D. Perencanaan Gelagar

Sebagaimana lingkup bahasan pada bab I. bahwa

gelagar jembatan yang akan digunakan adalah Baja Profil

WF-beam untuk beberapa bentang pendek dengan

memperhitungkan beban lalulintas biasa atau 70% dari

Pembebanan Bina Marga (BM-70) sesuai PPPJJR’1987.

Sebagai contoh perhitungan diambil jembatan dengan

panjang 16 meter, dan selanjutnya melalui program

perhitungan tersebut data panjang jembatan diganti untuk

memperoleh hasil perhitungan dari beberapa bentang

jembatan pendek.

Berdasarkan data perencanaan pada` Pasal IV.A,

gelagar jembatan direncanakan menggunakan Baja profil WF-

beam sesuai SNI 07-7178-2006. Lebar lantai kendaraan

3,600 meter dan direncanakan menggunakan empat buah

gelagar baja profil WF-beam, sehingga jarak antara

gelagar 1,200 meter.

1. Pemilihan Baja Profil WF-Beam

Pemilihan baja profil terpakai dilakukan setelah

melalui beberapa kali percobaan perhitungan,

berdasarkan rencana panjang jembatan (gelagar) 16 meter

(bentang 15,40 m + tumpuan 2 x 0,30 m) diperoleh

kebutuhan gelagar menggunakan Baja Profil WF-Beam Bj.

P. 41, dengan data sebagai berikut:

108

WF. 600.200.11.17 (BjP.

41)

Es = M Pah = mmb = mmr = mmt1 = mmt2 = mmA = cm 2

G = kg/mIx = cm 4

Iy = cm 4

Zx = cm 3

Zy = cm 3228

22

17

106

2.590

200000 600 200

11

134,40

77.600 2.280

2. Parameter Penampang Komposit

Berdasarkan data yang telah ada yaitu data pelat

beton dan data baja profil maka selanjutnya dilakukan

perhitungan parameter penampang gabungan beton-baja

(kondisi ekstrim pada gelagar bagian tengah), data

sebagai berikut:

Data Beton:

fc' = M Pafc'ijin = M PaEc = M Pahc = mmbc = mm

20 9

21019 200 1200

Data Baja:

WF. 600.200.11.17 (BjP.

41)

fy = M Pafs ijin = M PaEs = M Pa

250

200000 167

Angka Ekivalensi,

n=ESEC

=9,5

Gambar 71. Baja Profil WF-Beam

109

bs

hs

hc

bc

X

dC

dS

yCu

ySlYg.n. baja

g.n. beton

g.n. komposit

Gambar 72. Parameter Penampang Komposit

Tabel 24. Daftar parameter penampang komposit

198.560

1.444.876

120.960 77.600

Jumlah 387,03 21.716,2 1.358.855 86.021

(cm 4)Beton Eq. 252,63 70 17.684,2 1.237.895 8.421 1.246.316

Bahan A y Ay Ay2 Io Ix(cm 4) (cm 4)

Baja 134,40 30 4.032,0

(cm 2) (cm) (cm 3)

Jarak garis netral terhadap dasar/alas,

y =∑ Ay∑ A ,

y = 561,10 mm

Jarak garis netral beton thdp garis netral komposit,

(dc = hs – y +½ hc),

dc = 138,90 mm

Jarak garis netral baja thdp garisnetral komposit,

(ds = y - ½hs),

ds = 261,10 mm

110

Jarak serat tekan beton thdp garisnetral komposit,

(ycu = hs + hc

– y),ycu = 238,9

0 mm

Jarak serat tarik baja thdp garis netral komposit,

(ysl = y), ysl = 561,10 mm

Momen Inersia Komposit, (I = Ipers – F . y2), I = 22638

7 cm4

Modulus Penampang Beton, (Zc = I / ycu), Zc = 9476 cm3

Modulus Penampang Baja, (Zs = I / ysl), Zs = 4035 cm3

3. Analisis Pembebanan Struktur Penampang

Pembebanan mengacu pada PPPJJR’1987 - BM. 70%.

Analisis beban terhadap struktur dilakukan dengan

memperhatikan metode pelaksanaan, baik sistem dengan

penopang (Propped System) maupun sistem tanpa penopang

(Unpropped System).

Adapun beban-beban yang bekerja pada gelagar

penampang komposit, sesuai Gambar 73. Sebagai

berikut:

111

qDpre

A C Bl = 15,40 m

qLpostqDpost

PLpost

Gambar 73. Pembebanan gelagar komposit

a. Pembebanan sebelum aksi komposit:

Akibat beban mati:

- Berat sendiri beton (pelat lantai): qc = ( 200 x 1200 x 25 ) x 10-6 = 6,000

kN/m

- Berat sendiri baja profil (diafragma+alatsambung):

qs = G x 120% = (106 x 1,20) x 10-2 =

1,272 kN/m

Total beban mati (qDpre) = 7,272 kN/m

- Momen akibat beban mati:

MDpre = 18qDprel2 = 187,272.15,4

2 =

215,578kNm

- Gaya Lintang akibat beban mati:

DDpre = 12qDprel❑ = 127,272.15,4

❑ =55,994 kN

112

b. Beban-beban setelah Aksi Komposit:

Akibat beban mati:

- Beban aspal (asumsi tebal 50 mm),qasp = (bc x tasp x γasp) = (1200 . 50 . 22) =

1,320 kN/m

- Beban air hujan (asumsi tebal 50 mm),qair = (bc x tair x γair) = (1200 . 50 . 10)=

0,600 kN/m

Total beban mati (qDpost) = 1,920 kN/m

- Momen akibat beban finishing:

MDpost = 18qDpostl2 = 181,920.15,4

2 =

56,918 kNm

- Gaya Lintang akibat beban finishing:

DDpost = 12qDpostl❑ = 121,920.15,4

❑ =

14,784 kN

Akibat beban hidup:

- Beban hidup merata, qLpost = (bc/lebar lajur) x ( qL x 70%)

= (1,200/2,750 x ( 22 x 70%)) = 6,720

kN/m

- Momen akibat beban hidup merata:

MLpost-1 = 18qLpostl2 = 186,720.15,4

2 =

199,214kNm

- Gaya Lintang akibat beban hidup merata:

113

DLpost-1 = 12qLpostl❑ = 126,720.15,4

❑ =

51,744 kNm

- Beban hidup garis/titik, PLpost = (bc/lebar lajur) x ( PL x 70%)

= (1,200/2,750 x (120 x 70%) =

36,655 kN/m

- Pengaruh Kejut terhadap beban garis/titik, K = KP = { 1 + (20/(50+15,4))} x PL = 1,306

kN/m

- Beban hidup garis/titik + Pengaruh kejut, PLpost

PLpost = 36,655 x 1,306 = 47, 864 kN/m

- Momen akibat beban garis/titik + pengaruh kejut:

MLpost-2 = 14PLpostl❑ = 1447,864.15,4❑ =

184,276kNm

- Gaya Lintang akibat beban garis/titik + pengaruhkejut:

DLpost-2 = 12PLpost❑❑ = 1247,864 =

23,932 kN

Tabel 25. Rekapitulasi gaya-gaya dalam yang terjadi

114

258,694681,887940,58167,193138,822206,016

Catatan: Beban batas / terfaktor: U = 1,2 D + 1,6 L

Dpost 14,784 51,744 23,932 90,460 kN Total gaya lintang (pre + post kom posit): D & D U 146,454 kN

Total m om en (pre + post kom posit): M & M U 655,987 kNmDpre 55,994 55,994 kN

M pre 215,578 215,578 kNmM post 56,918 199,214 184,276 440,409 kNm

Gaya Dalam Beban m ati Beban hidup Beban layan

Beban batas Sat.qDpre qDpost qLpost PLpost

Posisi gaya-gaya dalam (momen layan dan momen

terfaktor, serta gaya lintang layan dan gaya lintang

terfaktor) keseluruhan pada kondisi ektrim, sesuai

Gambar 74. Dan Gambar 75., sebagai berikut:

A C B

M = 655,987 kNm

+

(M U = 940,581 kNm)

L = 15,400 m½ L = 7,700 m

Gambar 74. Diagram bidang momen pada gelagar

115

A C B

(D U = 206,016 kN)

L = 15,400 m

+

-

D = 146,454 kN

(D U = 38,291 kN)D = 23,932 kN

(D U = 38,291 kN)D = 23,932 kN

(D U = 206,016 kN)D = 146,454 kN

½ L = 7,700 m

Gambar 75. Diagram bidang gaya lintang pada gelagar

4. Perhitungan Berdasarkan Prinsip Elastisitas,

Berdasarkan prinsip elastisitas maka tegangan

kerja maksimum yang terjadi pada bagian paling atas

beton dan bagian paling bawah baja, adalah:

a. Sistem dengan penopang (propped system):

Tegangan tekan beton maksimum yang terjadi:

f’c.ytj = MDpre+MLpost

Zcx 1n

= (215,587+440,409 )106

9476.103x 19,5

f’c.ytj = 7,287 MPa < f’c.ijin = 9,000 MPa oke

Tegangan tarik baja maksimum yang terjadi:

116

fs.ytj = MDpre+MLpost

Zs

= (215,587+440,409 )106

4035.103

fs.ytj = 162,586 MPa < fs.ijin = 167,000 MPa

oke

Dari hasil tegangan yang terjadi maka

direkomendasikan bahwa baja profil WF. 600.200.11.17

(BjP.41) dapat digunakan untuk gelagar jembatan

panjang 16,00 m (bentang 15,40 m), dengan pelaksanaan

menggunakan penopang (propped system).

b. Sistem tanpa penopang (unpropped system):

Tegangan tekan beton maksimum yang terjadi:

f’c.ytj = MLpostZc

x 1n

= (440,409 )106

9476.103x 19,5

f’c.ytj = 4,892 MPa < f’c.ijin = 9,000 MPa oke

Tegangan tarik baja maksimum yang terjadi:

fs.ytj = MDpreZx

+MLpre

Zs

= 215,587.106

2590.103+440,409.1064035.103

fs.ytj = 192,390 MPa > fs.ijin = 167,000 MPa

tidak memenuhi

117

Dari hasil tegangan yang terjadi maka

direkomendasikan bahwa baja profil WF. 600.200.11.17

(BjP.41) dapat digunakan untuk gelagar jembatan

panjang 16,00 m (bentang 15,40 m), dengan pelaksanaan

tanpa menggunakan penopang (unpropped system). Dari

hasil perhitungan dapat digunakan baja profil WF.

600.300.12.20 (BjP.41).

5. Perhitungan Berdasarkan Prinsip Plastisitas

Berdasarkan prinsip plastisitas atau kekuatan

batas maka dapat dihitung kemampuan maksimum (momen

nominal) penampang sebagai perlawanan terhadap beban

batas (momen terfaktor) yang terjadi, (syarat: Ø Mn

≥ Mu).

Perhitungan didasarkan pada metode pelaksanaan

dengan penopang (propped system). Terdapat dua

kondisi kemungkinan yang terjadi:

a. Kondisi I (Gambar 76.) seluruh/sebagian penampang

beton menerima tegangan tekan dan seluruh penampang

baja profil menerima tegangan tarik. Garis netral

jatuh dalam penampang beton atau tepat pada bidang

atas baja.

118

bS

hS

hC

bC

tsu

hsbtsb

tsl

g.n. baja

g.n. betong.n. komposit y

0,85 f'c

fy

fy

aCC

TS2

TS3

T

C

zTS1

Gambar 76. Diagram tegangan prinsip plastisitas

kondisi I.

b. Kondisi II (Gambar 77.) seluruh penampang beton dan

baja bagian atas menerima tegangan tekan dan baja

bagian bawah menerima tegangan tarik. Garis netral

jatuh dalam penampang baja, setinggi y dari sisi

atas baja.

bS

hS

hC

bC

tsu

hsbtsb

tsl

g.n. baja

g.n. beton

g.n. komposit y

0,85 f'c

fy

fy

aCCCS1CS2

TS1

TS2T

C

z

Gambar 77. Diagram tegangan prinsip plastisitas

kondisi II.

Gaya tekan batas oleh penampang beton:

Cc = 0,85 f’c bc . hc

119

= (0,85 . 20 . 1200 . 20) 103 = 4080 kN

Gaya tarik batas oleh penampang baja:

Ts = A fy = (134,40 . 250) 103 =

3360 kN.

Karena: Cc = 4080 kN > Ts = 3360 kN, maka: y ≥

hs atau garis netral jatuh dalam penampang beton,

sehingga gaya koppel ditentukan oleh kekuatan baja,

yaitu sebesar 3360 kN. Prinsip keseimbangan gaya

tekan dengan gaya tarik, maka diambil: C = T =

3360 kN, lihat diagram Gambar 76. (kondisi I).

Tinggi blok tekan beton:

a = C❑

0,85f'cbc = 3360.103

0,85.201200 =

164,706 mm

Lengan momen dalam (jarak antara gaya tekan Cc dengan

gaya tarik Ts):

z = (hc – ½ a) + ½ hs

= (600 - ½ . 164,706) + ½ . 600 =

417,647 mm

Momen nominal penampang komposit:

Mn = C . z = T . z

= (3360 x 417,647) 10-3 = 1403,294

kNm

Ø Mn = 0,80 x 1403,294 = 1122,635 kNm

120

Syarat: Ø Mn = 1122,635 kNm ≥ Mu = 940,581 kNm.

oke

Dari hasil momen pikul penampang yang terjadi maka

direkomendasikan bahwa baja profil WF. 600.200.11.17

(BjP.41) dapat digunakan untuk gelagar jembatan

panjang 16,00 m (bentang 15,40 m), dengan pelaksanaan

menggunakan penopang (propped system).

6. Kemampuan Baja Profil WF-Beam

Dengan cara perhitungan seperti diuraikan di atas,

maka diperoleh kemampuan dari beberapa ukuran baja

profil WF-beam, untuk menjadi bahan gelagar jembatan

atau berbagai panjang jembatan. Hasil dan resume

perhitungan disajikan secara tabelaris, sebagaimana

Lampiran 17.

7. Kontrol Lendutan Yang Terjadi

Lendutan maksimum yang diizinkan adalah sebesar:

δmaks = l360 =

15,400.103360 = 42,778 mm

Lendutan yang terjadi: dengan penopang (propped

system):

δytj = 5384

. (qDpre+qDpost+qLpost )l4

EI + 1

48. (PLpost)l3

EI

121

=

( 5384

(7,272+1,920+6,720 )15,44

200000.226387+148

(36,655 )15,43

200000.226387 ) 108

δytj = 33,781 mm < δmaks = 42,778 mm

oke

Dari lendutan yang terjadi, direkomendasikan bahwa

baja profil WF. 600. 200.11.17 (BjP.41) dapat

digunakan untuk gelagar jembatan panjang 16,00 m

(bentang 15,40 m), sistem pelaksanaan dengan penopang

(propped system).

8. Kebutuhan Penghubung Geser

Penghubung geser yang akan digunakan adalah jenis

paku lurus (straigth stud), untuk menahan gaya lintang

total yang terjadi:

Gaya lintang pada ujung tumpuan:

Dtump = (Dpre + Dpost) = (55,994 + 90,460) =

146,454 kN

Gaya lintang pada tengah lapangan:

Dlap = (DLpost-2) = (½ PLpost) = 0,5 . 47,864 =

23,932 kN

Data paku penghubung geser yang digunakan:

122

d HBjP -W F

StudSC.

Gambar 78.Penghubung geser

paku

Mutu paku, Bj. 41

Jumlah paku untuk satu baris,

np =

2 buah,

Tinggi paku, H = 120 mm,

Diameter paku, d = 22

mm.

Kekuatan paku satu baris:

Q1 = np(3,1623Hd√f'c.ijin) = 2(3,1623.120.22√9) =

50090,83 N

Q2 = np (17,3925d2√f'c.ijin) = 2(17,3925.222√9 ) =

50507,82 N

Dipakai nilai terkecil: Q = 50090,83 N

Gaya geser memanjang (longitudinal), pada ujung tumpuan:

q = (Ac.eq.dc )I

x D = (hc.bc.dc )/nI

x D

= (200.1200.139 ) /9,5

226387.104 x 146,454 . 103 =

227,014 N/mm

Jarak barisan paku:

123

x = Qq = 50090,83227,014 = 221 mm

Dipakai jarak baris penghubung geser paku, pada daerah

tumpuan: x = 200 mm.

Gaya geser memanjang (longitudinal), pada tengah

lapangan:

q = (Ac.eq.dc )I

x D = (hc.bc.dc )/nI

x D

= (200.1200.139 ) /9,5226387.104 x 23,932 . 103 =

37,096 N/mm

Jarak barisan paku:

x = Qq = 50090,8337,096 = 1350 mm.

Persyaratan jarak barisan paku maksimum sesuai RSNI

T-03-2005, adalah: jarak paku, x ≤ 600 mm,

atau x ≤ 2 x hc = 2 x 200 = 400 mm, atau

x ≤ 4 H = 4 x 120 = 480 mm. Diambil nilai

terkecil x = 400 mm.

Penerapan jarak baris penghubung geser paku

disepanjang gelagar didistribusi-kan secara

proporsional, dimulai dari tumpuan dengan jarak x =

200 mm sampai dengan tengah lapangan dengan jarak x

= 400 mm.

124

E. Hasil dan Pembahasan

Rangkuman hasil perencanaan terhadap kemampuan

gelagar baja profil WF-beam, sebagaimana

diperlihatkan pada Tabel 26. dan Gambar 78., berikut:

Tabel 26. Daftar kemampuan gelagar baja profil WF-beam

UkuranBajaProfilWF-Beam

300.175.7.9

350.175.7.1

1

400.200.8.1

3

450.200.9

.14

500.200.1

0.16

600.200.1

1.17

600.300.1

2.20

700.300.1

3.24

800.300.1

4.26

900.300.1

6.28

MetodePerhitunga

nPanjang Jembatan (m)

Elastisitas(Unpropped)

6,0 8,0 9,5 11, 12, 14, 17, 21, 24, 26,

Elastisitas(Propped)

7,5 9,0 11, 12, 13, 16, 19, 22, 24, 26,

Plastisitas(Propped)

7,5 9,5 12, 13, 15, 17, 20, 23, 26, 30,

125

0,00

5,00

10,00

15,00

20,00

25,00

30,00

300.175.7.9350.175.7.11400.200.8.13450.200.9.14500.200.10.16600.200.11.17600.300.12.20700.300.13.24800.300.14.26900.300.16.28

Plastisitas -Propped

Elastisitas -Propped

Elastisitas -Unpropped

Panjang Jem batan (m )

Ukuran BjP-W

F(h.b

.t b.t s)

Gambar 78. Hubungan ukuran baja profil dengan panjang

jembatan

Tabel 26. dan Gambar 78. memperlihatkan bahwa dari

berbagai ukuran baja profil WF-beam sesuai SNI 07-

7178-2006, dapat dijadikan sebagai bahan gelagar

jembatan dari panjang jembatan 6 meter sampai dengan 30

meter.

Dari tiga jenis metode perhitungan, hasil perhitungan

menunjukkan bahwa kemampuan baja profil WF-beam, yaitu

untuk ukuran WF. 900.300.16.28. dapat menjadi gelagar

jembatan sepanjang 30 meter, dengan menggunakan metode

perhitungan prinsip plastisitas dan system pelaksanaan

dengan penopang.

Hubungan antara panjang dengan berat gelagar jembatan

dari masing-masing metode perhitungan (tiga metode),

diperlihatkan pada Gambar 79., sebagai berikut:

126

918 1587 2574 33444480

6254

10721

15725

20160

26001

1101 178629043724

49286890

11627

16465

20580

26001

1138 19343168 4104

53767420

11325

14985

1785021870

y = 44,89x2-241,0x + 668,6R² = 0,998

y = 53,77x2-547,0x + 2340R² = 0,998

y = 18,16x2+ 286,0x -2550,R² = 0,993

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30

Elastisitas -Unpropped

Elastisitas -Propped

Plastisitas -Propped

Panjang Gelagar Jem batan (m )

Berat G

elagar (4 buah) -(kg)

Gambar 79. Hubungan panjang dengan berat gelagar

jembatan

Metode perhitungan berdasarkan prinsip plastisitas

dengan sistem pelaksanaan tanpa penopang, yaitu: untuk

panjang jembatan 10 meter maka dibutuhkan gelagar

seberat 2126 kg (213 kg per meter jembatan), sedangkan

untuk panjang jembatan 25 meter dibutuhkan gelagar

seberat 15950 kg (638 kg per meter jembatan). Sebagai

perbandingan dengan metode perhitungan prinsip

elastisitas, diperoleh: sistem dengan penopang untuk

panjang jembatan 10 meter, seberat 2247 kg (225 kg per

meter jembatan) dan untuk panjang jembatan 25 meter

seberat 22271 kg (891 kg per meter jembatan). Sistem

tanpa penopang untuk panjang jembatan 10 meter seberat

2748 kg (275 kg per meter jembatan), dan untuk panjang

127

jembatan 25 meter seberat 22700 kg (908 kg per meter

jembatan).

128

BAB V

KESIMPULAN

A. Kesimpulan

Hasil studi perencanaan bangunan atas jembatan,

disimpulkan sebagai berikut:

1. Hasil perencanaan dari kedua metode, yaitu: prinsip

elastisitas maupun prinsip plastisitas, diperoleh

hasil yang berbeda. Hal disebabkan oleh asumsi

pembebanan maupun asumsi tegangan yang digunakan

berbeda satu sama lain.

2. Acuan perencanaan terhadap asumsi pelaksanaan, baik

sistem dengan penopang (Propped system) maupun system

tanpa penopang (Unpropped system), juga diperoleh hasil

yang berbeda satu sama lainnya. Hal disebabkan sistem

dengan penopang, penampang komposit memikul seluru

beban yang terjadi, sedang system tanpa penopang hanya

sebagian beban (beban hidup) saja yang dipikul oleh

penampang komposit.

3. Kebutuhan ukuran baja profil untuk panjang jembatan

tertentu tidak sama untuk masing-masing metode atau

sistem perencanaan. Untuk baja profil WF-

300.175.7.9., diperoleh berturut-turut metode

plastisitas system dengan penopang, metode elastistas

system dengan penopang dan metode elastistas system

tanpa penopang, panjang jembatan: 7,50 m, 7,50 m dan

129

6,00 m. Baja profil WF-600.200.11.17. diperoleh: 17,50

m, 16,00 m dan 14,50 m. Baja profil WF-

900.300.16.28. diperoleh: 30,00 m, 26,50 m dan 26,50

m. Hasil selengkapnya pada Tabel 26. dan Gambar 78.

B. Saran-Saran

Berdasarkan proses dan hasil perencanaan, maka

disarankan, sebagai berikut:

1. Perlu dilakukan pertimbangan yang mendalam terhadap

asumsi perencanaan hubungannya dengan sistem

pelaksanaan, yang menyesuaikan dengan kondisi lokasi

setempat, terkait kemungkinan efisiensi dengan atau

tanpa penopang.

2. Perlu studi lebih lanjut untuk perencanaan bangunan

bawah yang praktis dan efisien dengan tetap

memperhatikan aspek kemanaan struktur jembatan.

DAFTAR PUSTAKA

---------, . Standard, Spesifikasi, Peraturan dan Pedoman terkaitMaterial dan Perencanaan Jembatan. Litbang PekerjaanUmum, Badan Standarisasi Nasional, Yayasan BadanPenerbit PU., Jakarta.

Anonim, 1987. Pedoman Perencanaan Pembebanan Jembatan JalanRaya. Yayasan Badan Penerbit PU., Jakarta.

Anonim, 1992. Bridge Design Manual (Panduan Perencanaan).Bridge Management System 1992, Jakarta.

Anonim, 2005. Pembebanan untuk Jembatan (RSNI T-02-2005),Perencanaan Struktur Beton untuk Jembatan (RSNI T-12-2004),Perencanaan Struktur Baja untuk Jembatan (RSNI T-03-2005), StandarPerencanaan Ketahanan Gempa untuk Jembatan (SNI 03-2833-200x).

130

Badan Standarisasi Nasional, Puslitbang Jalan danJembatan Departemen PU, Jakarta.

Amon, Rene dkk, 2000. Perencanaan Kontruksi Baja Untuk Insinyurdan Arsitek. Edisi Pertama. Terjemahan oleh HandoyoRidwan. Jakarta.

Black, John, 1981. Urban Transport Planning. Croom Helm,London.

Dipohusodo, I. 1999. Struktur Beton Bertulang. PT. GramediaPustaka Utama, Jakarta.

Gideon H., Kusuma, 1984. Perencanaan Bangunan Baja. PenerbitUKP, Surabaya.

Kuzmanovic, B.O. & Willems, N. 1987. Steel Design for StructuralEngineers. Prentice Hall, Inc., Englewood Cliffs, NewJersey.

McGregor, J. G. 1997. Reinforced Concrete; Mechanics andDesign. Prentice Hall, New Jersey.

Nawy, E.G., 1985. Reinforced Concrete Fundamental Approach. McGraw-Hill, New York.

Rupang, Nicodemus, 2002. Penampang Komposit (Composite Beam).Hand Out -Perkuliahan Struktur Beton III FakultasTeknik Universitas Tadulako, Palu.

Salmon, C.G., and Johnson, J.E., 1980. Steel Structure Designand Behavior.

Spiegel, L. and Limbrunner, G.F., 1994. Desain Baja StrukturalTerapan. Terjemahan: Ir. Bambang Suryoatmono, M.Sc.PT. Ersco, Bandung.

Sunggono, 1995. Teknik Sipil. PT. NOVA, Bandung.Supriyadi, B, 1997. Analisis Struktur Jembatan. Biro Penerbit

KMTS FT UGM, Yogyakarta.Wang, C. K. & Salmon, C. G. 1985. Reinforced Concrete

Design. Harper & Row, New York.VIS, W. C. & Kusuma, G., 1993. Dasar-dasar Perencanaan Beton

Bertulang. Penerbit Erlangga, Jakarta.

131

132

Brockenbrough., R.L., and Johnston, C., 1981. Steel DesignManual. USS Corporation.

(Ferdinan L.Singer dan Andrew Pytel, 1985).

Nawy, 1985).

Murdock (1986),

Tjokrodimuljo (1996),

(Ir. Tri Mulyono, MT)

SNI 03-2834-1993 Tata cara pembuatan rencana campuran

beton normal

SNI 03-2847-2002 Tata Cara Perhitungan Struktur Beton

Untuk Bangunan Gedung,

133

Tabel

108