ø . 2,4 . db .tp .fu = 0,75 . 2,4 . 1,6 . 0,4 . 4100 = 4723,20 kg (menentukan)

n=Vu

∅Rn=

3487,48

4723,2=0,7383≈2buah


Sambungan Pada Badan Balok Induk:




182

40

80

40

Øbaut = 16mm (Ab = 2,01 cm2) Mutu baut BJ.41 (fu = 4100 kg/cm2) Ulir tidak pada bidang geser (r1 = 0,5)


= 0,75. 0,5 . 4100 . 2 . 2,01 = 6180,75 kg


= 0,75 . 2,4 . 1,6 . 0,4 x 2 . 4100 = 9446,4 kg (menentukan)

n=Vu

∅Rn=

3487,48x26180,75

=1,12≈2buah


Kontrol kekuatan siku penyambung Dipakai siku penyambung 40 x 40 x 4 BJ41 (fu = 4100 kg/cm2) Ø lubang = 16mm + 1,5 mm (lubang dibuat dengan bor)

= 17,5 mm = 1,75 cm

Luas bidang geser

Gambar 6.16Detail Pelat Siku Pada Gelagar

- Luas bidang geser

216 2 1, 75 0, 4 7,50 nv nv sikuA L t cm

Kuat rencana

0,6n u nvR f A 0,75 0,6 4100 5, 0 9225Kg




183

Terdapat 2 siku, sehingga

2 2 9225 18450 nR kg Syarat:Vu≤2ϕRn→3487,48 kg < 18450 kg (OK)

- Kontrol jarak baut

Jarak ke tepi = 1,5 db s.d (4tp+100 mm) atau 200 mm = 21 mms.d.200 mm Terpasang = 40mm Jarak antar baut = 3 db s.d 15 tp atau 200 mm = 42mm s.d 200mmTerpasang = 80mm

6.6.3 Sambungan Kolom - Kolom

Sambungan kolom - kolom direncanakan pada lantai 2Gaya – gaya yang bekerja pada kolom lantai C8 adalah sebagai berikut :

BJ-41 : fy = 2500 kg/cm2

fu = 4100 kg/cm2

Pu = 857277,81 Kg Vu = 1745,73 Kg Mu = 74655,175 Kg.cm Mux = 1,5.fy.Zx

= 1,5.2500.1910 = 7162500 Kgcm




184

Gambar 6.17 sambungan kolom – kolom

Pembagian Beban Momen

MUbadan=IBadan

IProfil.MU

=1/12.1.50

4780074655,175= 16268,997 kg.cm

Musayap = Mu – Mubadan = 74655,175 – 16268,997 = 58386,17 Kg.cm

Pembagian Beban Aksial

PUbadan=ABadan

AProfil.PU=

2.1.50

228,4.857277,81 = 375340,54 kg

Pusayap = Pu – Pubadan = 857277,81 – 375340,54 = 481937,26Kg

Kontrol Geser pada Sayap Kolom

Dipakai tebal pelat penyambung 16 mm Kuat geser baut Pada bidang geser tidak ada ulir (r1 = 0,5) Mutu baja profil BJ 50 ( fu = 5000 Kg/cm2) Baut tipe tumpu Øbaut D 25,4 mm, ( Ag = 5,07 cm2)




185

Vdg = φf.r1.fub. 2Ab = 0,75.0,5.8250 Kg/cm2. 2.5,07 cm2 = 31989,37 Kg

Kuat tumpu baut Vdt = φf.2,4.db.tp.fu (tebal plat dipakai tebal plat sayap Kolom tp = 16 mm)

= 0,75.2,4.2,54.1,6.4100 = 29992,32 Kg (Menentukan)

Gaya kopel pada sayap

T =Musayap

d=

58386,17

50= 1167,72 kg

Jumlah gaya total pada sayap (Tu) =T+Pusayap

2

=1167,72+481937,26

2

= 242136,35 kg Vdg > Vdt (digunakan Vdg = 29992,32 Kg)

n=Vu

Vdg=

242136,35

29992,32= 8,07 buah≈ 10 buah (2baris)

Dipasang 10 buah agar simetris

n . ФVn = 10 .29992,32 = 299923,2 kg >Vu = 242136,35 kg → OK

Kontrol Kekuatan Pelat Penyambung Diameter perlemahan (dengan bor) : 25,4 + 1,5 = 26,9 mm = 2,69 cm Anv = (63 – 5 . 2,69) . 1,6 = 79,28 cm2

ФVn = 0,75 . An .fu ≥Vu = 0,75 . 79,28 . 4100 = 243786>Vu = 242136,35kg → OK

Jadi, pada sayap kolom digunakan :




186

baut10 Ø 25,4 mm pelat penyambung (tp) = 12 mm

Kontrol Geser pada Badan Kolom Kuat geser baut o Pada bidang geser tidak ada ulir (r1 = 0,5) o Mutu baja profil BJ 50 ( fu = 5000 Kg/cm2) o Baut tipe tumpu Øbaut 25,4 mm, ( Ag = 5,07 cm2)

Vdg = φf.r1.fub.2Ab

= 0,75.0,5.8250 Kg/cm2.2.5,07 cm2 = 31370,63 Kg

Kuat tumpu baut Vdt = φf.2,4.db.tp.fu (tebal plat dipakai tebal plat badan Kolom tp = 10 mm)

= 0,75.2,4.2,54.1,0. 5000 = 22860 Kg (menentukan)

Dipakai, Vdt = 22860 Kg Momen yang bekerja pada titik berat sambungan badan:

Mutotal = Mubadan + Vu.e = 16268,997+ 1745,73.25 = 59912,247 Kg.cm

Beban aksial yag bekerja pada titik berat sambungan badan: Pu total = Pu badan = 375340,54kg Perkiraan jumlah baut sebanyak 20 buah;

Akibat Pu →n =Pubadan

φVn=

375340,54

22860= 16,4 ≈20 buah

Beban Yang Bekerja Pada Baut : Akibat Vu :




187

Ku V1 =VU

n=

1745,73

20= 96,98 kg

Ku H1 =Pubadan

n=

375340,54

20= 20852,25 kg

Akibat Mu total Σx2 = 20 (7,952 + 15,952) = 6352,1 cm2 Σy2 = 10 (52 + 152 + 252+352+452) = 41250 cm2 Σ(x2+y2) = 47602,1 cm2 Beban max pada baut dengan x = 7,95 cm dan y = 5 cm

KuV2 =Mutotal. X

Σ(x2+y2)=

59912,247 x 7,95

47602,1= 10 kg

KuH2 =Mutotal. y

Σ(x2+y2)=

59912,247 x 5

47602,1=6,29 kg

Kutotal= (ΣKuV)2+(ΣKuH)2

= (98,96+10)2+(20852,25+6,29 )2

=20858,82 kg<22860 kg

Kontrol Kekuatan Pelat Penyambung : Diameter perlemahan (dengan bor) : 25,4 + 1,5 = 26,9 mm = 26,9cm Anv = (63 – 5 . 2,69) . 1,6 = 79,28 cm2

ФVn = 0,75 . An .fu ≥Pu badan = 0,75 . 79,28 . 4100 = 243786kg >Pu badan = 187670,27 kg → OK

Kutotal < φVn

20497,40 Kg < 22860 Kg………OK Kontrol jarak baut : Jarak tepi minimum = 1,75 db = 1,75.2.54 = 4.445 cm




188

Jarak tepi maksimum = 12.tp = 12.1 = 12 cm Jarak tepi maks = 20 cm Dipasang jarak tepi baut = 7,5 cm Jarak antar baut minimum = 3.db = 3.2.54 = 7.62 cm Jarak antar baut maksimum = 15.tp = 15.1 = 15 cm Jarak tepi maksimum = 20 cm Dipasang jarak antarbaut = 12 cm

Desain Base Plate Perencanaan base plate dibawah ini menggunakan fixed plate dari catalog PT Gunung Garuda untuk profil K500.200.10.16 dengan data – data sebagai berikut :

o No.Part = BMK-13 o H = 70 cm o B = 70 cm o tp = 45 mm = 4,5 cm

lantai dasar adalah : Pu= 926604,56 Kg Vu=5391,88 Kg Mu=1670567,38 Kg.cm Mu=864271 Kg.cm

Sambungan Las pada End Plate

Direncanakan las dengan te = 1cm pada daerah yang diarsir pada profil K500.200.10.16 sehingga didapat :

Alas = (2.45,8)+(2.46,8) + (4.20) 1,7 cm =530,4 cm2

Iy= 2x1

12.2.45,83+

1

12.20,23+

1

12.2.20.22,92

+ 2x1

12.46,8.23+

1

12.2.203+

1

12.2.20.102 =84732,504cm2




189

Wx=Ix

y=

84732,504

22,9=3700,11 cm2

Wy=Iy

x=

84732,504

23,4=3621,05 cm2

fulas = φ.0,6.FE70xx = 0,75.0,6.70.70,3.1 = 2214,45 Kg/cm2

Akibat beban P,fp=Pu

A+

Mx

Wx=

926604,56

228,4+

4916934,52

3824

=2342,74 Kg/cm2

Akibat beban Vu,fy=Vu

A+

Mx

Wy=

5391,88

228,4+

1670567,38

3824

=460,47 Kg/cm2

ftotal= fr2+fh2

= 2342,742+460,472

=3374,30 kg/cm

teperlu=ftotal

fulas=

4362,54

2214,45=1,52 cm

aperlu=te

0,707=

1,52

0,707=2,15 cm>(amin=6mm)

Syarat – syarat tebal kaki las

Tebal minimum = tplat = 46 mm

aeff max=1,41fu

fE70xx.tp=1,41

4100

70.70,34,6=5,4 cm

Sehingga dipakai las dengan a = 22 mm




190

Perhitungan Base Plate

e =Mux

Pu=

1670567,38

926604,56=1,8 cm<

1

6H = 11,7 cm

Karena 1/6 h > e, maka tidak terjadi gaya tarik, sehingga tidak perlu memasang gaya angkur ( dipasang angkur praktis)

Direncanakan diameter baut : 30 mm h’ ≥ we + c1 we = jarak baut ke tepi = 2.db = 2.3 = 6 cm c1 = jarak minimum untuk kunci

= 27/16.db =5,06 cm = dipakai c1 = we = 5,06 cm h’ ≥ 6+ 5,06 = 11,06 cm, dipakai h’ = 12 cm h = H – 0,5h’ = 700 – 0,5.120 = 640 mm= 64 cm B = 700 mm = 70 cm

Dimensi beton : Panjang : 100 cm Lebar : 100 cm

A2

A1=

100x100

70x70=1,428

Fcu=0,85.f'c.A2

A1=0,85.300.1,428=364,21

a = h - h2 Pu(2h-H)+2Mu

0,6.fcu.B

a = 64 - 642 −926604,56(2.64-70)+2.1670567,38

0,6.364,21.70




191

= 44,91 cm

Tu = (0,6.f’cu.B.a) – Pu = (0,6.364,21.70.44,91) – 926604,56 = 239624,37 Kg

t ≥2,108 Tu(h'-we)

fy.B;we≈0,5h=0,5.74=3,7mm

t ≥2,108 239624,37(12-3,7)

2500.70t ≥ 7,104 cm

Maka base plate dengan ukuran 70 x 70 cm dengan tp = 4,5 cm dipasangan 2 lapis dapat digunakan sebagai alas kolom K500.200.10.16

Perhitungan Baut Angkur Dipakai baut angkur Ø30 mm dengan fu = 8250 kg/cm2 φRn = 0,75.fub.(0,5Ab)

= 8250.(0,5.1/4.π2) = 21857,34 Kg

φRn≥2Tu + Cv.Vu

n: dimana Cv=1,25

21857,34≥2.239624,37 + 1,25.5391,88

n

n = 16,84 diambil jumlah baut = 18 buah baut angkur 30 mm

Panjang Angkur

L≥2.V + (4V2+6d.fc(M+V.t))

1/2

d.fc




192

L≥2.5391,88 + (4.5391,882+6.50.250(1670567,38+5391,88.5))

1/2

50x250

≥ 29,42 cm → diambil L = 80 cm




193

Gambar 6.18Sambungan Kolom Dengan Base Plate

6.6.4 Sambungan Balok Utama dengan Kolom Sambungan balok utama B-16 dengan

kolomdirencanakan dengan rigid connection dimana sambungan memikul beban geser Pu dan momen Mu. Penerimaan beban dianggap sebagai berikut : Beban Pu diteruskan oleh sambungan pada badan secara

tegak lurus ke flens kolom Beban momen Mu diteruskan oleh sayap balok dengan

baja T keflens kolom Vu = 26636,29 Kg (1,2 D + 0,5 L)

Sambungan kaku yang merupakan bagian dari Sistem Rangaka Pemikul Beban Gempa mempunyai kuat lentur Mu yang besarnya paling tidak sama dengan :

Mu = 1,1.Ry.Mpbalok = 1,1.1,5. (2096.2500) Kgcm = 14265900 Kgcm




194

Momen lentur rencana sambungan berdasarkan kemampuan balok. Elemen – elemen sambungan :

Balok melintang menggunakan profil WF 500.200.10.16 Kolom menggunakan profil K500.200.10.16

Gaya geser terfaktor V pada sambungan kaku harus diambil berdasarkan kombinasi pembebanan 1,2D + 0,5L ditambah gaya geser yang berasal dari Mu diatas (LRFD ps 15.9.2.2), sehingga besarnya :

Vu =14265900+14265900

800= 35664,75 Kg

Vu =26636,29+35664,75= 62301,04 Kg

Gambar 6.19 Sambungan Kolom Dengan Balok Utama




195

A. Sambungan geser pada badan balok Kuat geser baut

Pada bidang geser baut tidak ada ulir (r1 = 0,5) Mutu profil BJ41 (fu = 4100 Kg/cm2) Baut tipe A325, D = 25,4 mm

fub = 825 Mpa = 8250 kg/cm2 Ag = 5,07 cm2

Vdg = φf.(r1fub).2Ab = 0,75.(0,5.8250)2.5,07 = 31370,6 Kg

Kuat tumpu baut Vdt = φf.2,4.db.tp.fu (tebal pelat badan dipakai tebal

badan balok tp = 10 mm)) = 0,75.2,4. 25,4 cm.1,0 cm.4100 Kg/cm2 = 18745,2 Kg

Vdg < Vdt (digunakan Vdg =18745,2 Kg)

n=Vu

Vdg=

62301,04

18745,2= 2,72 dipasang 3 buah

B. Sambungan geser pada sayap kolom Kuat geser baut

Pada bidang geser baut tidak ada ulir (r1 = 0,5) Mutu profil BJ41(fu = 4100 Kg/cm2) Baut tipe A325, D = 25,4 mm

fub = 825 Mpa = 8250 kg/cm2 Vdg = φf.(r1fub). Ab

= 0,75.(0,5. 8250 Kg/cm2). 5,07 cm2 = 15685,3 Kg

Kuat tumpu baut Vdt = φf.2,4.db.tp.fu (tebal pelat badan dipakai tebal pelat

siku tp = 7 mm)) = 0,75.2,4.2,54.0,7.4100




196

= 13121,64 Kg

n=Vu

Vdg=

62301,04

13121,64= 4,74 dipasang 6 buah pada 2 sisi

sehingga pada satu sisi menjadi 3 baut

C. Kontrol siku penyambung Siku direncanakan menggunakan ∟70.70.7, BJ 41 dengan fu = 4100 Kg/cm2. Ølubang = 25,4 mm + 1,6 mm (lubang dibuat dengan bor)

= 27 mm Anv = Lnv.t = (L – n. Ølubang).t

= (30 – 3.2,7).0,7 = 15,33 cm2

Siku ditinjau satu sisi sehingga gaya = ½.Vu = 31150,5 Kg φPn = φ(0,6.fu.Anv)

= 0,9.0,6.4100 Kg/cm2. 15,33 cm2 = 33940,62 Kg >31150,5 Kg ........ Ok

D. Sambungan pada sayap profil T dengan sayap kolom menggunakan baut D25,4 mm, dengan data – data: Ølubang = 25,4 mm + 1,6 mm (lubang dibut dengan bor) = 27 mm Ab = 5,07 cm2 Mutu baja profil BJ 50 (fu = 5000 Kg/cm2) Mutu baut (fu = 8250 Kg/cm2)

Akibat gaya Mu, profil T akan mendapat gaya tarik sebesar :

2T=Mu

dbalok

T=14265900

2.50= 142659 kg




197

Gambar 6.20 Gaya – gaya yang bekerja pada profil T

B = Kekuatan rencana baut = φRn = 0,75.fub.(0,75.Ab)n; n = jumlah baut = 0,75.8250 Kg/cm2.0,75.5,07 cm2.4 = 94111,88 Kg Syarat, B > T

94111,88 Kg < 142659 Kg (Tidak memenuhi syarat) Untuk mengatasinya kita dapat memakai potongan profil balok atau profil T yang dihubungkan ke bawah balok utama agar lengan momen kopel menjadi besar

Lengan Kopel=14265900

2.47055,94=151,58 cm

Sehingga tinggi tambahan yang diperlukan menjadi, = 151,58 – 50= 101,58 cm Dalam hal ini di coba pakai profil T 600.200.12.20

Maka T=14265900

2.(50+30)=89161,875 Kg

Syarat, B > T 94111,88 Kg > 89161,875 Kg (memenuhi syarat)




198

Perhitungan sayap kolom dengan profil T Perhitungan tebal sayap T yang diperlukan :

Direncanakan memakai profil T 400.400.20.35, r = 22mm

a = 50 mm (direncanakan)

b=400-20

2-(50+90)=50 mm

Menurut Kulak, Fisher dan Shrink : a ≤ 1,25 b 50 < 1,25.50 = 62,5 mm……………..(OK) Koreksi untuk a dan b a’ = a + ½. Øbaut = 50 + ½.25,4 = 62,7 mm b’ = b – ½. Øbaut = 50 - ½.25,4 = 37,5 mm

β=B

T-1

a'

b'=

94111,88

89161,875-1

62,7

37,5=0,09<1

δ=w-Σd'

w=

200-2.27

200=0,734

α=1

δβ

1-β=

1

0,374

0,3

1-0,3=0,264<1, dipakai

Nilai α = 0,264

Q=Tαδ

1+αδb'

a'

Q=89161,875 kg0,264.0,734

1+0,264.0,734

37,5

62,7

= 8656,05 kg Gaya yang terjadi pada baut :

B ≥ ½ (T + Q) 94111,88 ≥ ½ (89161,875 + 8656,05) 94111,88 Kg >48908,96 Kg…….Ok




199

Maka tebal perlu sayap profil T

t≥T4.T.b'

φ.w.fy.(1+αδ)

t≥T4.89161,875 .3,75

0,9.20. 4100.(1+0,264.0,734)

t≥3,16 cm = 31,6 mm Sehingga, tf pada profil T 400.400.20.35 dapat dipakai

E. Sambungan pada badan profil T dengan sayap balok Kontrol Kekuatan Baut Kuat geser baut Pada bidang geser baut tidak ada ulir (r1 = 0,5) Mutu profil BJ55 (fu = 5500 Kg/cm2) Baut tipe tumpu Øbaut 25,4 mm ;

BJ 55 (Ag = 5,07 cm2)

Vdg = φf.(r1fub).Ab = 0,75.(0,5.8250 Kg/cm2).5,07 cm2 = 15685,31 Kg

Kuat tumpu baut Vdt = φf.2,4.db.tp.fu (tebal pelat badan dipakai tebal sayap

profil balok tp = 12 mm))

= 0,75.2,4. 2,54cm.1,2 cm.8250 Kg/cm2 = 45262,8 Kg

Vdg < Vdt (digunakan Vdg = 15685,31 Kg)

n=T

Vdg=

89161,875

15685,31= 5,68 buah dipasang 6 buah




200

Kekuatan badan profil T Dipakai baut Ø25.4 mm, BJ 55 dengan fy = 4100 Kg/cm2 dan fu = 8250 Kg/cm2 Ag = w.tw

= 20 cm.3,5 cm = 70 cm2

An = Ag – (Σd’.tw) = 70 cm2 – (3.2,7 cm.3,5 cm) = 41,65 cm2

Terhadap leleh 2T ≤ 0,9.Ag.fy 2.89161,875 ≤ 0,9.70.4100 178323,75 Kg ≤ 258300 Kg…..………..(Ok)

Terhadap patah 2T ≤ 0,9.An.fu 2. 89161,875 ≤ 0,9.41,65.8250 178323,75 Kg ≤ 309251,25 Kg……………..(Ok)

6.6.5 Sambungan Batang Bresing Sesuai peraturan SNI 03 – 1729 – 2002 butir 15.13.6.4 mengenai kuat perlu sambungan batang bresing ke balok, harus ditentukan lebih besar atau sama denga kuat nominal batang bresing yaitu 1,25. Ry.Vn.

Vu=1,25×Ry×Vn Vn = Kuat geser nominal link, diambil yang terkecil dari Vp atau 2Mp/e Vp = 0,6 . fy . (d – 2.tf) .tw = 0,6 . 2500 .(50 – 2.16). 1 = 70200 kg (menentukan) 2 . Mp / e = 2 . 5240000 / 80 = 131000 kg

Vu = 1,25 . Ry . Vn = 1,25. 1,5 . 70200 = 131625 kg




201

Gambar 6.21 Sambungan Bracing Dengan Balok

Sambungan pada batang bresing

Kuat geser baut Pada bidang geser baut tidak ada ulir (r1 = 0,5) Mutu profil BJ41 (fu = 4100 kg/cm2) Baut tipe tumpu baut 24 mm (Ag = 4,52 cm2) Mutu baut A325 (fu = 8250 kg/cm2) Tebal plat buhul = 22 mm

Φ.Vn = Φ. (r1 fub) .m . Ab = 0,75 . (0,5 . 8250) . 2 . 4,52 = 27967,5 kg

Kuat tumpu baut Φ.Rn = Φ . 2,4 . db .tp .fu

= 0,75 . 2,4 . 2,4 . 1,4 . 4100 =24796,8 kg (menentukan !)

n=Vu

φVn=

131625

24796,8=5,31≈6 buah

Dipasang 3 buah 2 baris.

WF 500.200.10.16250 250

Pengaku Link

Las t.11 mmPelat buhul t.22 mmWF 200.200.8.12 Baut A-3256D24




202

Kontrol jarak baut

Jarak ke tepi = 1,5 db s.d (4tp+100 mm) atau 200 mm = 3,6 cm s.d. 15,2 cm Terpasang = 4 cm Jarak antar baut = 3 db s.d 15 tp atau 200 mm = 7,2 cm s.d 19,5 cmTerpasang = 8cm

Sambungan las sudut pada plat buhul Bahan las sudut yang digunakan adalah E70xx Tebal efektif las sudut rencana te= 1 cm Kuat nominal las sudut Ø . Rnw = 0,75 . te . (0,6 . fuw)

= 0,75 . 1 . 0,6 . 70 . 70,3 = 2214,45 kg/cm2

Luas las sudut Alas = 2 .( d+b) = 2 .(25+25) = 100 cm2 Tegangan yang terjadi pada las sudut L = 531,5 cm h = 400 cm b = 350 cm

Cos ø = 3,5/5,31= 0,999 Sin ø = 4/5,31 = 0,75 0,71 . Vu = 0,999 x 131625=131493,375kg 0,71 . Vu = 0,75 x 131625= 98718,75 kg

fh=131493,375

100=1314,93 kg/cm2

fv=98718,75

100=987,18 kg/cm2

ftotal= fv

2

+ fh

2




203

= (1314,93)2+(987,18)2

=1644,25 kg/cm2

Tebal efektif las sudut

te=ftotal

∅.Rnw=

1644,25

2214,45=0,7425 cm

Maka digunakan tebal las sudut 9 mm

a=te

0,707=

0,7425

0,707=1,05 cm>a min

Dipakai ketebalan las sudut sebesar 1,1 cm




203

BAB 7 PERENCANAAN STRUKTUR BAWAH

7.1 Umum

Pondasi adalah suatu konstruksi bagian dasar atau konstruksi yang berfungsi menopang bangunan yang ada di atasnya untuk di teruskan secara merata ke lapisan tanah.

Secara umum terdapat dua macam pondasi yaitu Pondasi Dangkal (Shallow Foundations) dan Pondasi Dalam (Deep Foundations).Yang termasuk dalam pondasi dangkal ialah pondasi memanjang, pondasi tapak, pondasi raft, dan pondasi rollag bata.Sedangkan yang termasuk dalam pondasi dalam ialah pondasi tiang pancang (pile), pondasi dinding diafragma, pondasi crucuk, dan pondasi caissons.

7.2 Data Tanah

Penyelidikan tanah perlu dilakukan untuk mengetahui jenis dan karakteristik tanah ditempat akan dibangunnya gedung. Dengan adanya penyelidikan tanah maka dapat diketahui dan direncanakannya kekuatan tanah dalam menahan beban yang akan disalurkan atau yang lebih dikenal dengan daya dukung tanah terhadap beban pondasi.

Data tanah pada perencanaan pondasi ini diambil sesuai dengan data penyelidikan tanah di daerah kota Padang yang dianggap dapat mewakili kondisi tanah pada proyek pembangunan gedung perkantoran ini. Data tanah yang telah tersedia dilapangan meliputi data penyelidikan tanah hasil uji Standard Penetration Test ( SPT )yang dapat dilihat pada bagian lampiran.

7.3 Perencanaan Pondasi

Rencana pondasi yang berlaku sebagai komponen struktur pendukung bangunan yang berada dibawah dan berfungsi sebagai elemen yang meneruskan beban ke tanah.




204

Gambar 7.1 Denah Rencana Pondasi

Pondasi pada gedung perkantoran ini direncanakan memakai pondasi tiang pancang beton (Concrete Pile) dengan penampang bulat berongga (Round Hollow)dariproduk dari PT. WIKA Beton. Spesifikasi tiang pancang yang akan digunakan adalah sebagai berikut:

- Diameter tiang : 500 mm - Tebal tiang : 90 mm - Klasifikasi : A1 - Concrete cross section : 1159 cm2 - Berat : 290 kg/m - Bending moment crack : 10,5 tm - Bending momen ultimate : 15,75 tm - Allowable axial load : 185,3 tm - Modulus section : 10505 cm3




205

7.4 Daya Dukung Tanah 7.4.1 Daya Dukung Tanah Tiang Pancang Tunggal

Daya dukung pada pondasi tiang pancang ditentukan oleh dua hal, yaitu daya dukung perlawanan tanah dari unsur dasar tiang pondasi ( Qp ) dan daya dukung tanah dari unsur lekatan lateral tanah ( Qs ). Sehingga daya dukung total dari tanah dapat dirumuskan :

Qu = Qp + Qs. Disamping peninjauan berdasarkan kekuatan tanah tempat

pondasi tiang pancang di tanam, daya dukung suatu tiang juga harus ditinjau berdasarkan kekuatan bahan tiang pancang tersebut.Hasil daya dukung yang menentukan yang dipakai sebagai daya dukung ijin tiang. Perhitungan daya dukung dapat ditinjau dari dua keadaan, yaitu :

1. Daya dukung tiang pancang tunggal yang berdiri sendiri 2. Daya dukung tiang pancang dalam kelompok.

Perhitungan daya dukung tiang pancang ini dilakukan berdasarkan hasil uji Standard Penetration Test (SPT) dengan kedalaman 13 m.

- Qu = Qp + Qs - Qp = qp . Ap

= ( Np . K ) . Ap = (34,6640). 0,19625 = 272,08 ton Dimana : Np = Harga rata-rata SPT di sekitar 4D di atas hingga

4D di bawah dasar tiang pondasi

=17+37+50

3=34,66

K = Koefisien karakteristik tanah = 12 t/m2, untuk tanah lempung = 20 t/m2, untuk tanah lanau berlempung = 25 t/m2, untuk tanah lanau berpasir = 40 t/m2, untuk tanah pasir = 40 t/m2, untuk lempung sangat kaku (Poulos, H.G)




206

Ap = Luas penampang dasar tiang = ¼.3,14.0,52 = 0,19625 m2

qp = tegangan di ujung tiang - Qs = qs . As

=Ns

3+1 .As

=15,25

3+1 .20,41=124,16 ton

Dimana : qs = tegangan akibat lekatan lateral dalam t/m2 Ns =harga rata-rata sepanjang tiang yang tertanam,

dengan batasan : 3 N 50 = Mulai dari kedalaman 2 m: = (8+10+7+12+18+32+16+19) = 122 Ns =(122 / 8) = 15,25 As = keliling x panjang tiang yang terbenam

= π . 0,5 . 13 = 20,41 m2 Daya dukung ijin dari satu tiang pancang yang berdiri

sendiri adalah daya dukung tiang total dibagi dengan suatu angka keamanan.

Pijin 1 tiang=Qu

SF=

272,08+124,16

3=132,08 ton

Dimana : SF = safety factor = 3 N’ = harga SPT di lapangan N = harga SPT setelah dikoreksi =15+[( N’–15)/2]

7.4.2 Daya Dukung Tanah Tiang Pancang Kelompok Untuk daya dukung group pondasi, harus dikoreksi terlebih dahulu dengan koefisien efisiensi Ce. QL (group) = QL (1 tiang) × n × Ce n = jumlah tiang dalam group Perhitungan Koefisien Ce Dengan menggunakan perumusan Converse – Laberre :




207

Ek=1-θ(n-1)m+(n-1)m

90mn

Dimana : D = diameter tiang pancang s = jarak antar tiang pancang m = jumlah tiang pancang dalam 1 baris n = jumlah baris tiang pancang Ɵ = Arc tg D/s (dalam derajat)

7.4.3 Repetisi Beban- Beban Diatas Tiang Kelompok

Bila diatas tiang-tiang dalam kelompok yang disatukan oleh sebuah kepala tiang (poer) bekerja beban-beban vertikal (V), horizontal (H), dan momen (M), maka besarnya beban vertikal ekivalen (Pv) yang bekerja adalah :

PV=V

n±

My×xmax

Σx2 ±Mx×ymax

Σy2

dimana : Pv = beban vertikal ekivalen V = beban vertikal dari kolom N = banyaknya tiang dalam group Mx = momen terhadap sumbu x My = momen terhadap sumbu y xmax = absis terjauh terhadap titik berat kelompok tiang ymax = ordinat terjauh terhadap titik berat kelompok tiang Σx2 = jumlah dari kuadrat absis tiap tiang terhadap garis netral group Σy2 = jumlah dari kuadrat ordinat tiap tiang terhadap garis netral group. nilai x dan y positif jika arahnya sama dengan arah e, dan negative bila berlawanan dengan arah e.

7.5 Perhitungan Pondasi Kolom 7.5.1 Daya Dukung Satu Tiang Pancang

Untuk daya dukung ini diambil nilai terkecil antara daya dukung bahan dan daya dukung tanah.




208

- Daya dukung bahan :

Dari spesifikasi bahan tiang pancang (tabel spesifikasi WIKA), didapat :

P 1tp = 185,30 ton - Daya dukung tanah :

P 1iang= 132,08 ton Maka daya dukung satu tiang pondasi adalah 132,08 ton. Perhitungan jarak tiang 2D ≤ S ≤ 2,5D dengan S = jarak antar tiang 100 ≤ S ≤ 125 dipakai S = 100 cm 1D ≤ S ≤ 1,5D dengan S = jarak tepi 50 ≤ S ≤ 75 dipakai S = 50 cm Direncanakan pondasi tiang dengan 9 tiang pancang. Jarak dari as ke as tiang adalah 1 meter dengan konfigurasi sebagai berikut :

Gambar 7.2 Pondasi Tiang Pancang

Direncanakan menggunakan tiang pancang 50 cm,

Ek=1- arc tgn500

1250

(3-1)3+(3-1)3

90×3×3

= 0,68

750 1250 1250 750

750

1250

1250

750

Tiang Pancang D50

Pile Cape




209

Diambil tiang pancang dengan kedalaman (H)13 m dari perhitungan yang ditabelkan (terlampir), didapat nilai daya dukung satu tiang pancang : P beban tetap = 132,08 kg × 0,68 = 89,81 ton. Jadi diambil P beban tetap = 89,81 ton (dari daya dukung tanah).

7.5.2 Perhitungan Repartisi Beban Diatas Tiang Kelompok Dari hasil analisis ETABSpada kolom interior, diperoleh:

Tabel 7.1 Hasil Analisis ETABS

D+L D+L+EX D+L+EY P 297071,75 520001,53 635199,43

Mx 74939,0625 680799,25 68170,11 My 74178,625 258704,15 948902,25

Pi=ΣP

n±

My×xmax

Σx2 ±Mx×ymax

Σy2

Σy2 = 6 (1,25)2 = 9,375 m2 Σx2 = 6 (1,25)2 = 9,375 m2 Beban Tetap:

PD + L =297071,75

9±

74178,62×1,25

9,3752 ±74939,06×1,25

9,3752

=35128,76 kg→(menentukan) Beban sementara:

PD+L+EX= 520001,53

9±

680799,25×1,25

9,3752 ±258704,15×1,25

9,3752

=71139,77 kg→(menentukan)

PD+L+EY= 635199,43

9±

68170,11×1,25

9,3752 ±94890,25×1,25

9,3752

=72896,8 kg




210

Kontrol beban tetap Pmax = 35128,76 kg < Qijin = 89810,35 kg (OK) Kontrol beban sementara Pmax = 72896,8 kg < Qijin = 1,5 . 89810,35 kg Pmax = 72896,8 kg < Qijin = 134715,5 kg (OK)

7.5.3 Perencanaan Poer Pada Kolom

Poer direncanakan terhadap gaya geser ponds pada penampang kritis dan penulangan akibat momen lentur.

Data-data perancangan poer - Pmax ( 1 tiang ) = 89,81 ton - Jumlah tiang pancang = 9 buah - Dimensi poer = 4 x 4 x 1,0 m - Mutu beton (fc’) = 30 MPa - Mutu baja (fy ) = 400 MPa - Diameter tulangan = 22 mm - Selimut beton = 70 mm - λ = 1 (beton normal) - αs = 40 (kolom interior)

- Tinggi efektif (d) dx = 1000 – 70 – ½ 22 = 919 mm dy = 1000 – 70 – 22 – ½(22) = 897 mm

7.5.4 Kontrol Geser Pons 1. Akibat Kolom

Poer harus mampu menyebarkan beban dari kolom ke pondasi,sehingga perlu dilakukan kontrol kekuatan geser pons untuk memastikan bahwa kekuatan geser nominal beton harus lebih besar dari geser pons yang terjadi. Perencanaan geser pons pada poer tersebut berdasarkan ketentuan SNI 03-2847-2012 Pasal 11.11.2.1.




211

Gambar 7.3 Geser Ponds Akibat Kolom

Untuk pondasi tapak non- prategang (Vc) ditentukan berdasarkan nilai yang terkecil dari persamaan berikut:

Vc1=0,17 1+2

βλ√f'c×bo×d

Vc2=0,083×αsd

boλ√f'c×bo×d

Vc3=0,333λ√f'c×bo×d dimana : β = rasio sisi terpanjang terhadap sisi terpendek (daerah beban terpusat) = 1200/1200 = 1

Tebal effektif balok poer :

750 1250 1250 750

750

1250

1250

7501 2 3

4 5 6

7 8 9

Penampang kritis bountuk kerja geser dua arah

Tiang Pancang D50

Pile Cape

1000

1200

750 1250 1250 750

500

Kolom pedestal

Tiang Pancang D50

Pile Cape




212

Arah x (dx) = 1000 – 70 – (1/2. 22) = 919 mm Keliling penampang kritis : bo = 2 (bk + d) + 2(hk + d) dimana : bk = lebar penampang kolom

hk = tinggi penampang kolom d = tebal efektif poer

bo = 2 (700 + 919) + 2 (700 + 919) = 6476 mm

Vc1=0,17 1+2

βλ√f'c×bo×d

=0,17 1+2

11.√30×6476×919

=16624674,66 N

Vc2=0,083×αsd

boλ√f'c×bo×d

=0,083×40.919

64761.√30×6476×919

= 15357825,68 N Vc3=0,333λ√f'c×bo×d

=0,333.1.√30×6476×919 =10854934,63 N

Dari ketiga nilai diatas diambil nilai terkecil, maka kapasitas penampang dalam memikul geser adalah 10854934,63 N = 1085493,46 Kg ØVc = 0,6 . 1085493,46 Kg >Pu-Pmakkg ØVc = 651296,077kg>297071,75– (89,81 x 1000) = 651296,077kg> 207261,75kg (OK) Jadi ketebalan dan ukuran poer memenuhi syarat terhadap geser pons akibat kolom.

2. Akibat Pancang β = rasio sisi terpanjang terhadap sisi terpendek (daerah beban terpusat) = 1200/1200 = 1 bo = (0,25 x x (500 + 919)) + (2 x 750) = 2614,48 mm




213

Gambar 7.4 Geser Ponds Akibat Tiang Pancang

Vc1=0,17 1+2

βλ√f'c×bo×d

=0,17 1+2

β1.√30×2614,48×919

=6711686,11 N

Vc2=0,083×αsd

boλ√f'c×bo×d

=0,083×40 . 919

2614,481.√30×2614,48×919

=15357825,68 N Vc3=0,333λ√f'c×bo×d

=0,333 . 1.√30×2614,48×919 =4342855,72 N

750 1250 1250 750

750

1250

1250

7501 2 3

4 5 6

7 8 9

Tiang Pancang D50

Pile Cape

1000

1000

750 1250 1250 750

500

Kolom pedestal

Tiang Pancang D50

Pile Cape

14000

Penampang kritis bountuk kerja geser dua arah




214

Dari ketiga nilai diatas diambil nilai terkecil, maka kapasitas penampang dalam memikul geser adalah 4342855,72 N = 442696,81 Kg ØVc = 0,6 . 442696,81 Kg > Pmak ØVc = 265618,08 kg> (89,8103 x 1000) = 265618,08kg>89810,35kg (OK) Jadi ketebalan dan ukuran poer memenuhi syarat terhadap geser pons akibat pancang.

7.5.5 Penulangan Poer Untuk penulangan lentur, poer dianalisa sebagai balok

kantileverdengan perletakan jepit pada kolom.Sedangkan beban yang bekerja adalah beban terpusat di tiang kolom yang menyebabkan reaksi pada tanah dan berat sendiri poer. Perhitungan gaya dalam pada poer didapat dengan teori mekanika statis tertentu.

Gambar 7.5 Analisa Poer sebagai Balok Kantilever

Penulangan Arah x

Gambar 7.6Pembebanan Poer Kolom Tipe I (Arah Sumbu X)

q

P max

1250 750

750 1250 1250 750

750

1250

1250

7501 2 3

4 5 6

7 8 9

qP =283,5 t

1250 750

Y

X

MY

MX

q =11,52 t/m




215

Pmax = 89,81 ton P = 3 x 89,81 = 269,43 ton Q = 4 x 2,4 x 1 = 9,6 ton/m qu = 9,6 ton/m x 1,2 = 11,52 ton/m Mu = 3Pmaxa – ½ qux. L2

= (269,43x 1,25) – (½ x 11,52x (1,25+0,75)2) = 313,74 tonm = 3137475000 Nmm dx = 1000 – 70 – ½ . 22 = 919 mm dy = 1000 – 70 – 25 – ½ . 22 = 897 mm

Mn= Mu

∅=

3137475000

0,8=3921843750 Nmm

m= fy

0,85. f'c=

400

0,85 . 30=15,69

ρmin=1,4

fy=

1,4

400=0,0035

ρbal=0,85. f'c. β

fy

600

600+fy

ρbal=0,85. 30. 0,85

400

600

600+400 =0,0325

ρmax =0,75 ρb=0,75×0,03251=0,02438

Rn=Mn

bd2 =3921843750

4000×9192 =1,16

ρperlu=1

m1- 1-

2m. Rn

fy

ρperlu=1

15,691- 1-

2x15,69x1,16

400=0,00297<ρmin

ρalt = 4/3 x ρperlu = 4/3 x 0,00297 = 0,00396>ρmin




216

ρalt> ρmin ρ = ρalt = 0,00396 Tulangan tarik yang dibutuhkan : As = ρ x b x dx = 0,00396 x 1000 x 919 = 3642,22 mm2 Digunakan Tulangan D22(As =380,13 mm2)

Jumlah tulangan Perlu = 3642,22

380,13=9,58≈10 buah

Jarak tulangan terpasang = 1000

10=100 mm

Digunakan tulangan lentur atas D22–100 mm

As = 1

4×π×d2 1000

100

= 3801,33 mm2>3642,22 mm2 (Ok) Penulangan Arah y

Gambar 7.6 Pembebanan Poer Kolom Tipe I (Arah Sumbu Y)

Pmax = 89,81 ton P = 3 x 89,81 = 269,43 ton Q = 4 x 2,4 x 1 = 9,6 ton/m qu = 9,6 ton/m x 1,2 = 11,52 ton/m Mu = 3Pmaxa – ½ qux. L2

= (269,43x 1,25) – (½ x 11,52x (1,25+0,75)2)

q

P =

283,5 t

1250

750

q =11,52 t/m

1 2 3

4 5 6

7 8 9

MX

Y

X

750

1250

1250

750

750 1250 1250 750




217

= 313,74 tonm = 3137475000 Nmm dx = 1000 – 70 – ½ . 22 = 919 mm dy = 1000 – 70 – 25 – ½ . 22 = 897 mm

Mn=Mu

∅=

3137475000

0,8=3921843750 Nmm

m= fy

0,85. f'c=

400

0,85 . 30=15,69

ρmin=1,4

fy

1,4

400=0,0035

ρbal=0,85. f'c. β

fy

600

600+fy

ρbal=0,85. 30. 0,85

400

600

600+400 =0,0325

ρmax=0,75 ρb=0,75×0,03251=0,02438

Rn=Mn

bd2 =3921843750

4000×8972 =1,21

ρperlu=1

m1- 1-

2m. Rn

fy

ρperlu=1

15,691- 1-

2x15,69x1,21

400=0,0031ρmin

ρalt = 4/3 x ρperlu = 4/3 x 0,00310 = 0,00410 >ρmin ρalt> ρmin ρ = ρalt = 0,00413 Tulangan tarik yang dibutuhkan : As = ρ x b x dx = 0,00413 x 1000 x 897 = 3711,11 mm2 Digunakan Tulangan D22(As =380,13 mm2)




218


380,13 =9,76≈10 buah

Jumlah tulangan Perlu = 1000

10=100 mm

Digunakan tulangan lentur atas D22–100 mm

As = 1

4×π×d2 1000

100

= 3799,4mm2>3711,11mm2 (Ok) 7.6 Perencanaan Kolom Pedestal

Besarnya gaya – gaya dalam kolom diperoleh dari hasil analisis ETABS pada pada kolom lantai 1, adalah :

Mu = 16705,67 kg.m Pu = 926605 kg = 9266050 N Vu = 5391,88kg = 59918,8 N Data perencanaan kolom : b = 1000 mm h = 1000 mm Ag = 1000000 mm2 Mutu bahan : f’c= 30 Mpa fy = 400 Mpa Selimut beton = 50 mm Tulangan sengkang = 12 mm Tulangan utama = 25 mm Tinggi efektif = 1000 – (50 + 12 + ½.25) = 925,5 mm




219

PenulanganLentur pada Kolom Dari PCACOL didapat nilai ρ = 1,22 %

Gambar 7.7 Hasil Analisis Kolom Pedestal

As = 0,0122 . 1000 . 1000= 12200mm2 Dipasang tulangan 24 D25, As = 12775 mm2 dipasang merata 4 sisi.

Penulangan Geser Kolom Vu = 5391,88 kg = 63918,8 N Kekuatan geser yang disumbangkan oleh beton :

Vc= 2 1+Nu

14 Ag

1

6√f'c×b×d

= 2 1+5470007,34

14. 1440000

1

6√30×1200×1125,5

= 3134904,54 N

Vc = 0,6Vc = 1880942,72 N Karena Vu <Vc tidak perlu tulangan geser Jadi dipasang tulangan geser praktis Ø12 – 250, sengkang dua kaki




220

Gambar 7.8 Penulangan Kolom Pedestal

7.7 Perencanaan Sloof

Dimensi sloof = 400 ×6 mm2 Mutu beton (fc) = 30 MPa Mutu baja (fy) = 400 Mpa Tulangan utama = D16 Tulangan sengkang = Ø10 Selimut beton = 50 mm d =600 – 50 – 10 – (1/2 × 22)= 529 mm

7.7.1 Penulangan Lentur Sloof

Berdasarkan RSNI 03-2847-2012 Pasal 21.12.3.2 Balok sloof yang didesain sebagai pengikat horizontal antara poer harus diporoposikan sedemikian hingga dimensi penampang terkecil harus sama dengan atau lebih besar jarak antar kolom yang disambung dibagi dengan 20, tetapi tidak perlu lebih besar dari 450

l

20=

8000

20=400 mm




221

Direncanakan dimensi sloof terkecil adalah 400 mm, maka dimensi tersebut telah memenuhi kriteria pendesainan.

Beban yang diterima sloof : - berat sendiri = 0,40 × 0,80 × 2400 =768kg/m - berat dinding = 4,5 × 100 = 450 kg/m + qd = 1218kg/m

Konstruksi sloof merupakan balok menerus sehingga pada perhitungan momen digunakan momen koefisien. Besarnya koefisien momen tersebut ditentukan pada RSNI 03-2847-2012 Pasal 8.3.3, sebagaimana diperlihatkan dengan analisis berikut ini:

qu = 1,2 × 1218 = 1461,6kg/m

Mu tumpuan = 1

12×qu×l2

= 1

12×1461,6×82

= 7795,2kgm

Mn=Mu

∅=

7795200

0,8=9744000 Nmm

m= fy

0,85. f'c=

400

0,85 . 30=15,69

ρmin=1,4

fy

1,4

400=0,0035

ρbal=0,85. f'c. β

fy

600

600+fy

ρbal=0,85. 30. 0,85

400

600

600+400 =0,0325

ρmax=0,75 ρb=0,75×0,03251=0,02438

Rn=Mn

bd2 =9744000400×5972 =0,68

ρperlu=1

m1- 1-

2m. Rn

fy




222

ρperlu=1

15,691- 1-

2x15,69x0,68

400=0,00172ρmin

ρalt = 4/3 x ρperlu = 4/3 x 0,00172 = 0,0023<ρmin ρalt< ρmin ρmin = 0,0035 Tulangan tarik yang dibutuhkan : As = ρ x b x dx = 0,0035 x 400 x 597 = 835,8 mm2 Digunakan Tulangan D16(As =200,96 mm2)


200,96=4,15≈5 buah

Digunakan tulangan lentur atas D16–100 mm Dipasang tulangan = 5 D 16 (As = 1004,8mm2) Periksa lebar sloof Jarak minimum yang disyaratkan antar dua batang tulangan adalah 25mm. Minimum lebar tie beam yang diperlukan akan diperoleh sebagai berikut : 2 x penutup beton (p = 50 mm) : 2 x 50 = 100 mm 2 x sengkang, sengkang = 10 mm : 2 x 10 = 20 mm 4 x D16 : 4 x 16 = 64 mm

3 kali jarak antara 25 mm : 3 x 25 = 75 mm Total = 283 mm Lebar balok 400 mm ternyata cukupuntuk pemasangan tulangan dalam 1 baris

7.7.2 Penulangan Geser Sloof

Vu= 12 ×1461,6×8=5846,4kg=57353,18 N

Berdasarkan RSNI 03-2847-2012 Pasal 11.2.1.2 penentuan kekuatan geser beton yang terbebani aksial tekan ditentukan dengan perumusan berikut :




223

Ag = 400 x 600 = 240000 mm2 d = 600 – 50 – 10 – 22/2 = 529 mm

Vc= 0,17 1+Pu

14 Agλ√f'c×bw×d

Vc= 0,17 1+908999,98

14 240000λ√30×400×529

= 326608,31 N Vc= 0,75 x 326608,31= 244956,23 N > Vu (OK) Berdasarkan RSNI 03-2847-2012 Pasal 21.12.3 jarak antara tulangan transversal pada sloof tidak boleh kurang dari berikut ini: 529

2atau 300 mm

529

2=264,5 mm→s=250 mm

Dipasang sengkang 10 – 250 mm ( Av = 523,8 mm2)...........................sengkang dua kaki

Detail tulangan sloof

Gambar 7.9 Penampang Sloof 400 x 600.




Jurusan Teknik Sipil

Fakultas T

eknik Sipil D

an PerencanaanIntitut T

eknologi Sepuluh Nopem

ber

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Keterangan

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

1:2001

3114 105 012

Perencanaan Modifikasi

struktur Gedung K

antor Menara

Parkson Menggunakan Struktur

Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

Dosen P

embim

bing

DE

NA

H P

ON

DA

SI

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T

15


Fakultas T

eknik Sipil D



ber

Dosen P

embim

bing

Keterangan

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

1:2002

3114 105 012

DE

NA

H L

AN

TA

I 1


struktur Gedung K

antor Menara


Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T

15


Fakultas T

eknik Sipil D



ber

Dosen P

embim

bing

Keterangan

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

1:2003

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

3114 105 012

DE

NA

H L

AN

TA

I 2


struktur Gedung K

antor Menara


Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T

15


Fakultas T

eknik Sipil D



ber

Dosen P

embim

bing

Keterangan

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

1:2004

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

3114 105 012

DE

NA

H L

AN

TA

I 3


struktur Gedung K

antor Menara


Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T

15


Fakultas T

eknik Sipil D



ber

Dosen P

embim

bing

Keterangan

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

1:2005

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

3114 105 012

DE

NA

H L

AN

TA

I 4-14


struktur Gedung K

antor Menara


Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T

15


Fakultas T

eknik Sipil D



ber

Dosen P

embim

bing

Keterangan

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

1:2006

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

3114 105 012

DE

NA

H L

AN

TA

I AT

AP


struktur Gedung K

antor Menara


Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

15

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T


Fakultas T

eknik Sipil D



ber

Dosen P

embim

bing

Keterangan

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

3114 105 012

POR

TA

L P

OT

ON

GA

N A

-A


struktur Gedung K

antor Menara


Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T


Fakultas T

eknik Sipil D



ber

Dosen P

embim

bing

Keterangan

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

3114 105 012

PO

RT

AL

PO

TO

NG

AN

B-B


struktur Gedung K

antor Menara


Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T


Fakultas T

eknik Sipil D



ber

Dosen P

embim

bing

Keterangan

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

3114 105 012

PO

RT

AL

PO

TO

NG

AN

C-C


struktur Gedung K

antor Menara


Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T

Spesi

Beton

Bondek

Tul Ø

8 - 200K

eramik

40 80

4090350

BA

LO

K W

F 500x200x10x16B

. AN

AK

350x175x6x9

BA

UT

BJ50 A

16

200

500PO

FIL ∟ 60x60x6

160

40

40

80 40

Spesi

Beton

Bondek

Tul Ø

8 - 200K

eramik

40 80

4090500

BA

LO

K W

F 500x200x10x16B

. AN

AK

350x175x6x9

BA

UT

A 16

200

350

POFIL ∟

60x60x6

160

40

40

80 40

Beton

Bondek

Tul Ø

8 - 200

40 80

90300

BA

LO

K W

F 500x200x10x16B

. AN

AK

350x175x6x9

BA

UT

BJ50 A

16

200

300

POFIL ∟

60x60x6

160

40

40 80 40

Beton

Bondek

Tul Ø

8 - 200

40 80

90500

BA

LO

K W

F 500x200x10x16B

. AN

AK

294x200x8x12

BA

UT

A 16

200

300

POFIL ∟

60x60x6

160

40

40

80 40


Fakultas T

eknik Sipil D



ber

Dosen P

embim

bing

Keterangan

Nam

a Mahasisw

a

Skala

No

Gam

barJum

lahG

ambar

Revisi

Tanggal

Catatan

Nam

a Gam

bar

DE

DE

D E

KA

SAH

PUT

RA

3114 105 012

DE

TA

IL B

RE

SING


struktur Gedung K

antor Menara


Baja D

engan Sistem R

angkaB

resing Eksentrik

1115

1: 20

Endah W

ahyuni, ST, M

Sc, PhD

Aniendhita R

izki Am

alia, ST,.M

T

KO

LO

M K

500x200x10x16K

OL

OM

BE

TO

N 700 x 700

200

500

700

90

500

300

PE

LA

T L

AN

TA

I

BA

LO

K W

F 500x200x10x16

PO

TO

NG

AN

PRO

FIL

WF 600x200x12x20

KO

LO

M K

500x200x10x16

240

200

500

80

40

8040

BA

UT

A 16

BA

UT

A 25

PO

TO

NG

AN

PRO

FIL

WF 400x400x20x35

POFIL ∟

70x70x7

4

3

45°

Las tebal 9 m

m F

e 70xxB

AU

T A

25

5980

120

529

Baut A

25 - 120

Baut A

25 - 120

75 4 D16

Ø13 - 300

10050

50

120

75

120

120

120

75120

75

120

120

120

Pelat t =

16 mm

800750

1250

1250

750

66

221

BAB VIII PENUTUP

8.1 Kesimpulan

Dari hasilperhitungandananalisis yang telahdilakukan, makadapatdiperolehkesimpulansebagaiberikut:

1. Hasilperhitunganstruktursekunder: a. PelatlantaimenggunakanbondekdariPT. Garuda Steel

Indonesiatebal0,75 mm denganpelatbetontebal90 mm untuk tipe plat 1 dan tebal100 mm untuk tipe plat 2 . Dimana pelat atap menggunakan tulangannegativeØ 8 – 250 untuk tipe plat 1 dan Ø 8 – 150 untuk tipe plat 2 . Sedangkan pelat lantai Kantor menggunakan tulangan negatif Ø 8 – 200 untuk tipe plat 1 dan Ø 8 – 100 untuk tipe plat 2.

b. DimensibalokanakLantai atapmenggunakanprofilWF 294 x 200 x 8 x 12 dan untuk lantai kantor menggunakanprofilWF 350 x 175 x 7 x 11 denganmutubaja BJ-41.

c. Dimensibalokpenggantung liftmenggunakanprofilWF 300 x 150 x 8 x 13denganmutubaja BJ-41.

d. Tebalpelattangga yang digunakan 3 mm dandimensipengakuanaktanggasiku45 x 45 x 5denganmutubaja BJ-41.

e. Tebalpelatbordes yang digunakan 9 mm dandimensibalokPenumpu Tangga menggunakanWF 200 x 100 x 5,5 x 8denganmutubaja BJ-41.

f. DimensibalokutamatanggamenggunakanprofilChanel 260 x 90 x 10 x14denganmutubaja BJ-41.

2. Hasilperhitunganstrukturprimer: a. Linkarah X merupakan link pendekdenganpanjanglink

100 cm yang dipasangpengakuantaradenganjarak 25 cm.




222

b. Linkarah Y merupakan link pendekdenganpanjanglink 100 cm yang dipasangpengakuantaradenganjarak25 cm.

c. Dimensibalokdiluarlinkarah X dan Ydari lantai 1 – 14menggunakanprofilWF 500 x 200 x 10 x 16denganmutubaja BJ-41..

d. Dimensibressingarah X dan Y lantai 1 – 14 menggunakanprofilWF 200 x200 x 8 x 12, denganmutubaja BJ-41.

e. Dimensibalokindukbentang8 menggunakanprofilWF 500 x 200 x 10 x 16denganmutubaja BJ-41.

f. Dimensikolomlantai 1 s/d 14menggunakanKomposit beton denganprofilKC.500 x 200 x 10 x 16.

g. Perencanaanbase plate menggunakan fixed plate darikatalog PT. Gunung Garudadengan Part No. BMK-13.

3. Hasilperhitunganstrukturbawah: a. Strukturpondasimenggunakanpondasitiangpancangbeto

ndenganpenampangbulatberongga (Round Hollow)dariprodukdari PT. WIKA Beton 50 cm (tipe A1) dengankedalaman13 m.

b. Dimensipoerdirencanakan 4 m x 4 m x 1m, dengantulanganlenturarah X D22–100 mm dan tulanganlenturarah Y D22–100 mm dan

c. Dimensikolom pedestal direncanakan 1000 mm x 1000 mm, dengantulanganutama24 D25 dantulangangeserØ12 – 250.

8.2 Saran Diharapkandilakukanstudi yang

mempelajaritentangperencanaanstrukturRangka Bresing Eksentriklebihdalam. denganmempertimbangkanaspekteknis, ekonomis, dan estetika dalam merencankan tata letak dari Bresing yang direncanakan.

”




DAFTAR PUSTAKA AISC. 2005. Specification for Structural Steel Building,

Chicago, American Institute of Steel Construction. Bruneau M. 1998. Ductile Design of Steel Structures,

McGraw- Hill Internatioal Editions Departemen Pekerjaan Umum, 1983. Peraturan

Pembebanan Indonesia Untuk Bangunan Gedung (PPIUG 1983), Bandung: Yayasan Lembaga Penyelidikan Masalah Bangunan.

Dewabroto, Wiryanto. 2005. Evaluasi Kinerja Bangunan

Tahan Gempa Dengan SAP 2000. http:// jurnalsipil uph.files.wordpress.com/2006/12/vol1312.pdf

Engelhardt, Michael D., Popov, Egor P. 1989. Behavior of

Long Links in Eccentrically Braced Frames, Earthquake Engineering Research Center UBC/EERC-89/01, College of Engineering University of California at Barkeley.

Engelhardt, Michael D., Popov, Egor P. 1992.

Experimental Performance of Long Link in Eccentricaly Braced Frames. Journal of Strctural Engineering. Vol. 118, No. 11.

Egor P. Popov.; Kazuhiko Kasai.; and Michael

D.Engelhardt. 1986. Advances In Design of Eccentrically Braced Frames.Structural Steel Conference, Auckland

McCormac, J.C. 2002.Desain Beton Bertulang Jilid 2.

Jakarta : Erlangga




Nidiasari. (2010), Kajian Numerik Perilaku Link Panjang dengan Pengaku Diagonal Badan pada Sistem Rangka Baja Berpengaku Eksentris, Tesis Magister Teknik Sipil, Pengutamaan Rekayasa Struktur, ITB.

Standard Nasional Indonesia. 2012. Standar Perencanaan

Ketahanan Gempa Untuk Struktur Bangunan Gedung SNI 03-1726-2012. Badan Standarisasi Nasional, 2012.

Standard Nasional Indonesia. 2002. Tata Cara

Perencanaan Struktur Baja Untuk Struktur Bangunan Gedung SNI 03-1729-2002. Badan Standarisasi Nasional.

Standard Nasional Indonesia. 2013. Tata Cara Perhitungan

Struktur Beton Untuk Bangunan Gedung SNI 03-2847-2013. Badan Standarisasi Nasional.

Suyono Sostrodarsono, Kazua Nakazawa.1984. Mekanika

Tanah dan Teknik Pondasi. Jakarta: Pradya Paramita Yurisman. 2010, Perilaku Link dengan Pengaku Diagonal

Badan pada Sistem Struktur Rangka Baja Berpenopang Eksentrik (EBF), Disertasi Doktoral Teknik Sipil, Pengutamaan Rekayasa Struktur, ITB.




BIODATA PENULIS

DEDED EKA SAHPUTRA Lahir di Padang pada tanggal 01 Desember 1992. Penulis merupakan anak Pertama dari Lima bersaudara. Penulis telah menempuh pendidikan formal di SDN 37 Pegambiran (1998-2004), SMP Negeri 24 Padang (2004-2007), SMANegeri 14 Padang (2007-2010), dan Jurusan Teknik Sipil Konsentrasi Bangunan Gedung di

Politeknik Negeri Padang (2010-2013) mengambil bidang studi stuktur dengan judul Tugas Akhir “Rencana Pelaksanaan Pembangunan Gedung Pusat Pengembangan Pemukiman dan Bangunan (PIP2B) Kota Padang”. Selanjutnya terdaftar di Jurusan Teknik Sipil Institut Teknologi Sepuluh Nopember Surabaya dengan NRP 3114 105 012. Di Jurusan Teknik Sipil FTSP-ITS Surabaya ini penulis adalah Mahasiswa Program Sarjana (S-1) dengan bidang studi struktur dan judul tugas akhir “Perencanaan Modifikasi Struktur Gedung Menara Parkson Di Kota Padang Menggunakan Struktur Baja Dengan Sistim Rangka Bresing Eksentrik”.

Contact Person: Email : [email protected]




New PERENCANAAN MODIFIKASI STRUKTUR GEDUNG MENARA...

Documents

Transcript of New PERENCANAAN MODIFIKASI STRUKTUR GEDUNG MENARA...