1

PERENCANAAN JEMBATAN BUSUR MENGGUNAKAN DINDING PENUH PADA

SUNGAI BRANTAS KOTA KEDIRI

Oleh : Galih Ageng Dwiatmaja

NRP : 3107 100 616 Dosen Pembimbing : Budi Suswanto, ST, MT, PhD

BAB I PENDAHULUAN

1.1 Latar Belakang

Perencanaan jembatan Brantas kota Kediri, yang menghubungkan jalan Brawijaya dan jalan Mayjen Sungkono yang berada di sisi kiri sungai dengan jalan Veteran ang berada di sisi kanan sungai, jembatan ini merupakan jembatan baru yang terletak di sebelah jembatan Brantas yang lama, dimana kondisi jembatan yang lama yang mempunyai lebar 6 meter, dengan struktur jembatan yang yang terbuat komposit baja dan pilar jembatan yang terbuat dari rangka baja, sedangkan pada kondisi sekitar jembatan pada ruas jalan Brawijaya dan Mayjen Sungkono merupakan daerah perdagangan yang ramai dan jalan Veteran merupakan akses menuju kota pusat kota dan perkantoran, sehingga diperlukan jembatan baru yang lebih lebar dan kokoh sehingga dapat dilalui lebih banyak kendaraan sehingga dapat meningkatkan pelayanan jalan dan mempermudah akses kota.

Pemilihan jembatan sistem busur dinding penuh

(plate girder) baja karena kontruksi busur baja dapat digunakan untuk rentang bentang jembatan antara 60 – 250 meter (kontruksi bentang panjang,,Jurusan T. Sipil FTSP, Surabaya) serta dapat mengurangi momen lentur di lapangan akibat gaya aksial dan gaya normal pada jembatan sehingga penggunaan bahan menjadi lebih efisien dibandingkan gelagar parallel. Manfaat lain dari struktur busur yaitu dapat menghilangkan kebutuhan pilar jembatan yang berada disungai sehingga penampang basah sungai tidak terkurangi selain itu jembatan busur juga memiliki nilai lebih dalam bentuk arsitekturalnya karena memberikan kesan monumental.

Dalam penulisan proposal tugas akhir ini akan

direncanakan jembatan busur dengan lantai kendaraan di bawah (Through Arch). Pertimbangan untuk memilih lantai kendaraan di bawah yaitu mengingat bila menggunakan lantai kendaraan di atas maupun di tengah, maka pangkal busur akan terkena Muka Air banjir ( MAB ). Dan nantinya jembatan ini akan direncanakan menggunakan batang tarik, karena kondisi tanah yang kurang mendukung.

1.2 Rumusan Masalah Permasalahan pokok ialah bagaimana

merencanakan struktur Jembatan Brantas kota Kediri dengan sistem busur dinding penuh (plate girder) baja. Adapun detail/rincian permasalahannya ialah

sebagai berikut: 1. Bagaimana mendesain lay out awal struktur ? 2. Bagaimana asumsi pembebanan yang terjadi

pada bagian-bagian jembatan ? 3. Bagaimana menganalisa gaya-gaya dalam

struktur jembatan? 4. Bagaimana merencanakan profil yang akan

digunakan untuk struktur jembatan tersebut? 5. Bagaimana mengontrol desain profil terhadap

kekuatan dan kestabilan struktur? 6. Bagaimana penggambaran teknik jembatan dan

bagian-bagiannya hasil dari perhitungan dan desain struktur?

1.3 Tujuan Tujuan perencanaan struktur Jembatan Brantas

kota Kediri dengan sistem busur dinding penuh (plate girder) baja adalah dapat direncanakan struktur jembatan yang kuat menahan beban yang bekerja pada jembatan. Sedangkan tujuan secara khusus ialah : 1. Dapat mendesain lay out awal struktur tersebut. 2. Dapat menentukan jenis pembebanan yang

akan digunakan untuk struktur jembatan tersebut.

3. Dapat menganalisa gaya-gaya dalam struktur jembatan?

4. Dapat merencanakan profil yang akan digunakan untuk struktur jembatan tersebut.

5. Dapat mengontrol desain profil terhadap kekuatan dan kestabilan struktur.

6. Dapat dilakukan visualisasi desain dalam bentuk gambar jembatan sesuai dengan syarat-syarat teknik.

1.4 Batasan Masalah Untuk menghindari penyimpangan

pembahasan dari masalah yang dibahas tugas akhir, maka diperlukan pembatasan masalah di antaranya : 1. Perencanaan hanya ditinjau dari aspek teknis

saja dan tidak dilakukan analisa dari segi biaya maupun waktu.

2. Perhitungan sambungan dibatasi pada bagian-bagian tertentu yang dianggap mewakili secara keseluruhan.

3. Tidak memperhitungkan kondisi beban pada waktu pelaksanaan.

2 4. Analisa struktur menggunakan program bantu SAP

2000 1.5 Manfaat

Manfaat dari perencanaan jembatan pada tugas akhir ini adalah sebagai berikut : 1. Sebagai solusi untuk memperlancar arus lalu lintas

pada yang menghubungkan jalan Brawijaya dan jalan Veteran.

METODOLOGI Nama jembatan : Jembatan Sungai Brantas

kota Kediri Lokasi : Kotamadya Kediri Provinsi : Jawa Timur Lebar jembatan : 10 meter. Bentang jembatan : 190 meter

Gambar 3.1 Pot. Memanjang Jembatan

Diagram Alir

BAB IV PERENCANAAN STRUKTUR SEKUNDER

PERENCANAAN LANTAI KENDARAAN a. Beban Mati (DL) Beban mati terdiri dari beban berat plat beton, beban aspal, beban rencana overlay aspal direncanakan 5 cm (BMS psl 2.2.3.2) faktor beban 𝐾𝐾𝑀𝑀𝑀𝑀𝑢𝑢 = 1,3 (beton dicor setempat). -Total beban mati yang bekerja (Qd) = 9,96 kN/m b. Beban Pelaksanaan (BP) BP = 2 kN/m2 x 1 x 1.3 = 2,6 kN/m2 c. Beban Hidup (LL) Beban Truk “T” = 100 kN T = (1 + 0,3) x 100 kN = 130 kN (Faktor beban 𝐾𝐾𝑇𝑇𝑇𝑇𝑢𝑢 = 2) Tu = 2 x T = 2 x 130 kN = 260 Kn c. Kombinasi Pembebanan Untuk mendapatkan pengaruh yang paling menentukan beban dikombinasi : - Kombinasi 1 = DL + BP - Kombinasi 2 = DL + LL (T1) - Kombinasi 2 = DL + LL (T2) 4.2.2 Perhitungan Momen Dari perhitungan SAP 2000 didapatkan hasil Sehingga diambil : penulangan daerah lapangan Mu = 88.06 kNm penulangan daerah Tumpuan Mu = 64.97 kNm 4.2.3 Perhitungan Penulangan Plat 4.2.3.1 Penulangan arah melintang d = h – (1/2 x D 19) – Selimut beton = 200 – (8) – 40 = 150,5 mm ρb = ß1 x 0,85 𝑓𝑓𝑓𝑓 ′

𝑓𝑓𝑓𝑓 𝑥𝑥 600

600+𝑓𝑓𝑓𝑓 ...SNI 03-2847-

2002 Psl 10.4.3

= 0,81 x 0,85 𝑥𝑥35400

𝑥𝑥 600600+400

= 0,0361

ρmax = 0,75 ρb ...SNI 03-2847-2002 Psl 10.4.3 = 0,75 x 0,0361 = 0,0271 ρmin = 0,002 m = 𝑓𝑓𝑓𝑓

0,85 𝑓𝑓𝑓𝑓 ′ = 400

0,85 35 = 13,445

- Penulangan plat daerah LAPANGAN

OK

Perencanaan Struktur Busur

Tidak OK

Perencanaan Strukutur Abudmen

Kontrol elemen bangunan Dan banguanan bawah

Finish

Gambar Rencana : - Gambar layout jembatan

Studi Literatur:Buku-buku yang berkaitan. 1. Peraturan-peraturan yang berkaitan.

Preliminari desain :

Pengumpulan Data Sekunder :Data Tanah 1. Data Umum Jembatan

Mendesain lay out awal jembatan

Perencanaan Bangunan Atas dan Bangunan Bawah

Analisis pembebanan pada SAP

Menentukan jenis pembebanan jembatan :

3 Rn = 𝑀𝑀𝑢𝑢

ß 𝑥𝑥 𝑏𝑏 𝑥𝑥 𝑑𝑑2 = 88.060.0000,81 𝑥𝑥 1000 𝑥𝑥150,52 = 4,7998

N/mm2

ρφ = 1𝑚𝑚�1 −��1 − 2 𝑚𝑚 𝑅𝑅𝑅𝑅

𝑓𝑓𝑓𝑓��

= 113,445

�1 −��1 − 2 𝑥𝑥 13,445 𝑥𝑥 4.7998400

��

= 0,0132

ρmin < ρφ < ρmax sehingga dipakai ρφ As = ρφ x b x d = 0,0132 x 1000 x 150,5 = 1982 mm2

Dipakai tulangan D16 – 100 (As = 2009 mm2) - Penulangan plat daerah TUMPUAN Rn = 𝑀𝑀𝑢𝑢

ß 𝑥𝑥 𝑏𝑏 𝑥𝑥 𝑑𝑑2 = 64.970.0000,81 𝑥𝑥 1000 𝑥𝑥150,52 = 3.541

N/mm2

ρφ = 1𝑚𝑚�1 −��1 − 2 𝑚𝑚 𝑅𝑅𝑅𝑅

𝑓𝑓𝑓𝑓��

= 113,445

�1 −��1 − 2 𝑥𝑥 13,445 𝑥𝑥 3.541400

��

= 0,0095 ρmin < ρφ < ρmax sehingga dipakai ρφ

As = ρφ x b x d = 0,00945 x 1000 x 150,5 = 1.422 mm2

Dipakai tulangan D16 – 125 (As = 1607 mm2)

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

= 26.000 kg = 260 kN fcv = 0,17 �1 + 2

𝛽𝛽 ℎ � x �𝑓𝑓𝑓𝑓′ ≤ 0,34 �𝑓𝑓𝑓𝑓′

= 0,17 �1 + 2

2,5 � x √35 ≤ 0,34 √35

= 1,810 N/mm2 ≤ 2,011 N/mm2 dipakai 1,810 N/mm2 Vuc = u x d x fcv = 2.200 x 200 x 1,810 N/mm2 = 796.540,98 N = 796,6 kN ≥ Gaya geser ultimate terjadi 260 kN …OK Jadi tebal plat lantai 200 mm dapat dipakai……. PERENCANAAN GELAGAR MEMANJANG Perencanaan profil yang digunakan untuk balok memanjang menggunakan WF 450x200x9x14 dengan data profil : 4.3.1 Pembebanan a. Beban mati Berat total (DL) = 16,7 kN/m b. Beban hidup lajur “D” P1 = (1+DLA) x P x b1 x KU

TD

= (1 + 0,3 ) x 44 x 1,5 x 2 = 172 kN c. Beban akibat beban truk ‘T’ T = 260 kN d. Beban pengaruh pelaksanaan (PLL) qPL = 2 kN/m2 x 1,75 m qPL = 3,5 kN/m 4.3.2 Kombinasi pembebanan -Kombinasi 1 = DL + PLL -Kombinasi 2 = DL + Beban Lajur D (UDL + KEL) -Kombinasi 3 = DL + T 4.2.3 Hasil analisa gaya dalam

Dari analisis SAP 2000 didapat : Mmax = 459,59 kNm Ma = 248,22 kNm Mb = 459,59 kNm Mc = 248,22 kNm

Cb = McMbMaM

M3435,2

5,12

max

max

+++

=( )

( ) ( ) ( ) ( )22,248359,459422,248359,4595,259,459.5,12

+++

= 1,28

4

Mn = Cb ( ) ( )( )

−−

−+LpLrLbLrMMM RPR < Mp

= 1,28 ( ) ( )( )

−−

−+4,203079835,593779838.32759,4598,327

< Mp = 477,55 > 470.09 kNm Dari tekuk lokal dan lateral, dipilih Mn = 470.09 kNm

Φ Mn ≥ Mu (kombinasi 1 sebelum

komposit)) 0,9 470.09 kNm ≥ 89,02 kNm

423,08 kNm ≥ 89,02 kNm …….OK Lendutan akibat kombinasi 3 (beban mati + beban “T”) ∆𝑜𝑜

T = 148

𝑃𝑃1 𝜆𝜆3

𝐸𝐸 𝐼𝐼𝑥𝑥 + 5

384 𝑄𝑄𝑄𝑄 𝜆𝜆

4

𝐸𝐸 𝐼𝐼𝑥𝑥

= 4,74 + 1,13 = 5,87 mm

Kontrol lendutan : ∆𝑜𝑜

(T) ≤ ∆� ijin 5,87 mm ≤ 7,42 mm………OK 4.3.3.4 Kontrol Geser φVn = φ x0.6 x fy x Aw = 0,75 x 0,6 x 290 x (9x450) = 528.525N = 528,53 kN

Φ Vn ≥ Vu 528,53 kN ≥ 379,94 kN …….OK

Maka penampang telah memenuhi kekuatan geser yang terjadi. 4.3.3.5 Interaksi geser dan lentur

375,1625,0 ≤+Vn

VuMn

Muϕϕ

375.153,52894,379625,0

4,932459,59

≤+

375,1942,0 < Maka penampang telah memenuhi interaksi geser dan lentur. 4.3.3.6 Shear connector (stud) Kapasitas nominal 1 stud :

Qn = 0,5 x Asc (fc’ x Ec)0.5 = 0,5 x 379.94 (25 x 2.528 x 104)0.5 = 151023,16 N Asc x fu = 379,94 x 500 = 189.970 N Qn ≤ (Asc x Fu)

151.023 N ≤ 189.970 N …….OK

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

n = 023.151

2.806.040=

QnVh = 18,5 ≈ 19 stud

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

a. Uniformly Distributed Load (UDL) q100% = qUDL . λ x K 𝑈𝑈

𝑇𝑇𝑇𝑇

= 4,632 x 5,9375 x 2 = 55 kN/m Knife Edge Load (KEL) P KEL = 44 kN/m P100% = PKEL (1 + DLA) x K 𝑈𝑈

𝑇𝑇𝑇𝑇

= 44 (1 + 30%) x 2 = 114,4 kN/m c. Beban Truk “T” Beban Truk “T” = 100 kN T = (1 + 0,3) x 100 kN = 130 kN (Faktor beban 𝐾𝐾𝑇𝑇𝑇𝑇𝑢𝑢 = 2) Tu = 2 x T = 2 x 130 kN = 260 kN

3. Beban pengaruh pelaksanaan (PLL)

5 qPL = 2 kN/m2 x 5,94 m qPL = 11,88 kN/m 4.4.2 Kombinasi pembebanan -Kombinasi 1 = DL + PLL -Kombinasi 2 = DL + Beban Lajur D (UDL + KEL) -Kombinasi 3 = DL + T1 -Kombinasi 4 = DL + T2 4.4.3 Hasil analisa gaya dalam Analisa dilakukan dengan bantuan program SAP 2000, struktur dimodelkan sebagai frame tunggal bentang @ 10 m dengan tumpuan sendi-sendi, hasil diperoleh sebagai berikut :

Resume hasil SAP 2000 Kombinasi Mu max lap

(kNm) Mu max tump (kNm)

Kombinasi 1

986,13 0

Kombinasi 2

2743,38 0

Kombinasi 3

1910,83 0

Kombinasi 4

2722.67 0

4.4.4 Analias kapasitas gelagar melintang Gelagar melintang menggunakan profil 900.300.18.34 - Badan (RSNI T-03-2005 ps.7.7.1) h = d- 2 (tf + r) h = 912 – 2 (34 + 28) h = 788 mm ℎ𝑡𝑡𝑡𝑡

≤ 1680�𝑓𝑓𝑓𝑓

78818

≤ 1680√290

43,77 ≤ 98,65 ………….OK - Sayap (RSNI T-03-2005 ps.7.4.2.2) 𝑏𝑏

2𝑡𝑡𝑓𝑓 ≤ 170

�𝑓𝑓𝑓𝑓

30268

≤ 170√290

4,44 < 9,98…………………OK Penampang kompak : Mnx = Mpx = Zx x fy Mp = Zx x fy

= 12.221.000 mm3 x 290 Mpa = 3.544.090.000 Nmm = 3.544 kNm

Dari tekuk lokal dan lateral, dipilih Mn = 2.275 kNm

Φ Mn ≥ Mu (kombinasi 1 sebelum komposit)

0,9 2.275 kNm ≥ 986,13 kNm 2.047 kNm ≥ 986,13 kNm

…….OK

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

T = 5384

𝑄𝑄𝑄𝑄 𝜆𝜆4

𝐸𝐸 𝐼𝐼𝑥𝑥

= 5

384 (62+169) 𝑥𝑥 10.000 4

200.000 𝑥𝑥 1.20391 x 1010 = 12,49 mm Kontrol lendutan : ∆𝑜𝑜

(D) ≤ ∆� ijin 12,49 mm ≤ 12,5 mm………OK

Φ Vn ≥ Vu 2.142 kN ≥ 1.012 kN …….OK

Maka penampang telah memenuhi kekuatan geser yang terjadi. 4.4.6 Interaksi geser dan lentur Jika momen lentur dianggap dipikul oleh seluruh penampang, maka gelagar harus direncanakan untuk memikul kombinasi lentur dan geser (SNI 03-1729-2002 ps.8.9.3), yaitu :

375,1625,0 ≤+Vn

VuMn

Muϕϕ

375.121421012625,0

53892743

≤+

375,1804,0 < Maka penampang telah memenuhi interaksi geser dan lentur. 4.4.7 Shear connector (stud) Kapasitas nominal 1 stud :

Qn = 0,5 x Asc (fc’ x Ec)0.5 = 0,5 x 379.94 (35 x 2.8519 x 104)0.5 = 189.795 N Asc x fu = 379,94 x 500 = 189.970 N

Maka gaya geser akibat komposit : Vh = T = C = 10.556.000 N

n = 795.189

10.556.000=

QnVh = 55,6 ≈ 56 stud

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

6 4.5 PERENCANAAN BATANG PENGGANTUNG 4.5.1 Perencanaan Dimensi Perencanan profil yang dipakai WF 400x200x7x11 dengan data A = 84,12 cm2 ix = 16,80 cm g = 66 kg/m iy = 4,54 cm 4.5.2 Pembebanan Besar beban hidup diambil berdasar perhitungan balok melintang

a. Uniformly Distributed Load (UDL) q100% = 55 kN/m q50% = 27,5 kN/m b. Knife Edge Load (KEL) P100% = 114,4 kN/m P50% = 57,2 kN/m Total beban UDL+KEL = 571.46 kN 4.5.3 Kombinasi pembebanan Untuk menghasilkan gaya yang bekerja pada batang penggantung maka Kombinasi pembebanan = DL + LL Sehingga besar gaya yang terjadi = 484,96 kN + 571.46 kN = 1.056,42 kN 4.5.4 Menentukan luas penampang tarik

Total pada profil Aev = 1276 + 406 =1682 mm2 Aet = 3938 + 1106 = 5044 mm2 Aet x fu ≥ 0,6 Aev fu 5044 x 500 ≥ 0,6 x 1682 x 500 2.522.000 N ≥ 504.600 N Nn = 0,6 Agv fy + Aet fu Nn = 0,6 8412 290 + 5044 x 500

Nn = 3.985.688 N > Kuat tarik nominal 2.439.480 N sehingga dipakai kuat tarik nominal sebagai kontrol terhadap gaya tarik yang terjadi Φ Nn ≥ Nu 0,9 x 2.439.480 N ≥ 1.039.280 N 2.195.532 N ≥ 1.039.280..OK

BAB V

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

-beban sendiri plat = 4,80 kN/m2 x 5,94 x 5 = 142,56 kN -beban Trotoar = 7,20 kN/m2 x 5,94 x 1 = 42,75 kN -beban aspal = 1,76 kN/m2 x 5,94 x 5 = 52,25 kN -beban aspal overlay = 1,32 kN/m2 x 5,94 x 5 = 39,19 kN -Total beban mati yang bekerja (Pd) = 276,75 kN 5.1.2. Beban hidup Konfigurasi pembebanan UDL+KEL akan di tampilkan pada gambar dibawah ini :

Gambar 5.1 Pembebanan Beban hidup UDL +

KEL(Mmax) b. Uniformly Distributed Load (UDL)

L > 30 m ; q UDL =

+

L155,08 kN/m2

q UDL = 632,4190155,08 =

+ kN/m2

q100% = qUDL . λ x K 𝑈𝑈𝑇𝑇𝑇𝑇

= 4,632 x 5,94 x 2 = 55 kN/m q50% = q100% . 50% = 55 x 50% = 27,5 kN/m c. Knife Edge Load (KEL) Maka dari (BMS Gambar 2.8) diperoleh DLA = 30 % P KEL = 44 kN/m P100% = PKEL (1 + DLA) x K 𝑈𝑈

𝑇𝑇𝑇𝑇

= 44 (1 + 30%) x 2 = 114,4 kN/m P50% = P100% x 50% = 114,4 x 50% = 57,2 kN/m

5.1.3. Beban angin -Perhitungan ikatan angin atas Untuk perhitungan angin atas maka seperti gambar dibawah ini :

7

Gambar 4.3 Tampak atas jembatan busur

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

Gambar 5.5 Tampak bawah jembatan busur

TEW2 = 0,0006 Cw Vw2 Ab TEW3 = 0,0012 Cw Vw2 (kN/m) (BMS psl 2.7) TEW2 = 0,0006 Cw Vw2 Ab TEW2 = 0,0006 1,2 302 8.91 TEW2 =8,32 kN Perhitungan akibat kendaraan yang lewat pada lantai kendaran TEW3 = 0,0012 Cw Vw2 λ TEW3 = 0,0012 1,2 302 5,9375 TEW3 =7,70 kN 5.1.4. Beban gempa

Untuk beban gempa pada jembatan ini digunakan analisa secara 3 dimensi dan menggunakan analisa beban dinamis dimana untuk memberikan hasil perhitungan yang lebih akurat, Pada tugas akhir ini, beban gempa menggunakan response spectrum analysis dengan bantuan program SAP 2000, struktur berada pada zona gempa 3 seperti yang ditampilkan pada gambar berikut :

5.1.5 Beban akibat perubahan temperature Suhu minimum rata-rata jembatan = 20°C Suhu maksimum rata-rata jembatan = 40°C 5.1.6 Beban gaya rem

(BMS psl 2.3.7) adapun besar gaya rem yang bekerja berdasakan BMS gambar 2.9 untuk jembatan dengan bentang 190 m maka didapat gaya rem yang bekerja sebesar 500 kN. 5.2 Kombinasi beban

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

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

𝑖𝑖 𝑓𝑓 = 582

5,02 = 115,93 < 300 ……OK

𝜆𝜆𝑥𝑥 = 𝐿𝐿𝐿𝐿𝑖𝑖 𝑥𝑥

= 11638,62

= 134,9 < 300 ……OK -Kontrol kekuatan leleh ϕ Nn = ϕ x fy x Ag = 0,9 x 290 x 6.353 = 1.658.133 N > Nu (435.165 N)……OK -Kontrol kekuatan patah An = 63,53– (4 x 2,2 x 1.2) = 52.97 cm2 u = 1 − 𝑥𝑥

𝐿𝐿 = 1 − 2,27

12 = 0,811

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

2 𝑡𝑡𝑓𝑓 ≤ 250

�𝑓𝑓𝑓𝑓 = 8,33 < 14,68…..OK

Plat badan Penampang kompak ℎ𝑡𝑡𝑡𝑡

≤ 665�𝑓𝑓𝑓𝑓

= 19,54 < 39,05…..OK

-Kontrol kelangsingan sebagai batang tekan (RSN T-03-2005 psl 6.2.1) 𝜆𝜆𝑓𝑓 = 𝐿𝐿𝐿𝐿

𝑖𝑖 𝑓𝑓 = 582

5,02 = 115,93 < 140…OK

𝜆𝜆𝑥𝑥 = 𝐿𝐿𝐿𝐿𝑖𝑖 𝑥𝑥

= 11638,62

= 134,92 < 140...OK

λc = 𝜆𝜆𝜋𝜋 �𝑓𝑓𝑓𝑓

𝐸𝐸 = 134,92

𝜋𝜋 � 290

200.000 = 1,63

λc > 1,2……terjadi tekuk elastis ω = 1,25 λc 2 = 1,25 1,63 2 = 3,321 ϕ Pn = 0,85 𝐴𝐴𝐴𝐴 𝑓𝑓𝑓𝑓

𝜔𝜔 = 0, 85 𝑥𝑥 6.353 290

3,321 = 471.549

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

Gambar 5.10 Ikatan angin atas

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

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

𝑖𝑖 𝑓𝑓 = 776

5,98 = 129,76 < 300 ……OK

𝜆𝜆𝑥𝑥 = 𝐿𝐿𝐿𝐿𝑖𝑖 𝑥𝑥

= 77610,30

= 75,33 < 300 ……OK -Kontrol kekuatan leleh ϕ Nn = ϕ x fy x Ag = 0,9 x 290 x 8.206 = 2.141.766 N > Nu (210,055 N)……OK -Kontrol kekuatan patah An = 82,06– (4 x 2,2 x 1,1) = 72,38 cm2 u = 1 − 𝑥𝑥

𝐿𝐿 = 1 − 2,27

12 = 0,811

Ae = u An Ae = 0,811 x 72,38 cm2 = 58,70 cm2 ϕ Nn = ϕ x fu x Ae = 0,9 x 500 x 5.870 = 2.641.500 N ϕ Nn ≥ Nu 2.641.500 N ≥ 210,055 N ….OK Perhitungan berdasar batang tekan : Gaya tekan yang terjadi Nu = 367.696 N -Kontrol penampang Plat sayap (RSNI T-03-2005 tabel 4) 𝑏𝑏

2 𝑡𝑡𝑓𝑓 ≤ 250

�𝑓𝑓𝑓𝑓 = 11,45 < 14,68…..OK

Plat badan Penampang kompak ℎ𝑡𝑡𝑡𝑡

≤ 665�𝑓𝑓𝑓𝑓

= 17,85 < 39,05…..OK -Kontrol kelangsingan sebagai batang tekan (RSN T-03-2005 psl 6.2.1) 𝜆𝜆𝑓𝑓 = 𝐿𝐿𝐿𝐿

𝑖𝑖 𝑓𝑓 = 776

5,98 = 129.76 < 140…OK

𝜆𝜆𝑥𝑥 = 𝐿𝐿𝐿𝐿𝑖𝑖 𝑥𝑥

= 77610,30

= 75.33 < 140...OK

λc = 𝜆𝜆𝜋𝜋 �𝑓𝑓𝑓𝑓

𝐸𝐸 = 129,76

𝜋𝜋 � 290

200.000 = 1,57

λc > 1,2……terjadi tekuk elastis ω = 1,25 λc 2 = 1,25 1,57 2 = 3,095 ϕ Pn = 0,85 𝐴𝐴𝐴𝐴 𝑓𝑓𝑓𝑓

𝜔𝜔 = 0, 85 𝑥𝑥 8.206 290

3,095 = 653.563

N ϕ Pn ≥ Pu 653.563 N ≥ 367.696 N ….OK sehingga profil 250.250.11.11 dapat digunakan untuk ikatan angin atas.

𝜆𝜆𝑥𝑥 > 𝜆𝜆𝑓𝑓 ….. 𝜆𝜆 = 𝜆𝜆𝑥𝑥

𝜆𝜆𝑥𝑥 < 𝜆𝜆𝑓𝑓 ….. 𝜆𝜆 = 𝜆𝜆𝑓𝑓

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

2 𝑡𝑡𝑓𝑓 ≤ 0,38� 𝐸𝐸

𝑓𝑓𝑓𝑓

9802 𝑥𝑥 50

≤ 0,38�200.000290

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

-Menghitung besar Iy Iy = 7,85 x 109 mm4

Sy = 16.017.687 mm3 -Menentukan koefisen plat girder :

Kg =1- � 𝑎𝑎𝑎𝑎1200+300𝑎𝑎𝑎𝑎

� � ℎ𝑡𝑡𝑡𝑡− 2550

�𝑓𝑓𝑓𝑓�

ar = 𝐴𝐴𝑡𝑡𝐴𝐴𝑓𝑓

= 30 𝑥𝑥 240050 𝑥𝑥 980

= 1,46

Kg =1- � 1,461200+300 𝑥𝑥 1,46

� �240030

− 2550√290

� = 1,06 Kg = 1 Sehingga kuat lentur terhadap Mnx Mnx = Kg Sx Fy Mnx = 1 x 1,45 x 108 x 290 = 4,21x 1010 Nmm Φ Mnx = 0,9 x 4,21x 1010 Nmm = 3,78 x 104 kNm Sehingga kuat lentur terhadap Mny Mny = Kg Sy Fy Mny = 1 x 16.017.687 x 290 = 3,64 x 109 Nmm Φ Mny = 0,9 x 23,64 x 109 Nmm = 4,18 x 103 kNm -Kontrol kelangsingan sebagai batang tekan (RSNI T-03-2005 psl 6.2.1) 𝜆𝜆𝑥𝑥 = 𝐿𝐿𝐿𝐿

𝑖𝑖 𝑥𝑥 = 12.000

1033,67 = 11,61< 140…OK

𝜆𝜆𝑓𝑓 = 𝐿𝐿𝐿𝐿𝑖𝑖 𝑓𝑓

= 12.000214,86

= 55,85 < 140…...OK

Ncrbx = 𝜋𝜋2 E

(𝜆𝜆𝑥𝑥 )2 Ag = 𝜋𝜋2 200.00011,612 170.000 =

2.486.988.481 N Ncrby = 𝜋𝜋2 E

(𝜆𝜆𝑓𝑓 )2 Ag = 𝜋𝜋2 200.00055,852 170.000 =

107.471.140 N

λc = 𝜆𝜆𝜋𝜋 �𝑓𝑓𝑓𝑓

𝐸𝐸 = 55,85

𝜋𝜋 � 290

200.000 = 0.68

0,25 < λc < 1,2……terjadi tekuk inelastis ω = 1,43

1,6−0,67 𝜆𝜆𝑓𝑓 = 1,43

1,6−0,67 𝑥𝑥 0,68 = 1,25

ϕ Nn = 0,85 𝐴𝐴𝐴𝐴 𝑓𝑓𝑓𝑓

𝜔𝜔 = 0, 85 𝑥𝑥 170.000 𝑥𝑥 290

1,25 =

33.588.841 N ϕ Nn ≥ Nu 33.588.841 N ≥ 19.966.000 N......OK -Kontrol interaksi kolom 𝑁𝑁𝑢𝑢𝜙𝜙 𝑁𝑁𝑅𝑅

≥ 0,2

19.966.000 33.588.841

≥ 0,2 0,59 ≥ 0,2 ……..Rumus interaksi 1 = 0,6 – 0,4 x �546

655� = 0,267

δby = � 𝐶𝐶𝑚𝑚

1−� 𝑁𝑁𝑢𝑢𝑁𝑁 𝑓𝑓𝑎𝑎𝑏𝑏𝑥𝑥 �

� ≥ 1

δby = � 0,267

1−� 19.966 .0002.486 .988 .481 �

� ≥ 1

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

1711� = 0,406

δbx = � 0,406

1−� 19.966 .000107 .471 .140�

� ≥ 1

0,499 < 1…….dipakai 1 Mux = δbx x M utx Mux = 1 x 1711 kNm = 1711 kNm -Kontrol penampang terhadap panjang kelangsingan (SNI 03-1729-2002 psl 8.4) Badan : Iy’ = 1/12 x 50 x 9803 + 1/12 x 400 x 303

= 3,923 x 109 + 0,9 x 106 = 3,923 x 109 mm4 A’ = (980 x 50) + (400 x 30) A = 61.000 mm2 𝜆𝜆𝑥𝑥 < 𝜆𝜆𝑓𝑓 ….. 𝜆𝜆 = 𝜆𝜆𝑓𝑓

10

r1 = �𝐼𝐼𝐴𝐴 = �3,925 𝑥𝑥 109

61.000 = 253,59 mm

- λG ≤ λP

𝐿𝐿𝑎𝑎𝑖𝑖

≤ 1,76� 𝐸𝐸𝑓𝑓𝑓𝑓

12000253,59

≤ 1,76�200.000290

47,32 > 46,21…cek λr

- λG ≤ λr

𝐿𝐿𝑎𝑎𝑖𝑖

≤ 4,4� 𝐸𝐸𝑓𝑓𝑓𝑓

12000214.88

≤ 4,4�200.000290

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

𝑓𝑓𝑓𝑓𝑎𝑎 = 𝐶𝐶𝑏𝑏 𝑓𝑓𝑓𝑓 �1 − (𝜆𝜆𝐺𝐺−𝜆𝜆𝑃𝑃 )2(𝜆𝜆𝑎𝑎−𝜆𝜆𝑃𝑃 )� ≤ 𝑓𝑓𝑓𝑓 (SNI 03-1729-

2002 psl 8.4.5) Mencari Cb (SNI 03-1729-2002 psl 8.3.1)

𝐶𝐶𝑏𝑏 =12,5 𝑀𝑀𝑚𝑚𝑎𝑎𝑥𝑥

2,5 𝑀𝑀𝑚𝑚𝑎𝑎𝑥𝑥 + 3𝑀𝑀𝐴𝐴 + 4𝑀𝑀𝐵𝐵 + 3𝑀𝑀𝐶𝐶 ≤ 2,3

𝐶𝐶𝑏𝑏

=12,5 (1711)

2,5 (1711) + 3(975) + 4(1017) + 3(1177)

Cb = 1,44 𝑓𝑓𝑓𝑓𝑎𝑎 = 𝐶𝐶𝑏𝑏 𝑓𝑓𝑓𝑓 �1 − (𝜆𝜆𝐺𝐺−𝜆𝜆𝑃𝑃 )

2(𝜆𝜆𝑎𝑎−𝜆𝜆𝑃𝑃 )� ≤ 𝑓𝑓𝑓𝑓

𝑓𝑓𝑓𝑓𝑎𝑎 = 1,44 290 �1 −(47,32 − 46,21)

2(115,54 − 46,21)� ≤ 𝑓𝑓𝑓𝑓

𝑓𝑓𝑓𝑓𝑎𝑎 = 414 > 𝑓𝑓𝑓𝑓 (290 Mpa) sehingga dipakai fcr=fy=290 Mpa Sayap : λG ≤ λP 𝑏𝑏

2 𝑡𝑡𝑓𝑓 ≤ 0,38� 𝐸𝐸

𝑓𝑓𝑓𝑓

9802 𝑥𝑥 50

≤ 0,38�200.000290

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

Φ Mnx = 0,9 x 4,21x 1010 Nmm = 3,78 x 104 kNm Sehingga kuat lentur terhadap Mny Mny = Kg Sy Fy Mny = 1 x 16.017.687 x 290 = 3,64 x 109 Nmm Φ Mny = 0,9 x 23,64 x 109 Nmm = 4,18 x 103 kNm -Kontrol interaksi kolom rumus interaksi 1 𝑃𝑃𝑢𝑢∅ 𝑃𝑃𝑅𝑅

+ 89� 𝑀𝑀𝑢𝑢𝑥𝑥∅ 𝑀𝑀𝑅𝑅𝑥𝑥

+ 𝑀𝑀𝑢𝑢𝑓𝑓∅ 𝑀𝑀𝑅𝑅𝑓𝑓

� ≤ 1 19.966.00033.588.841

+ 89� 1711

37800+ 655

4180� ≤ 1

0,59 + 0,18 < 1

0,77 < 1 …..OK -Perencanaan pengaku vertikal badan Pengaku vertikal badan direncanakan dipasang tiap 2,5 m atau sama dengan tinggi plat girder. -Menentukan luas pengaku RSNI T-03-2005 pasal 7.12.1

+

−

−≥

2

2

1

)1.(..5,0

ha

ha

haCvAwDAs

-Menentukan kuat geser nominal (RSNI T-03-2005 pasal 7.8.3)

Vn = 0,6 fy Aw = 0,6 x 290 x (30 x 2400) = 12.528.000 N -Menentukan kuat geser elastis (RSNI T-03-2005 pasal 7.8.5)

( ) ( )Nxxxx

twhEKnAwVn 000.440.19

302400000.2006,9)240030(9,0...9,0

22 ===

6,9

4,25,25555 22 =

+=

+=

ha

Kn

64,0000.440.19000.528.12

5.8.72005033.8.7200503

==−−−−

=pasalRSNITpasalRSNITCv

+

−

−≥

2

2

240025001

24002500

24002500)64,01.(72000.1.5,0As

As ≥ 3.762 mm2

11 dipasang pengaku vertikal (h/ts) = (2400/10) As pengaku = 2400 mm x10 mm = 24.000 mm2

5.4.3 Rangka balok portal akhir Profil yang dipakai WF 250.250.11.11 A = 82,06 cm2 ix = 10,30 cm g = 64,4 kg/m iy = 5,98 cm Gaya tarik yang terjadi Nu =306,340 kN = 306.340 N Gaya tekan yang terjadi Nu = -335,914 kN = 335.914 N Dimensi batang bawah akibat gaya tarik : Lx = L= 1000 cm Ly = L/2 = 1000/2 = 500 cm -Kontrol kelangsingan sebagai batang tarik (LRFD 7.6.4) : 𝜆𝜆𝑥𝑥 = 𝐿𝐿𝐿𝐿

𝑖𝑖 𝑓𝑓 = 1000

10,30 = 97,08 < 300 ……OK

𝜆𝜆𝑓𝑓 = 𝐿𝐿𝐿𝐿𝑖𝑖 𝑥𝑥

= 5005,98

= 83,61 < 300 ……OK -Kontrol kekuatan leleh ϕ Nn = ϕ x fy x Ag = 0,9 x 290 x 8206 mm2 = 2.141.766 N > Nu (306.340 N)….. OK -Kontrol kekuatan patah An = 8206 – (4 x x22 x 11) = 7238 mm2 u = 1 − 𝑥𝑥

𝐿𝐿 = 1 − 2,27

12 = 0,811

Ae = u An Ae = 0,811 x 7238 cm2 = 5.870 cm2 ϕ Nn = ϕ x fu x Ae = 0,9 x 500 x 5.870 = 2.641.500 N > Nu (306.340 N )….. OK Perhitungan berdasar batang tekan : -Kontrol penampang Plat sayap (RSNI T-03-2005 tabel 4) 𝑏𝑏

2 𝑡𝑡𝑓𝑓 ≤ 250

�𝑓𝑓𝑓𝑓 = 11,45 < 14,68…..OK

Plat badan Penampang kompak ℎ𝑡𝑡𝑡𝑡

≤ 665�𝑓𝑓𝑓𝑓

= 17,85 < 39,05…..OK -Kontrol kelangsingan batang tekan (RSNI T-03-2005 psl 6.2.1) 𝜆𝜆𝑥𝑥 = 𝐿𝐿𝐿𝐿

𝑖𝑖 𝑓𝑓 = 1000

10.30 = 97,08 < 140…OK

𝜆𝜆𝑓𝑓 = 𝐿𝐿𝐿𝐿𝑖𝑖 𝑥𝑥

= 5005.98

= 83,61 < 140...OK

λc = 𝜆𝜆𝜋𝜋 �𝑓𝑓𝑓𝑓

𝐸𝐸 = 97,08

𝜋𝜋 � 290

200.000 = 1,17

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

ω = 1,431,6−0,67 𝜆𝜆𝑓𝑓

= 1,431,6−0,67 𝑥𝑥 1,17

= 1,76 ϕ Nn = 0,85 𝐴𝐴𝐴𝐴 𝑓𝑓𝑓𝑓

𝜔𝜔 = 0, 85 𝑥𝑥 8206 𝑥𝑥 290

1,76 =

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

𝑖𝑖 𝑓𝑓 = 5937,5

179,24 = 33,16 < 300 ……OK

𝜆𝜆𝑥𝑥 = 𝐿𝐿𝐿𝐿𝑖𝑖 𝑥𝑥

= 5937,5424,48

= 13,98 < 300 ……OK -Kontrol kekuatan leleh ϕ Nn = ϕ x fy x Ag = 0,9 x 290 x 87.600 = 22.863.600 N > Nu (15.342.000 N)……OK -Kontrol kekuatan patah An = 87.600– (12 x 22 x 30) = 79.680mm2 u = 1 − .

𝑥𝑥 = 1 − 2,27

12 = 0,811

Ae = u An Ae = 0,811 x 79.680 cm2 = 64.620 mm2 ϕ Nn = ϕ x fu x Ae = 0,9 x 500 x 64.620 = 29.079.000 N > Nu (15.342.000 N)……OK -Kontrol penampang terhadap panjang kelangsingan (SNI 03-1729-2002 psl 8.4) Badan : Iy’ = 1/12 x 40 x 7503 + 1/12 x 166 x 303

= 1,406 x 109 + 0,373 x 106 = 1,407 x 109 mm4 A’ = (750 x 40) + (166 x 30) A = 34.980 mm2

r1 = �𝐼𝐼𝐴𝐴 = �1,407 𝑥𝑥 109

34.980 = 200,55 mm

- λG ≤ λP

𝜆𝜆𝑥𝑥 > 𝜆𝜆𝑓𝑓 ….. 𝜆𝜆 = 𝜆𝜆𝑥𝑥

12 𝐿𝐿𝑎𝑎𝑖𝑖

≤ 1,76� 𝐸𝐸𝑓𝑓𝑓𝑓

5937200,55

≤ 1,76�200.000290

29,60 < 46,21…sehingga fcr = fy sehingga dipakai fcr=fy=290 Mpa Sayap : λG ≤ λP 𝑏𝑏

2 𝑡𝑡𝑓𝑓 ≤ 0,38� 𝐸𝐸

𝑓𝑓𝑓𝑓

7502 𝑥𝑥 40

≤ 0,38�200.000290

9,4 ≤ 9,98…… sehingga fcr = fy sehingga dipakai fcr=fy=290 Mpa -Menghitung besar Ix : Ix = 1,57 x 1010 mm4 Sx = 3,15 x 107 mm3

-Menghitung besar Iy Iy = 2,85 x 109 mm4

Sy = 7,5 x 106 mm3 -Menentukan koefisen plat girder :

Kg =1- � 𝑎𝑎𝑎𝑎1200+300𝑎𝑎𝑎𝑎

� � ℎ𝑡𝑡𝑡𝑡− 2550

�𝑓𝑓𝑓𝑓�

ar = 𝐴𝐴𝑡𝑡𝐴𝐴𝑓𝑓

= 30 𝑥𝑥 98040 𝑥𝑥 750

= 0,98

Kg =1- � 0,981200+300 𝑥𝑥 0,98

� �98030− 2550

√290� = 1,07

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

BAB VI

PERENCANAAN PERLETAKAN DAN SAMBUNGAN

6.1 ANALISA STRUKTUR 6.2 PERENCANAAN PERLETAKAN • Direncanakan perletakan baja

- Mutu baja = BJ 50 - Mutu beton = f’c 35 Mpa

6.2.1 Perletakan tepi (sendi) Dari hasil analisa SAP 2000 didapatkan reaksi perletakan (tepi sendi) - H = 1.455 kN = 1.455.000 N - V = 11.341 kN = 11.341.000 N

1) Luas alas kursi / bantalan

F =b

V'σ

= 35

000.341.11 = 324.028 mm2

Ambil b = 500 mm

2) Tebal kursi dan bantalan S1 = 0,5 x

bajabxxVxLσ

3 = 209 mm

Ambil S1 = 300 mm 3) Direncanakan tinggi kursi, h = 300 mm

Tabel 6.1 Muller – Breslau

2

hS

3

baS

W

3 4 0,2222 ah2S3 4 4,2 0,2251 ah2S3 5 4,6 0,2236 ah2S3 6 5 0,2315 ah2S3

Ambil h/S2 = 4 ≈ S2 = 4

300 = 75 mm

Didapatkan W = 0,2251 a h2 S3

Mmax = 2V x

4b =

2000.341.11 x

4500 =

= 708.812.500 Nmm

W = max

baja

Mσ

= 290

500.812.708 = 2.444.181

mm3 a direncanakan 3 buah

W = 0,2251 a h2 S3,maka S3= 20,2251w

ah=

230032251,0181.444.2xx

= 40,22 mm ≈ 50 mm

13

S4 = 6h =

6300 = 50 mm

S5 = 4h =

4300 = 75 mm

4) Perhitungan diameter engsel Didapatkan L = 750 mm

r = 0,8 x L

V

bajaσ = 0,8 x

750290 11.341.000

x= 52,2

mm d1 = 2.r = 2 x 52,2 = 104,4 mm

diambil diameter = 150 mm d2 = d1 + (2 x 25) = 150 + (2 x 25) = 200 mm

d3 = 2

4d = 50 mm

S1

L

L

h

S2

S4

S5

S2

hS3S3 S3

b

Gambar 6.2 Perletakan Tepi ( SENDI)

6.2.2 Perletakan tepi (Rol)

Dari hasil analisa SAP 2000 didapatkan reaksi perletakan (tepi rol) - V = 11.269 kN = 11.269.000 N

1) Luas alas kursi / bantalan

F =b

V'σ

= 35

000.269.11 = 321.971 mm2

Ambil b = 500 mm

2) Tebal kursi dan bantalan S1 = 0,5 x

bajabxxVxLσ

3 = 209,1 mm

Ambil S1 = 300 mm

3) Garis tengah gelinding Direncanakan jari-jari gelinding (r1) = 35 mm

l = 0143,021

1

=r

γ² = 0,75.106 .r

p .

= 0,75.106.

mm

Nx 878.693.449.335

0143,0000.269.11=

d2 = 2

61075,0γLx

xPx =

878.693.449.3750000.261.111075,0 6

xxx

= 3,2 mm ≈ 10 mm d3 = d2 + (2x25) = 70 + (2x25) = 120 mm

jadi dipasang 2 masing- masing diameter gelinding (d1) = 70 mm

d1

d3

d2

Gambar 6.3 perletakan tepi ( ROL)

6.3 PERENCANAAN SAMBUNGAN 6. 3.1 Sambungan Gelagar memanjang – Gelagar melintang

Alat sambung yang digunakan adalah baut mutu tinggi (HTB) yang perencanaannya berdasarkan AISC – LRFD.

• Kekuatan geser baut (LRFD 13.2.2.1 ) • Kekuatan tumpu (LRFD 13.2.2.4 )

a) Kekuatan baut tipe a (plat siku pada gelagar memanjang) : Direncanakan baut tipe tumpu yang menerima beban Vu.

• Kekuatan nominal 1 baut * Kuat geser : r1 = 0.4 (ada ulir pada bidang geser baut)

14

m = 2 (dua bidang geser) φRn = φf x r1 x fub x Ab x m = 0.75 x 0.4 x 825 x 201,062 x 2 = 99.525 N (menentukan) ** Kuat tumpu : φRn = φf x 2.4 db x tp x fu = 0.75 x 2.4 x 16 x 10 x 500 = 144.000 N dipilih φRn = 99.525 N

Jumlah baut (n) = 99.525

379.940=

RnVu

ϕ= 3,81 ≈ 4

baut Syarat jarak baut berdasarkan segi pelaksanaan

• Kekuatan nominal 1 baut

(Pasal 13.4 AISC, LRFD): (d = 16 cm) 3d ≤ S ≤ 15tp 1,5db ≤ S1 ≤ (4tp + 100) atau 200 mm 1,25db ≤ S2 ≤ 12tp atau 150 mm Jadi : 4,8 cm ≤ S ≤ 15 cm 2,4 cm ≤ S1 ≤ 14 cm 2 cm ≤ S2 ≤ 12 cm

Jarak yang direncanakan : S1 = 10 cm , S2 = 5 cm

b) Kekuatan baut tipe b (plat siku pada gelagar melintang) : Direncanakan baut tipe tumpu.

* Kuat geser : r1 = 0.4 (ada ulir pada bidang geser baut) m = 1 (satu bidang geser) φRn = φf x r1 x fub x Ab x m = 0.75 x 0.4 x 825 x 201,062 x 1 = 49.762 N (menentukan) ** Kuat tumpu : φRn = φf x 2.4 db x tp x fu = 0.75 x 2.4 x 16 x 18 x 500 = 259.200 N Dipilih φRn = 49.762 N

Jumlah baut(n) = 49.762 379.940

=Rn

Vuϕ

= 7,63 ≈ 8

baut (2 sisi)

c) Kekuatan siku penyambung : Luas geser (Anv) = (L – n.dp) t

= (400 – 4 x 18) 10 = 3.280 mm2 Kuat nominal JL (φPn) = 2 x φ (0 . 6 fu x Anv) = 2 x 0.75 (0.6 x 500 x 3.280) = 1.476.000 N - Kontrol kekuatan siku penyambung

Φ Pn ≥ Pu 1.476.000 N ≥ 379.940 N …….OK

6.3.3 Sambungan batang tarik dengan batang penggantung Kekuatan rencana 1 baut :

a) Kuat tarik (Td) φVn = φf x 0,75 x fub x Ab = 0,75 x 0,75 x 825 x 1.017,36 = 472.118 N (menentukan)

:

b) Kuat tumpu (Rd)φRn = φf x 2,4 db x tp x fu

= 0,75 x 2,4 x 36 x 16 x 500 = 518.400 N dari 1) dan 2), dipilih φVn = 472.118 N

:

472.118 1.056.420

Jumlah baut yang dibutuhkan :

- n = = 2,2 ≈ 4 baut

- Leleh :

Sambungan las sudut : Panjang las → L = 200 mm Kekuatan batang :

φ Ru = φ . fy . Ag = 0,9 x 290 x 16 x 200 = 835.200 N (menentukan)

- Patah :

wL =

20200 = 10 → μ = 0,751

Ae = 1 x 16 x 200 = 3200 mm2 φ Ru = φ . fu . Ae = 0,75 x 500 x 3200 = 1.200.000 N

- Kekuatan untuk tebal las 1 cm

fu = 04x2

83.520 = 1.044 kg/cm2

fnφ = φ . 0,6 . F70xx = 0,75 x 0,6 x 70 x 70,3 x 1 = 2.214,45 kg Syarat : fu < fnφ → OK!!

teperlu = fnφ

fu = 45,214.2

044.1 = 0,47 cm

15

aperlu = 707,047,0

= 0,67 cm

aeff mks = 1,41 2tFexx

fu

= 1,41 x 1,6x70,3x70

5000 = 2,29

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

6.3.4 Sambungan segmental antar batang tarik

Gambar 6.6 Detail sambungan antar girder

Gelagar Batang tarik : Dimensi = 1000 x 750 x 30 x 40 mm Mutu BJ-50 : fy = 290 Mpa ; fu = 500 Mpa Baut Ø36 mm : fub = 825 Mpa Ab = 0.25 x π x 362 = 1.017,36 mm2 Pelat penyambung : tp = 25 mm dipasang luar-dalam Mutu BJ-50 : fy = 290 Mpa ; fu = 500 Mpa a. Sambungan Akibat Gaya Tarik (Nu)

c) Kekuatan rencana 1 baut :

Kuat geser (Vd) φVn = φf x r1 x fub x Ab x m = 0,75 x 0,4 x 825 x 1.017,36 x 2 = 503.593 N (menentukan)

:

d) Kuat tumpu (Rd)φRn = φf x 2,4 db x tp x fu

= 0,75 x 2,4 x 36 x 25 x 500 = 810.00 N dari 1) dan 2), dipilih φVn = 503.593 N

:

- n =

Jumlah baut yang dibutuhkan :

503.593 15.342.000 = 30,46 ≈ 32 baut (pada

badan 16, sayap atas 8 dan sayap bawah 8) a. Sambungan Akibat Gaya Vu dan Mu

• Akibat gaya geser D :

Rv = nD =

16 168.000 = 10.500 N

• Akibat momen M : ( )∑ + 22 yx = 8 (75 2 + 225 2 ) + 8 (75 2 + 225 2 )

= 900.000 mm 2

Ry = ( )∑ + 22max.

yxxM =

900.000225 0350.000.00 × =

87.500 N

Rx = ( )∑ + 22max.

yxyM =

900.000225 0350.000.00 × =

87.500 N

R = ( ) 22xyv RRR ++

= ( ) 22 500.87500.87500.10 ++ = 131.378 N < Vd = 503.593 N.............OK • Kekuatan plat penyambung web :

a)Kuat nominal φNn = 2 x φ (0,6 fu x Anv) = 2 x 0,75 (0,6 x 500 x 39.250) = 17.662.500 N ≥ Nu = 15.342.000 N ...OK

b) Akibat Vu

6.3.5 Sambungan segmental antar busur

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

a) Kekuatan rencana 1 baut :

Kuat geser (Vd) r1 = 0,4 (ada ulir pada bidang geser baut) m = 2 (dua bidang geser) φVn = φf x r1 x fub x Ab x m = 0,75 x 0,4 x 825 x 1.017,36 x 2 = 503.593 N (menentukan)

:

b) Kuat tumpu (Rd)φRn = φf x 2,4 db x tp x fu

= 0,75 x 2,4 x 36 x 30 x 500 = 972.000 N

:

16

dari 1) dan 2), dipilih φVn = 503.593 N a. Sambungan Akibat Gaya Tekan (Nu)

Nu = 18.155.199 N

503.59318.155.939

Jumlah baut yang dibutuhkan :

- n = = 36,05 ≈ 40 baut (pada

badan 20, sayap atas 10 dan sayap bawah 10)

b. Sambungan Akibat Gaya Momen (Mx) gaya lintang (Vu) Momen yang bekerja pada titik sambung :

e = 500 mm Mu = D.e = 112.211 x 500 = 56.105.500 Nmm Mu yang bekerja pada sambungan : 56.105.500 Nmm + 1.711.697.000 Nmm = 1.767.802.500 Nmm

Menentukan jumlah baut : Untuk baut samping ( web ) :

nbaut = )170.6312,17,0(150

10768,16.

6 9

xxxxx

VuMux

=µ

= 11,5 = 20 baut (terpasang 20 baut pada badan)

474.944.736.11081,110456,3

11

10

xxxxMu

II

totalbox

badan =

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

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

Musayap = 1,405 x 108 Nmm

Gaya kopel sayap = Tu =2500

10405,1 8xd

Musyp = =

56.200 N Untuk baut sayap:

nbaut = 170.631

56.200=

VuTu

ϕ = 0,08 = 1 baut

nbaut = )170.6312,17,0(150

000.967.5456.

6xxx

xVu

Muy=

µ

= 6,4 = 20 baut (sayap atas 10 sayap bawah 10)

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

Badan = 20 baut Sayap bawah = 10 baut

Sambungan kuat memikul beban. • Kekuatan plat penyambung flens :

a) Akibat Nu Kuat nominal φPn = 2 x φ (0,6 fu x Anv) = 2 x 0,75 (0,6 x 500 x 3(650x30)

= 26.325.000 N ≥ Nu = 18.155.939 N

Gambar 6.11 Detail sambungan segmental antar

gelagar

- n = RnφvS

= 97.143

435.165

= 4,47 baut ≈ 5 baut BAB VII

STRUKTUR BAWAH JEMBATAN

7.1. Data Umum • Nama jembatan = Jembatan kota Brantas • Bentang jembatan = 190 m • Lebar jembatan = 10 m • Struktur atas = Busur dinding penuh

baja • Struktur bawah = Pondasi tiang pancang • Zone gempa = Daerah gempa 3

7.2. Perhitungan Pada Abutment

Abutment pada jembatan ini terlatak pada setiap bagian tepi jembatan, pada jembatan ini memiliki 2 abutment. Untuk perhitungan pada abutment ini, dipilih pada salah satu abutment saja yaitu pada sebelah sisi tumpuan sendi. 7.3. Pembebanan a. Beban mati (RD)

Dari Hasil SAP 2000 dengan menggunakan kombinasi beban-beban mati, didapatkan joint reaction : P = 16.052 kN

b. Beban hidup (RL) Dari Hasil SAP 2000 dengan menggunakan kombinasi beban-beban HIDUP, didapatkan joint reaction : P = 6.184 kN

17 c. Beban angin

Letak Jembatan > 5 km Beban tranversal akibat angin = 498 kN

d. Beban gesekan Beban gesekan pada tumpuan bergerak (Beban horisontal Longitudinal pada perletakan) misal : akibat pemuaian,penyusutan, gaya gempa HL = 0,15 x ( RD + RL )

= 0,15 x (16.052 + 6.184) = 3.335,4 kN

e. Beban rem Beban rem ( Tr ) berdasarkan BMS 1992 adalah 500 kN Reaksi perletakan akibat pengereman adalah Rm = 0,5 x Tr x KU

TD = 0,5 x 500 x 2 = 500 kN

f. Beban gempa Koefisien geser gempa ”C” Dimensi abutment dengan lebar 11 m WTP = Beban Mati + Berat Abutment = 16.052 + (5,3675 x 11 x 24) = 17.469 kN E = 4700 fc' = 4700 35 = 27805,58 MPa = 2,78 x 107 kN/m2

Koordinat titik berat abutment (2,53 ; 1,27)

Arah memanjang I memanjang = Io + Ad2

b h A Io d I'm m m2 m4 m m4

1 0,15 0,15 0,0225 0,0000422 2,66 0,1592 0,3 1,05 0,315 0,0289 2,02 1,3143 1,4 1,45 2,03 0,3557 0,7 1,3504 5 1,2 3 0,7200 0,63 1,911

5,3675 4,735

No

Total

Kp = 3L

IE3 =

311

735,47102,783 ×××

= 296.693 kN/m

T = p

TP

Kg

W2π =

693.2969,8

17.4692π

×

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

Arah melintang

I melintang = Io + Ad2

b h A Io d I'm m m2 m4 m m4

1 11 0,15 1,65 0,0030938 2,66 11,6782 11 1,05 11,55 1,0612 2,02 48,1903 11 1,45 15,95 2,7946 0,7 10,6104 11 1,2 6,6 1,5840 0,63 4,204

35,75 74,681

No

Total

Kp = 3L

IE3 =

311

681,747102,783 ×××

= 4.679.486 kN/m

T = p

TP

Kg

W2π =

4.679.4869,82π

17.469×

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

7.4 Pembebanan struktur bawah 7.4.1. Abutment

Gambar 9.2 Struktur Bangunan Bawah

a. Tegangan tanah Dari data tanah didapatkan :

tanahγ = 17 kN/m3 ; θ = 280

satγ = 19,1 kN/m3 ; c = 0,15 'γ = satγ –

wγ

= 19,1 – 10,0 = 9 kN/m3 • Koefisien tekanan tanah aktif menggunakan

persamaan : Ka = tan2 ( 450 – φ/2) Ka = tan2 (450 – 28/2) = 0,36

Beban lalu – lintas eqivalent dengan beban tanah urugan setebal 0,6 meter qV = zxγ tanah qV = 17 x 0,6 =10,2 kN

• Gaya tekanan tanah aktif per satuan lebar dinding Ea = Luas diagram tekanan tanah aktif =

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

18

= 10,2 x 0,36 x (4 + 0,6) = 16,89 kN/m Akibat urugan tanah Ea2 = 1/2 x tanahγ x Ka x H1 x H1 = 1/2 x 17 x 0,36 x 4 x 4 = 48,96 kN/m ΣPa = Pa1 + Pa2 = 65,85 kN/m Abutment selebar 11 m, maka : ΣPa = 65,85 x 11 = 724,35 kN Letak resultan gaya tekanan tanah dari O :

z =( ) ( )

65,8533,1x48,962x89,16 +

= 1,51 m → dari titik O

Momen guling pada titik O (dasar abutment) : Mg = (Pa1 x 0,5h) + (Pa2 x (1/3h1)

= (16,89 x 2) + (48,96 x 1,33) = 98,90 kN x 11 m

Tabel 7.1 Perhitungan Berat Abutment & Momen per meter

b h A g wm m m2 kN/m³ kN

1 0,15 0,15 0,023 24 0,54 2,975 1,60652 0,3 1,05 0,315 24 7,56 3,05 23,0583 1,4 1,45 2,030 24 48,72 2,5 121,84 5 1,2 3,000 24 72 2,5 1805 0,15 1,95 0,146 17 2,48625 4,03 10,019596 1,8 1,8 1,620 17 27,54 4,1 112,9147 0,6 1,95 0,585 17 9,945 4,03 40,07835

Total Momen Penahan 168,79 489,476

Σ Momen Penahan = 489,476 x 115384,24 kNm

No Xo (m) Mo (kNm)

b. Beban Tekanan Tanah Akibat Gempa

Kag = ( )

( )θβδCos . βCos . θ Cos .μ βθφCos

2

2

++−−

Dimana : Kag = Koefisien tekanan aktif dinamik β = Kemiringan tepi belakang tembok diukur

terhadap vertikal = 0 Kh = Koefisien gempa horisontal = 0,15 Kv = Koefisien gempa vertikal = 0,1 θ = Koefisien gempa → ( Khtgarcθ = ) = 8,5310 δ = Sudut geser rencana tembok dengan tanah = 0 0 φ = Sudut geser dalam tanah = 280 α = Kemiringan urugan = 0

µ = 2

α)Cos(βθ)βCos(δα)θsin(φδ)sin(φ

1

−×++

−−×++

=2

0)Cos(0)531,80Cos(00)531,8sin(280)sin(28

1

−×++

−−×++

= 1,954 Maka :

Kag = ( )( )θβδCosβCosθ Cosμ

βθφCos2

2

++×××

−−

= ( )

( )531,800Cos0Cos8,531 Cos1,9540531,828Cos

2

2

++×××

−−

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

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

7.5 Kombinasi pembebanan Kombinasi pembebanan yang lazim terjadi terjadi menurut BMS 1992 Tabel 2.20 adalah sebagai berikut :

Tabel 7.3 Kombinasi Pembebanan

1 2 3 4 5 61 Beban Matia Berat sendiri x x x x x xb Beban Mati Tambahan x x x x x xc Tek. Tanah x x x x x x2 Transiena UDL + KEL x o o o o -b Rem x o o o - -c Pejalan Kaki - x - - - -d Angin o - o x - oe Gesekan o o o o - o3 Beban Laina Gempa - - - - x -b Tek Tanah krn Gempa - - - - x -c Beban Pelaksanaan - - - - - x

No BebanKombinasi Beban

Ket : x = Beban yang selalu aktif o = Beban yang boleh dikombinasikan dengan beban

Aktif (x) atau seperti ditunjukkan dalam kombinasi berikut :

1 = Semua beban 'X" + beban 'o' (salah satu) atau 2 = (1) + 0.7 beban o 3 = (1) + 0.5 beban 'o'+ beban 0.5 'o'

19 Maka kombinasi pembebanan yang mungkin terjadi adalah sebagai berikut : -Kombinasi I terdiri dari : Beban Mati + (UDL+KEL) + Rem + 0,5 Angin + 0,5 Gesekan Tabel 7.4 Kombinasi I

V Hx Hy Mx MykN kN kN (kNm) (kNm)

1 Beban Matia Jembatan 16.052b Abutmen 1856,69c Tek. Tanah 724,35 10942 Transiena UDL + KEL 6184b Rem 500 1325c Angin 249 660d Gesekan 1667,7 4419

Total 24.093 2.892 249 660 6.838

No Beban

-Kombinasi II terdiri dari : Beban Mati + 0,5 (UDL+KEL) +0,5 Rem + Pejalan Kaki + 0,5 Gesekan Tabel 7.5 Kombinasi II

V Hx Hy Mx MykN kN kN (kNm) (kNm)

1 Beban Matia Jembatan 16.052b Abutmen 1856,69c Tek. Tanah 724,35 10942 Transiena UDL + KEL 3092b Rem 250 663c Pejalan Kaki 380 0d Gesekan 833,775 2210

Total 21.381 1.808 - - 3.966

No Beban

-Kombinasi III terdiri dari : Beban Mati + 0,5 (UDL+KEL) +0,5 Rem + O,5 Angin + 0,5 Gesekan Tabel 7.6 Kombinasi III

V Hx Hy Mx MykN kN kN (kNm) (kNm)

1 Beban Matia Jembatan 16.052b Abutmen 1856,69c Tek. Tanah 724,35 10942 Transiena UDL + KEL 3092b Rem 250 663c Angin 249 660d Gesekan 1667,7 4419

Total 21.001 2.642 249 660 6.176

No Beban

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

Tabel 7.7 Kombinasi IV

V Hx Hy Mx MykN kN kN (kNm) (kNm)

1 Beban Matia Jembatan 16.052b Abutmen 1856,69c Tek. Tanah 724,35 10942 Transiena UDL + KEL 3092b Rem 250 663c Angin 498 1320d Gesekan 1667,7 4419

Total 21.001 2.642 498 1.320 6.176

No Beban

-Kombinasi V terdiri dari : Beban Mati + 0,7 (UDL+KEL) +Gempa + Tek. Tanah krn Gempa Tabel 7.8 Kombinasi V

V Hx Hy Mx MykN kN kN (kNm) (kNm)

1 Beban Matia Jembatan 16.052b Abutmen 1856,69c Tek. Tanah 724,35 10942 Transiena UDL + KEL 2164,43 Gempaa Eq Jembatan 880,38 104,02 2333 276b Tek Tanah krn Gempa 945,8 1428c Eq Abutmen 1.795 3144 2272 3980

Total 20.073 4.346 3.248 4.605 6.778

No Beban

-Kombinasi VI terdiri dari : Beban Mati + O,5 Angin + 0,5 Gesekan + Beban Pelaksanaan Tabel 7.9 Kombinasi VI

V Hx Hy Mx MykN kN kN (kNm) (kNm)

1 Beban Matia Jembatan 16.052b Abutmen 1856,69c Tek. Tanah 724,35 10942 Transiena Angin 498 1320b Gesekan 1667,7 44193 Laina Beban Pelaksa 1900

Total 19.809 2.392 498 1.320 5.513

No Beban

Didapat kombinasi pembebanan terbesar yaitu kombinasi I

20

V Hx Hy Mx MykN kN kN (kNm) (kNm)

1 Beban Matia Jembatan 16.052b Abutmen 1856,69c Tek. Tanah 724,35 10942 Transiena UDL + KEL 6184b Rem 500 1325c Angin 249 660d Gesekan 1667,7 4419

Total 24.093 2.892 249 660 6.838

No Beban

V = 24.093 kN Hx = 2.892 kN Hy = 249 kN Mx = 660 kNm My = 6.838 kNm 7.6. Kontrol Stabilitas Abutment a. Kontrol terhadap daya dukung

Σ Momen = 13.891 kNm Σ Wtotal = 20.073 Kn Tegangan tanah :

tσ = MM0

AV

+ = 11 x 5 x 1/6

24.093 683811x5

+

= 438,05 + 745,96 kN/m2

= 1.184 kN/m2 = 119 ton/m2 Cek daya dukung tanah : Lapisan tanah di dasar pondasi pada kedalaman – 4 m Pasir abu abu γ = 17 kN/m3 = 1,7 ton/m3 ∅ = 28 0 C = 0,15

cω = 58,16 %

Untuk ∅ = 28 0 didapat : Nc = 25,8 ; Nγ = 16,72 ; Nq = 14,72 (dari Caquet & Kriesel)

qL = [(1 – 0,2 LB )

2B γ’ Nγ ] + [(1 + 0,2

LB ) c .Nc] +

[γ’ .D .Nq]

= [(1 – 0,2 115 ) x

25 x 1,7 x 16,72] + [(1 +

0,2 115 ) 0,15 x 25,8] + [1,7 x 4 x 14,72]

= 64,6 + 4,22 + 100,10 = 168,92 t/m2

SF = t

L

σq

= 119

168,92

= 0,849 < 3 → Not OK ..... (Pakai tiang pancang)

7.7 Perhitungan Daya Dukung Tiang Kelompok

Untuk menghitung daya dukung tiang kelompok direncanakan konfigurasi dan koefisien efisiensinya. Perumusan untuk mencari daya dukung tiang kelompok adalah sebagai berikut :

QL (group) = QL (1 tiang) x n x η • Direncanakan pondasi tiang pancang Ø 60 cm

dengan konfigurasi 4 x 6. Jarak antar tiang (S) = 1,6 m. Daya dukung tanah untuk 1 tiang yang digunakan adalah daya dukung tanah S – 1

Syarat : Syarat S (jarak antara tiang pancang) : 2,5 D ≤ S ≤ 3D 2,5 x 0,5 ≤ S ≤ 3 x 0,5 1,25 m ≤ S ≤ 1,5 m

dan syarat S1 (jarak tiang pancang – tepi) : 1,5 D ≤ S ≤ 2D 1,5 x 0,5 ≤ S ≤ 2 x 0,5 0,75 m ≤ S ≤ 1,0 m Dipakai jarak S = 1,5 m dan jarak S1 = 1.00

Koefisien efisiensi menggunakan perumusan

dari Converse-Labarre :

η = ( ) ( )

−+−

−mn

nmmn90

111 θ

η =

( ) ( )

×××−+×−

−8390

8133185,1

5,01 tgarc

= 0,684 7.9 Perhitungan daya dukung BH-1

Metode yang digunakan adalah metode dari WIKA

:

PIjin =

×+×××

5401 AsNAbN

SF

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

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

Pijin =

×

+××5

84,1842,2119625,0514021

Pijin = 0,5(400,35 + 80,71) = 240,53 ton = 2.359 kN

21 -Kontrol tekan tiang pancang :

Pall ≥ PU ηPijin × ≥ 1.335,8 kN

2.359 x 0,684 ≥ 1.335,8 kN 1.614 kN ≥ 1.335,8 kN....OK

Kontrol tarik (cabut tiang pancang) :

Pijin = kNton 40335,405

84,1842,2121

==

×

Kontrol cabut tidak diperlukan karena tiang pancang semua terkena beban tekan (+).

7.10.1 Kontrol terhadap gaya aksial

Untuk Ø 50 cm kelas C pada Wika Piles Classification gaya aksial tidak boleh melebihi 169 ton.

Pv = 134 ton < Pijin = 169 ton...... OK

7.10.2 Kontrol terhadap gaya lateral Daya dukung mendatar dihitung dengan perumusan cara Broms :

Kp =

769,2531,0

469,182sin -1 8sin21

sin -1 sin1

==+

=+

φφ

L1= ==3

13

1)175,0769,2(

340

).( xxDWKp

My

s

118 m

> L termasuk tiang pendek (L1 > L) Dari Gambar 8.10

sWDKpQl

3.200 =

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

355,033.2

==SFQlQu =677,85 kN

999,1851,677892.2

. xEIQuHntiang ==

= 2,13 < 24 (terpasang 24 tiang) .......OK

7.11 Perencanaan Tulangan Abutment Dan Pilecap 7.11.1 Penulangan pilecap Mu = n(Ptiang pancang x 1,50) – (1/2 Q X2) = 8(1301 x 1,5)-(1/2 374,4 2,52) = 15.612 – 1170 kNm = 14.442 kNm = 14.442.000.000 Nmm

• Tebal plat = 1,2 m • Diameter tul utama = 32 mm • Diameter tul memanjang = 32 mm • Selimut beton = 150 mm

d = t – selimut beton – 0,5 φutama – φmemanjang

= 1002 mm

ρbalance = fy600

600x

fy1βxfc'x0,85

+

= 410600

600x

810,530,85410 +

××

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

Gambar 7.4. Asumsi Perencanaan Penulangan Pilecap

a. Syarat : ρmin < ρperlu < ρmax

Pakai ρperlu = 0,0033 b. Luas Tulangan

As perlu = ρ x b x d = 0,0033 x 1000 x 1002 = 3.246,93 mm2

Digunakan tulangan φ 32 – 200 mm (As = 4019 mm2) Untuk tulangan memanjang : Dipasang tulangan susut dengan ketentuan dari SNI 03-2847-2002 Psl 9.12 A min = 0,0020 A bruto plat A min = 0,0020 x 1000 x 1200 A min = 2400 mm2

Digunakan tulangan φ 32 – 250 mm (As = 3.215,36 mm2 )

c. Kontrol geser poer -Gaya geser yang terjadi akibat kolom abutmen : Vu = Vu kolom – 8 Jumlah reaksi tiang dibawah kolom = 24.093 – 8.031 kN = 16.062. kN Bo = 2 (0,5d + b tiang + 0,5d) = 2 (0,5 1200 + 1400 + 0,5 1200) = 5.200 mm Lo = 2 (0,5d + L tiang + 0,5d) = 2 (0,5 1200 + 11000 + 0,5 1200) = 24.400 mm Kekuatan beton :

P

22

φ Vc = 0,6 x dbofc'61

= 0,6 x 002129600 3561 ××

= 17.546.619 N > Vu (tidak perlu tulangan geser)

7.11.2 Penulangan dinding abutment Berdasarkan kombinasi pembebanan I yaitu : V = 24.093 kN My = 6.838 kNm

Direncanakan sebagai tembok beton bertulang, karena memikul kombinasi beban vertical dalam bidang dan horizontal tegak lurus bidang. (BMS, BDM pasal 5.7)

=2100411000

000.093.426,0mmx

Nx = 1,31

2.twLwMuK R

cc =2100411000

000.000.838.66,0x

Nmmx = 0,37

Di mana,

Lw = panjang pilar

tw = ketebalan dinding setelah dikurangi oleh penulangan

yang ada

ρw = perbandingan tulangan pada dinding

Dari gambar 5.20(b) BMS, BDM diperoleh ρw = 0,01

As perlu = ρ . Lw . tw = 0.01 11000 1004 = 110.440 mm2

Untuk tiap sisi = 55.220 mm2

Jadi tulangan yang dibutuhkan, D 32- 150 mm (58.948 mm2)

Tulangan pembagi = 20% 55.220 mm2 = 11.044 mm2

Dipakai D25– 100 (As = 12.265 mm2).

BAB VIII PENUTUP

7.4. Kesimpulan

Dari hasil perhitungan dan analisa yang telah dilakukan maka dapat diambil beberapa kesimpulan : 1. Perhitungan struktur sekunder dapat dikerjakan

menggunakan program bantu SAP 2000. 2. Analisa untuk struktur jembatan banyak

kontrol yang menentukan penggunaan elemen, terutama kontrol terhadap lendutan.

3. Dimensi untuk bagian jembatan dapat direkap sebagai berikut : a. Tebal plat lantai kendaraan = 20 cm

b. Profil gelagar memanjang = WF 450.200.9.14

c. Profil gelagar melintang = WF 900.300.18.34

d. Profil batang penggantung = WF 400.200.7.11

e. Profil ikatan angin atas = WF 250.250.11.11

f. Profil ikatan angin bawah = WF 200.200.8.12

g. Profil batang tarik plat girder berbentuk I (WF) dengan ukuran 1000.750.30.40.

h. Profil busur utama plat girder dinding penuh berbentuk I (WF) dengan ukuran 2500.980.30.50

4. Mutu beton yang dipakai dalam jembatan ini semua menggunakan fc’ 35 Mpa.

5. Pondasi yang dipergunakan adalah jenis pondasi dalam tiang pancang yang ditanam sedalam 16 m dibawah permukaan tanah asli dengan diameter 50 cm.

7.5. Saran Penggambaran membutuhkan ketelitian dalam

ukuran profil yang digambar, karena perbedaan ukuran dalam gambar AutoCAD dapat terlihat secara jelas, ketika fungsi dimensi automatis digunakan.

DAFTAR PUSTAKA

• Bridge Management System. Peraturan Perencanaan Teknik Jembatan. BMS 1992. Departemen PU Bina Marga.

• Brockenbrough, Roger dan Merritt, Frederick .1999. Structural Steel Designer’s Handbook, 3rd edition, McGraw-Hill Professional.

• Chatterjee, Sukhen. 2003. The Design of Design Modern Steel Bridge. Malden : Blackwell Ltd.

• Chen, Wai-Fah and Lian Duan, 2000, Bridge Engineering Handbook. Boca Raton : CRC Press.

• Lally, A and W. A Milek. 1969. Bridge Contruction Design. New York : AISC Engineering Journal.

• Liu, Zhong. 2002, Analityc Model of Long-Span Self-Shored Arch Bridge. Journal of Bridge Engineering.

• Struyk, H. J dan K.H.C.W van der Veen. 1995. Jembatan. Diterjemahkan oleh Soemargono. Jakarta : Pradnya Paramita.

• Teng, C. Wayne.1980. Foundation Design. New Delhi .Prentice-Hall of India,

twLwNuK R

cc

.

× ×

×