8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
1/15
Prosiding ISBN : 978-602-8605-10-6
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 2015
17
Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatandengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental
dan NumerikMohammad Junaedy Rahman
Mahasiswa S3 Program Pascasarjana Teknik Sipil, Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan InstitutTeknologi Bandung, Email: [email protected]
Bambang BudionoGuru Besar Teknik Sipil Bidang Struktur, Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan Institut Teknologi
Bandung, Email : [email protected]; [email protected]
Awal SuronoDoktor, Dosen Teknik Sipil Bidang Struktur, Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan Institut
Teknologi Bandung, Email: [email protected]
Ivindra PaneDoktor, Dosen Teknik Sipil Bidang Struktur, Fakultas Teknik Sipil dan Lingkungan Institut
Teknologi Bandung, Email: [email protected]
Abstrak: Makalah ini menguraikan perilaku siklik pilar beton bertulang berpenampangbujursangkar berongga (Hollow Rectangular Section Pier, HRSP ) menggunakan material betonberkekuatan ultra tinggi (Ultra High Strength Concrete, UHSC) jenis Reactive Powder Concrete (RPC). Pelaksanaan program eksperimental dan numerik menggunakan dua model spesimendengan kombinasi gaya aksial tekan konstan dan perpindahan lateral siklik quasi static . Gaya aksialtekan diaplikasikan pada HRSP-65 dan HRSP-55 masing-masing sebesar 0.10f c ’Ag dan 0.20f c ’Ag .Hasil ekeperimental menunjukkan bahwa peningkatan rasio gaya aksial tekan berpengaruhsignifikan terhadap peningkatan kekuatan geser pilar, namun selanjutnya pilar mengalamidegradasi kekuatan lebih cepat yang diikuti oleh penurunan pencapaian drift ratio dan faktordaktilitas perpindahan. HRSP-65 mampu mencapai drift ratio 4.52% dengan faktor daktilitasperpindahan 5.03, sedangkan faktor daktilitas perpindahan HRSP-55 menurun menjadi 3.03 padadrift ratio 2.61%. Hasil investigasi numerik dengan Non-Linear FEM Model melalui Program ANSYS® memberikan pencapaian drift ratio yang sama dengan hasil eksperimen namun denganrespon kekuatan dari analisis numerik lebih tinggi. Disribusi retak dan kerusakan pada spesimenpilar hasil eksperimen di akhir siklus memiliki kesamaan pola dengan distribusi tegangan pada
FEM, dimana distribusi tegangan yang besar akan terkonsentrasi pada lebar area yang makin kecilketika gaya aksial tekan meningkat pada pilar sehingga mempengaruhi memendeknya panjangpendekatan daerah sendi plastis pada pangkal pilar.
Kata kunci: HRSP, UHSC/RPC, perilaku siklik, daktilitas perpindahan, disipasi energi, sendi plastis,dan distribusi tegangan
1. PENDAHULUAN
Perilaku lentur pilar dalam memikul eksitasi gaya lateral sangat dipengaruhi oleh gayaaksial tekan dimana respon lentur akan menurun setelah sebagian besar kekuatan pilarterkerahkan untuk memikul tekan. Penggunaan pilar berongga pada jembatan tentunyaakan lebih menurunkan kapasitas tekan aksial pilar akibat berkurangnya luas penampang.Salah satu cara untuk meningkatkan kapasitas tekan ini adalah dengan menaikkankekuatan tekan beton. Namun demikian tingginya kekuatan beton pada elemen pilar juga
akan semakin meningkatkan kebutuhan tulangan pengekang seperti rekomendasi Ash pada beberapa peraturan yang ada. Penelitian pilar berongga beton bertulang yangbanyak dilakukan, umumnya masih dalam skala beton normal dan penggunaan betonmutu sangat tinggi untuk jenis pilar ini belum ada, bahkan dalam berbagai peraturan punbelum direkomendasikan secara khusus aturan penggunaannya.
Penelitian ini adalah inovasi yang mengaplikasikan superioritas material Ultra HighStrength Concrete, (UHSC) berserat polypropylene pada elemen struktur pilar persegiberongga (Hollow Rectangular Section Pier, HRSP). Kekuatan dan regangan tekan betonUHSC-berserat yang lebih tinggi dibandingkan dengan beton mutu tinggi biasa,
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
2/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201518
menjadikan pilar HRSP akan memiliki kapasitas tekan yang tinggi pula. Ketika pilarmengalami gaya lateral siklis, zona tekan penampang masih memiliki kapasitas tekanberlebih untuk menopang pilar mencapai deformasi inelastik yang lebih panjang. Dengandemikian tulangan longitudinal pada daerah sendi plastis dapat mengoptimalkan
regangan tarik sampai kondisi batasnya. Ini merupakan indikator meningkatnya kurvaturpenampang, daktilitas serta pendisipasian energi pada daerah sendi plastis.
Program penelitian ini merupakan investigasi secara eksperimental dan numerik terhadapdua jenis model pilar HRSP dengan mengaplikasikan material beton UHSC jenis ReactivePowder Concrete (RPC). Masing-masing spesimen diberi kombinasi perpindahan lateralsiklik (quasi static reversal ) dengan gaya aksial konstan. Rasio gaya aksial tekan (P u /f c ’Ag )diterapkan masing-masing sebesar 0.10 dan 0.20 sehingga memenuhi AASHTO GuideSpecifications for LRFD Seismic Bridge Design, (2011) sec. 8.7.2. Investigasi secara
numerik dengan menggunakan Non-Linear FEM Model melalui Program ANSYS adalahuntuk memvalidasikan perilaku siklik model pilar dan mengamati kecenderungan distribusitegangan pilar yang tidak diperoleh dari hasil eksperimen.
2. PILAR BERONGGA DENGAN MATERIAL UHSC
Penggunaan struktur pilar beton bertulang berpenampang persegi berongga merupakansalah satu alternatif solusi dalam mengatasi problem rangkak (creep) akibat berat sendiripada pilar tinggi dan sekaligus mengatasi masalah susut (shringkage) di awalpelaksanaan (Priestly et al., 1996). Sebagai pilar tinggi, geometrik pilar berongga memilikikeunggulan terutama dalam peningkatan kekakuan lentur dan torsi serta penguranganmassa struktur yang signifikan (Priestly et al., 1996, dan Sheikh, 2007). Mander et al(1983) telah lebih awal membuktikan bahwa dengan mutu beton konvensional, pilar betonbertulang berongga persegi mampu mencapai daktilitas perpindahan antara 6 sampai 8dengan sistem pengekangan yang memenuhi kriteria New Zealand Code. Persyaratankestabilan pilar berongga terhadap gejala tekuk lokal pada dinding sesuai AASHTO-LRFD, Bridge Design Specifications, (2010), sec. 5.7.4.7 sejauh ini masih dianggap
relevan sebagaimana telah dibuktikan sebelumnya oleh Maria, et al., (2006). Sheikh, et
al., (2007) juga telah membuktikan bahwa rasio luas penampang beton terhadap luaspenampang keseluruhan termasuk penampang rongga, ( Ag /Aog ) hampir tidak berpengaruhterhadap daktilitas kurvatur pilar, kecuali jika gaya aksial tekan diturunkan menjadi0.087f c ’Ag dan pada rasio Ag /Aog < 0.3. Hasil penelitian pilar berongga dari Calvi, et al.(2005) dan Kim, et al. (2012) sama-sama merekomendasikan formulasi kapasitas geserpilar berongga dengan mempertimbangkan pengaruh aspect ratio pilar.
Semakin tingginya tuntutan kinerja durabilitas dan mekanik serta perkembangan betonpracetak mendorong lahirnya elemen struktur dengan material beton berkekuatan ultratinggi. Reactive Powder Concrete (RPC) merupakan beton generasi baru berbasis semenPortland yang kekuatannya termasuk dalam varian ultra high strength concrete (UHSC).RPC pertama diperkenalkan oleh Richard, and Cheyrezy, (1994) dengan meminimalisir
heterogenitas beton melalui pembatasan ukuran agregat maksimum < 600 m dengan
memperbaiki mikrostruktur dengan komposisi silica fume dan semen yang tinggi, sehinggakekuatan tekannya mampu melebihi 200 MPa. Penambahan micro steel fiber bertujuanuntuk meningkatkan kinerja daktilitasnya dengan elongasi sampai 0.7% dan energi frakturyang dapat mencapai 40 kJ/m2.
Pencapaian kinerja daktilitas material yang unggul pada RPC ini menjadi alasan untukmengembangkannya sebagai material elemen struktur tahan gempa, termasuk sebagaipilar berongga. Zhao, et al (2008) melalui serangkaian pengujian dengan beban lateralsiklik pada elemen kantilever persegi berongga RPC berkekuatan tekan 140 Mpa,menghasilkan rasio daktilitas perpindahan sebesar 4.8 pada drift ratio 6.4% dengan
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
3/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201519
disipasi energi 5.3 x 105 kN-mm. Budiono, et al., (2011) telah membuktikan melaluianalisis non-linear finite element bahwa daktilitas perpindahan struktur pilarberpenampang persegi berongga UHSC dapat mencapai sekitar 1.38 kali lebih besar darimaterial beton berkekuatan normal.
3. KARAKTERISTIK MATERIAL UHSC DAN BAJA TULANGAN
Hasil pengujian properti mekanik UHSC/RPC berserat polypropylene diperlihatkan padaTabel 1. Regangan tekan beton pada keadaan tegangan puncak meningkat akibat adanyakontribusi serat. Meskipun demikian elongasi sebesar 0.31% ini masih dalam kategorirendah jika dibandingkan dengan hasil penelitian Graybeal, (2007). Modulus elastisitasbeton yang dihasilkan berselisih 4.07% lebih rendah dari hasil rumusan Graybeal, (2007),
'3840 cc f E untuk beton berkekuatan ultra tinggi berserat. Ada empat kategoridiameter nominal baja ulir (deform bar) yang digunakan pada spesimen yang meliputidiameter D8 untuk tulangan transversal, diameter D10 dan D13 untuk tulanganlongitudinal dan diameter D16 untuk tulangan lentur pada kaki dan kepala pilar sepertiyang tertera pada Tabel 1.
Tabel 1 Hasil pengujian property mekanik UHSC dan baja tulangan
Concrete
Mechanical Property Unit Results
Average strength MPa 135Strain at peak strength 0.0031Modulus of Elasticity GPa 42.8Poisson ratio 0.2Modulus of Rupture MPa 9.85
Steel bars
Deform barid.
Nominaldiameters
Actualdiameters
Yieldstrain
Yieldstress
YoungModulus
d sn d sa sy f sy E so
mm mm mm/mm MPa MPaD8 8 7.95 0.00193 348.41 180525.2D10 10 9.82 0.00193 377.90 195804.7D13 13 12.88 0.00210 424.02 201916.2
D16 16 15.82 0.00205 440.81 214716.1Poisson ratio : 0.3
4. KARAKTERISTIK SPESIMEN PILAR HRSP
Peralatan loading frame dalam uji eksperimental menggunakan fasilitas yang ada diLaboratorium Struktur PUSKIM PU, Cileunyi Kab. Bandung, sehingga spesifikasi danmekanisme peralatan menjadi bagian yang dipertimbangkan dalam desain spesimen.Setup dan pembebanan spesimen pada loading frame adalah sistem close loop dengankonfigurasi pilar yang menghasilkan respon double curvature yang tinggi totalnya dibatasiantara 1.9 – 3.0 m (sudah termasuk bagian kepala dan kaki pilar). Spesifikasi maksimumgaya aksial tekan loading frame adalah P u = 90%(2000) kN, dari dua aktuator vertikal yangmasing-masing berkapasitas 1000 kN, sedangkan perpindahan lateral siklik diterapkanmelalui aktuator horisontal dengan kapasitas maksimum 1000 kN.
Hasil desain dua jenis spesimen pilar yaitu HRSP-65 dan HRSP-55 disajikan pada Tabel2. Luas penampang gross sebesar Ag = 70400 mm2 dan sudah memenuhi estimasi
minimum dari Wight, and MacGregor, (2009). Rasio penulangan l = 3.29% diperoleh darikonfigurasi dua lapis tulangan longitudinal 16D10 dan 8D13 pada dinding pilar yang telahmemenuhi AASHTO LRFD Bridge Design Specifications (2010) sec. 5.7.4.2 antara 1% –8%. Desain kapasitas momen pilar adalah hasil analisis melalui diagram interaksi kolomdengan mempertimbangkan overstrength factor tulangan dan model diagram tegangan-regangan beton yang mendekati kondisi eksperimen. Dengan gaya aksial tekan rencanatersebut, kapasitas momen pilar masih berada pada daerah keruntuhan lentur. Aspect
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
4/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201520
ratio pilar telah memenuhi Lc 6hco dalam perilaku double curvature yang berdasarkankriteria Priestley, et al. (1996) akan dominan berperilaku lentur. Desain geometri pilar initidak mempertimbangkan terjadinya second order effect berupa tekuk struktural maupuntekuk lokal sesuai kriteria AASHTO_LRFD Bridge Design Specifications (2010) sec.
5.7.4.3. dan sec. 5.7.4.7.
Tabel 2 Tipikal hasil desain dan perlakuan pada tiap spesimen
Specimens Cross sectiondimension
Clearspan
Longitudinalreinforcement
Transversereinforcement
Axial Load Ratio
AxialLoad
Momentcapacity*
Outerside
Innerside
d s l d st s**
(mm) (mm) (mm) (mm) (%) (mm) (mm) (kN) (kN-m)
HRSP-65 300 140 1800 13 dan 10 3.29 8 65 0.10 950.4 259.6HRSP-55 300 140 1800 13 dan 10 3.29 8 55 0.20 1900.8 343.2
* Diperoleh dari diagram interaksi HRSP dengan memperhitungkan over sterngth factor pada tulangan dan blok tekan betondari hubungan tegangan-regangan tekan model yang mendekati kondisi natural** Untuk semua pilar, spasi sengkang diawali dengan spasi 50 mm pada muka kaki/kepala pilar
Tipikal kedua spesimen pilar yang terdiri dari bagian kaki/kepala dan bagian pilarberongga serta konfigurasi tulangan longitudinal dan transversal ditampilkan pada
Gambar 1. Penentuan spasi sengkang D8 pada kedua spesimen merujuk padarekomendasi Priestley, et al., (1996) seperti pada Persamaan 1. Ach adalah luas intidinding pilar terkekang, spasi sengkang dinyatakan sebagai s dan lebar inti terkekangadalah hc = 174 mm. Tegangan leleh tulangan mempertimbangkan overstrength factor1.12f sy . Sesuai data material dan geometrik pilar diperoleh parameter f c ’/ f yh = 0.35 dan Ag /Ach = 1.48. Hasil perhitungan dalam bentuk Ash /s masing-masing sebesar 4.52 mm2/mmuntuk HRSP-65 dan 5.42 mm2/mm untuk HRSP-55.
s
l
c f g A
u P
yh f
c f
ch s
sh A
01.013.0
'
25.15.0
'12.0
(1)
Gambar 1 Dimensi dan detail konfigurasi penulangan spesimen HRSP-UHSC
Jika mengacu pada rekomendasi ACI 343R-95, Analysis and Design of ReinforcedConcrete Bridge Structures, sec. 11.6.4.6 (1995) dan AASHTO-LRFD Bridge DesignSpecifications sec. 5.10.11.4.1d (2010), kebutuhan tulangan pengekang pilar akan lebihrapat lagi jika menggunakan material UHSC, sehingga sangat sulit untuk diterapkan padapilar berongga dengan dinding yang tipis dan dengan pendetailan tulangan yang cukuprapat. Konfigurasi tulangan pengekang dengan spasi s pada Tabel 2 tersebut juga telahmelebihi kriteria minimum terhadap kebutuhan tulangan geser berdasarkan AASHTO-LRFD Bridge Design Specifications (2010) sec 5.8.2.5.
lateral cyclic direction
Web
F l a n g e
lateral cyclic
direction
concentric axial load
(a) Front view
foot
A A(c) A-A cross section (d) Longitudinal steel bars configuration
hole
Millimeter unit
Hole
s
head
D10 - 50
D10 - 70
13D16
5 legs D10s
s
s
(b) Side view
(e) Pier head/foot dimension
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
5/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201521
5. SETUP DAN INSTRUMENTASI PENGUJIAN
Setup dan instrumentasi pengujian spesimen pilar dengan pembebanan kombinasi gayaaksial tekan konstan dan perpindahan lateral siklik, ditampilkan pada Gambar 2a dan 2b.
Perpindahan pada beberapa bagian benda uji dan pengontrolan penjepitan kepala/kakipilar diidentifikasi melalui sensor LVDTs (Linear Voltage Displacement Transducers).
Perpindahan lateral kepala pilar (Dt ) terukur dari LVDTs dengan kode Tr.2 dan Tr.2.
Gambar 2 Setup dan instrumentasi pengujian eksperimental model pilar: a) loading frame, b)tipikal instrumentasi pengujian dan c) Strain gage pada tulangan longitudinal dan d) strain gage
pada tulangan transversal e) Pola pembebanan lateral siklik sesuai ACI 374.1-05
Sebelum perpindahan lateral siklik bekerja, spesimen HRSP-65 dan HRSP-55 masing-
masing sudah mengalami gaya aksial tekan sebesar P u = 986.3 kN dan P u = 1882.3 kNsesuai rencana dan dipertahankan bekerja secara konstan selama pembebanan siklikberlangsung. Beban lateral siklik diaplikasikan dengan metode displacement control padasatu buah aktuator horisontal secara quasi static reversal sesuai ACI Committee 374.1-05(2005) seperti pola pada Gambar 2c.
6. HASIL PENGUJIAN EKSPERIMENTAL
a. Respon histeresis hubungan gaya - perpindahan lateral dan kekuatan pilar
Diagram respon histeretik hasil pengujian siklik pada kedua pilar diperlihatkan padaGambar 3 yang berupa kurva loop tertutup (close loop curve) hubungan gaya-perpindahan
lateral siklis (F c -Dt ) pembacaan rata-rata dari transducer Tr.1 dan Tr.2. Diagram tersebutmenggambarkan kemampuan pilar dapat berdeformasi inelastik melalui beberapa siklus
perpindahan sebelum akhirnya kedua pilar mengalami failure.HRSP-65 dengan rasio gaya aksial tekan (P u /f c ’Ag ) sebesar 0.10 mampu mengakomodirrespon histeretik lebih banyak seperti terlihat pada Gambar 3a. Kekuatan puncak rata-ratarespon tarik dan dorong mencapai 291.6 kN pada drift ratio 1.5% dan setelah itu kekuatanmenurun secara gradual menjadi 223.5 kN pada drift ratio 4.52%. Pilar ditetapkan telahmengalami mekanisme failure setelah kekuatan rata-rata pilar turun melampaui 20% dibawah kekuatan puncak (0.8F c-peak ) sesuai kriteria Priestley, et al, 1996, atau FEMA P-750, 2009.
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
6/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201522
Gambar 3 Diagram histeretik hubungan gaya - perpindahan lateral hasil uji eksperimental: a)spesimen HRSP-65, b) spesimen HRSP-55
Gambar 3b memperlihatkan kondisi respon histeretik spesimen HRSP-55 dengan rasiogaya aksial tekan sebesar 0.20. Nilai rata-rata kekuatan puncak tercapai lebih tinggi darispesimen sebelumnya yaitu 339.1 kN pada drift ratio 1.5% dan kemudian kekuatan turunsampai 296.4 kN pada drift ratio 2.61%. Keadaan perilaku yang getas lebih jelas kelihatansetelah gaya aksial tekan meningkat pada spesimen ini, dimana respon gaya lateral
meningkat sedangkan deformasi inelastik pilar menurun. Tiga loop histeretik terakhir padadrift ratio 3.5% dianggap pilar telah mengalami degradasi yang signifikan dan failure.
Setelah terbentuknya retak di daerah sendi plastis, respon histeretik pilar berangsur-angsur mengalami pinching effect yang berupa penyempitan kurva respon loop histeretikatau tidak meningkat secara penuh ketika alur simpangan spesimen berbalik arah darikeadaaan unloadiang ke reloading berikutnya. Pada Gambar 3a, efek pinching semakin jelas terbentuk setelah di level drift ratio 1.5% dimana bukaan retak semakin melebar,kerusakan akibat tekan terbentuk dan bond slip tulangan terjadi. Sedangkan pada Gambar3b efek pinching baru terbentuk jelas setelah di drift ratio 3.5% pada kondisi pilar diambangkeruntuhan. Kondisi ini diakibatkan oleh gaya aksial tekan yang besar pada HRSP-55sehingga bukaan retak pilar dapat menutup dengan cepat, meskipun pilar tidak mampumencapai drift ratio yang lebih tinggi, karena gagalnya beton akibat tekan
b. Pola retak spesimen pilar
Sketsa pola retak kedua spesimen hasil eksperimen ditampilkan pada Gambar 4 untukHRSP-65 dan Gambar 5 untuk HRSP-55. Retak awal di bagian pangkal kedua spesimenterbentuk akibat tarik lentur berupa garis melintang terhadap sumbu vertikal pilar di bagiansisi luar flange. Retak tersebut terjadi pada drift ratio 0.18% kemudian berangsur-angsurmenjalar membentuk retak geser pada bagian web dengan sudut inklinasi terhadapsumbu vertikal pilar rata-rata sebesar 40º pada HRSP-65 dan 41º pada HRSP-55.Peningkatan kekuatan pilar masih berlanjut setelah retak pertama terbentuk. Setelahbukaan retak semakin melebar dan terbentuknya tambahan retak-retak baru, tulanganmengalami bond slip yang juga berkontribusi pada pinching effect. Kekuatan pilarberangsur-angsur menurun setelah mulai terkelupasnya selimut beton (cover spalling ) didrift ratio 1.5% pada bagian sudut luar pangkal pilar.
Distribusi retak pilar HRSP-65 rata-rata pada jarak 609 mm, sedangkan HRSP-55 rata-rata menyebar sebesar 453 mm dari pangkal ke tengah bentangan. Distribusi retak yanglebih lebar pada HRSP-65 menandakan disipasi energi yang lebih besar dengan jumlahretak yang lebih banyak dibanding HRSP-55. Pada kondisi ultimit, pola retak spesimenHRSP-55 terlihat lebih didominasi oleh cover spalling dalam area yang luas di bagianflange kedua bagian pangkalnya, yang mengindikasikan terjadinya keruntuhan progresifakibat gaya aksial tekan yang besar. Pemencaran energi dengan cover spalling lebihbesifat mendadak sehingga pilar tidak mempu mengakomodir terbentuknya retak yangterdistribusi secara bertahap dan mekanisme keadaan ultimit HRSP-55 tercapai hanya
3.5%
-1.5%-3.5%
1.5% 4.5%
-4.5%
0.8Fc-peak
-0.8Fc-peak
-450
-300
-150
0
150
300
450
-144 -108 -72 -36 0 36 72 108 144
L a t e r a l f o r c e s ,
F c
( k N )
Lateral tip displacement,Dt (mm)
(a)
Envelope curve
Drift ratio grid lines
Hysteretic loop
0.8Fc-peak
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
Drift ratio, Dr (%)
Perilaku histeretik
hubunganF c - Dt
HRSP-65: 0.10 f c'A g
1.5%
-1.5%
2.6%
-2.6%
3.5%
-3.5%
0.8Fc-peak
-0.8Fc-peak
-450
-300
-150
0
150
300
450
-144 -108 -72 -36 0 36 72 108 144
L a t e r a l f o r c e
s ,
F c
( k N )
Lateral tip displacement, Dt (mm)
(b)
Envelope curve
Drift ratio grid lines
Hysteretic loop
0.8Fc-peak
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
Drift ratio, Dr (%)
Perilaku histeretik
hubunganF c -D t
HRSP-55: 0.20 f c'A g
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
7/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201523
sampai pada drift ratio 2.61%. Kerusakan yang signifikan pada spesimen HRSP-65 baruterlihat setelah memasuki level drift ratio 4.52%.
Gambar 4 Pola retak spesimen HRSP-65: a) Drift Ratio 1.5%, b) Drift ratio 4.5%, c) cover spallingbagian sudut pilar, d) kondisi failure pangkal bawah pilar, e) keadaan sebelum bagian flange atas
failure, dan f) kondisi failure tulangan mengalami tekuk.
Gambar 5 Pola retak spesimen HRSP-55: a) Drift Ratio 0.85%, b) Drift ratio 2.6%, c) coverspalling bagian flange atas, d) cover spalling bagian flange bawah, e) keruntuhan tekan bagian
sudut dan f) kondisi failure dengan terjadinya tekuk pada tulangan.
Dowel action tulangan longitudinal dalam menahan gaya geser baru terlihat jelas padaspesimen HRSP-65 setelah bagian flange mulai remuk akibat konsentrasi gaya tekan diakhir siklus seperti yang ditunjukkan pada Gambar 4f. Saat kondisi failure terjadi padaHRSP-55, dowel action yang terbentuk pada tulangan di bagian flange dan di saat yangbersamaan juga terjadi tekuk pada tulangan di bagian web sebagai akibat gaya aksialtekan yang besar.
c. Faktor daktilitas perpindahan pilar
Faktor daktilitas perpindahan ( D) adalah perbandingan antara perpindahan kondisi ultimit
Du dengan perpindahan saat leleh pertama Dy dalam pendekatan sebagai garis bilinear
elastoplastis yang diekspresikan sebagai yu DDD . Perpindahan leleh ditentukan sesuairekomendasi FEMA P-750, 2009 sec. 14.2.4.7.11 dengan menetapkan proyeksi titikperpotongan garis kekakuan elastis yang melewati 0.75F c.peak kurva envelope padaGambar 3 dengan garis respon kekuatan puncak F c.peak . terhadap absis. Perpindahankondisi ultimit mengacu pada rekomendasi Priestley, et al, (1996) yang membatasidegradasi kekuatan tidak lebih dari 20% respon puncak pilar.
Faktor daktilitas perpindahan HRSP-65 dengan gaya aksial tekan 0.10f c ’Ag mampu
mencapai sebesar D = 5.03. Ketika gaya aksial tekan dinaikkan dua kali lipat pada
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
8/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201524
spesimen HRSP-55, faktor daktilitas perpindahan menurun menjadi D = 3.03 atauberkurang sekitar 40%. Faktor daktilitas perpidahan kedua spesimen tersebut masih
menunjukkan nilai faktor yang berada pada kisaran 3 ≤ D ≤ 6 sesuai batasan yangdikemukakan oleh Priestley, et al, (1996). Meski demikian, berdasarkan pola retakspesimen HRSP-55 yang tidak terdistribusi lebih lebar dan didominasi oleh keruntuhantekan, terlihat sudah tidak memenuhi untuk diaplikasikan sebagai elemen struktur tahangempa.
Dengan pendekatan kurva elastoplastis ini, kekakuan elastik secant rata-rata dari respondorong dan tarik pilar menjadi sebesar 18492.30 kN/m untuk HRSP-55 sedangkan padaHRSP-65 lebih rendah 20%, yaitu sebesar 14763.10 kN/m. Rendahnya daktilitasperpindahan dan meingkatnya kekakuan awal pilar menunjukkan terjadinya peningkatankegetasan pada spesimen HRSP-55 ketika gaya aksial tekan meningkat.
d. Degradasi kekakuan pilar
Priestley, et al. (1996) menyatakan kekakuan pilar sebagai kekakuan efektif, =
D⁄ yaitu perbandingan nilai respon gaya lateral rata-rata dengan dengan
perpindahan lateral rata-rata dorong dan tarik pada spesimen, seperti kemiringan secantdari kurva static push over yang ditunjukkan pada Gbr. 6a.
Gambar 6 Kurva hubungan gaya-perpindahan lateral efektif dan kurva degradasi kekakuan pada
model pilar HRSP-65 dan HRSP-55 dibawah pengaruh gaya aksial tekan Meningkatnya gaya aksial tekan menyebabkan kekakuan efektif spesimen HRSP-55 lebihtinggi dibandingkan dengan HRSP-65 di beberapa level drif ratio sebagai akibat daripeningkatan kekuatan geser pilar. Sebelum terjadinya penyebaran retak yang lebih lebardan degradasi kekuatan pilar yang lebih banyak akibat cover spalling, degradasi kekakuanpilar cenderung turun lebih tajam, dari kisaran drift ratio awal sampai kondisi responpuncak, dan setelah itu menurun lebih landai sampai kondisi ultimit tercapai sepertinampak pada Gambar 6b.
Degradasi kekakuan secant spesimen HRSP-65 dari keadaan elastik dengan pendekatankurva elastoplastis sampai pada level kondisi ultimit, hasilnya lebih tinggi dengan nilai rata-rata sebesar 81.37%, sedangkan pada HRSP-55 rata-rata sebesar 65.65%. Inimenunjukkan bahwa pilar dengan gaya aksial tekan yang lebih besar tidak mampu
mengakomodir pengurangan kekakuan yang lebih besar.e. Disipasi energi
Luasan loop cycles ketiga di setiap level perpindahan siklik atau daerah yang diarsir darititik A sampai titik B pada Gambar 7a, dinyatakan dalam kriteria ACI Commitee 374.1-05sebagai besarnya disipasi energi (w i ) di suatu siklus perpindahan. Sedangkan total energiyang terdisipasi sampai mekanisme keruntuhan terjadi diekspresikan sebagai W . Disipasienergi di setiap level drift ratio beserta dengan nilai komulatifnya sampai keadaan failureterbentuk diperlihatkan seperti pada Gambar 7b dan 7c.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 1 2 3 4 5 6 7 8
E f f e c t i v e s t i f f n e s s ,
K e f f .
( N / m m )
( x 1 0 0 0 )
Drift ratio, Dr (%)
(b) Stiffness Degradation Curves
HRSP-65
HRSP-55
0 18 36 54 72 90 108 126 144
Average lateral displacement, Dav (mm)
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 1 2 3 4 5 6 7 8
L a t e r a l F o r c e ,
F a v
( k N )
Drift ratio, Dr (%)
(a) Average Lateral Force-Displacement Curves
HRSP-65
HRSP-55
0.8Fc-peak
Keff(i)
0 18 36 54 72 90 108 126 144
Average lateral displacement, Dav (mm)
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
9/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201525
Gambar 7 Hubungan disipasi energi - drift ratio: a) Illustrasi metode penentuan besarnya energiyang terdisipasi pada struktur, b) Spesimen HRSP-65 dan c) Spesimen HRSP-55
Sebelum mencapai respon puncak atau sampai pada drift ratio 1.5%, disipasi energimasih relatif kecil yang ditunjukkan dengan kemiringan kurva yang masih landai sepertipada Gambar 7b dan 7c. Pembentukan loop cycles berikutnya berangsur-angsurmembesar seiring dengan semakin bertambahnya crack dan crushing di daerah sendiplastis dan kontribusi kombinasi efek Bauschinger baja tulangan serta efek pinching. Akumulasi disipasi energi pada HRSP-65 dengan gaya aksial tekan 0.1f c ’Ag adalah 59.47
kN-m dan setelah gaya aksial tekan meningkat dua kali pada HRSP-55, akumulasi energitersebut menurun sekitar 28.5%, yaitu sebesar 42.52 kN-m.
7. ANALISIS NUMERIK
Validasi hasil eksperimen dilakukan melalui analisis numerik dengan metode 3D Finite
Element Model (3D-FEM) pada paket program ANSYS berdasarkan parameter-parameter kenonlinearan material beton UHSC dan baja tulangan yang dianggapberpengaruh signifikan seperti pada Tabel 1. Dengan pola pembebanan yang samadengan pelaksanaan uji eksperimental, kajian numerik ini di titik beratkan pada validasihubungan gaya-perpindahan lateral model dan distribusi tegangan pada spesimen pilar.
a. Pemodelan elemen struktur
Elemen beton UHSC tiga dimensi dimodelkan sebagai SOLID65 dengan delapan nodal
yang masing-masing memiliki tiga derajat kebebasan translasi. Elemen ini merupakanisoparametrik brick element yang dapat memprediksikan failure pada material yang brittle.Tulangan terkoneksi secara diskrit pada elemen beton dengan menggunakan elemenLINK180 sebagai 3D spar (truss) element yang perilakunya adalah tekan-tarik uniaxialtanpa lentur. Elemen link ini memiliki dua nodal yang masing-masing memiliki tiga derajatkebebasan translasi, Pemodelan diskrit antara elemen solid dan link mengabaikanpengaruh bond slip. Untuk mendistribusikan gaya-gaya nodal yang berupa reaksikonstrain pada tumpuan dan pembebanan terpusat, maka elemen SOLID45 digunakansebagai tambahan dalam pemodelan struktur ini.
Konstitutif material baja yang dipakai dalam pemodelan 3D-FEM seperti pada Gambar 8a.Karakteristik material baja mengacu pada Tabel 1 dengan menganggapnya sifatplastisitas material sebagai bilinear kinematic hardening (KINH). Pendekatan konstritutif
(ascending branch) beton yang dipakai untuk merepresentasikan pola hasil eksperimenadalah mengacu pada Carreira and Chu (1985) untuk beton mutu tinggi denganmengadopsi parameter yang direkomendasikan oleh Popovics (1973), sebagaimana yangdireview oleh Wee, et al., (1996). Model tersebut diteruskan sampai pada bagiandescending branch setelah rumusannya lebih disempurnakan lagi oleh Wee, et al., (1996).Karena penggunaan model sifat plastisitas beton sebagai Multilinear Isotropic Hardening (MISO) di dalam ANSYS tidak merekomendasikan adanya cabang kurva dengankemiringan tangent yang kurang dari nol, maka model kurva konstritutif pada Gambar 8bdisederhanakan lagi dengan mengadopsi rumusan dari Todeschini (1964) sesuai yangdireview oleh Wight and MacGregor, (2009) dengan menggunakan prinsip kesamaan
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
10/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201526
energi disipasi. Kurva konstitutif Todeschini (1964) hanya mencapai kekuatan tekanpuncak sekitar 85% dari kurva sebelumnya namun memiliki regangan tekan yang lebihpanjang sekitar 0.5%. Penggunaan ragangan tekan yang panjang di dalam konstitutifbeton UHSC pada analisis numerik sebelumnya telah terbukti memberikan hubungan
respon gaya-perpindahan lateral yang lebih panjang pula (Rahman, et al., 2013).
Gambar 8 Pemodelan material, 3D-FEM dan pembebanan: a) stress-strain model untuk baja, b)stress-strain model untuk UHSC, c) diskritisasi element solid pada model pilar, d) diskritisasi
elemen tulangan yang merangka pada model pilar, e) model eksitasi perpindahan lateral.
Diskritisasi model pilar persegi berongga dengan elemen SOLID65, SOLID45 danLINK180 diperlihatkan pada Gambar 8c dan 8d. Tumpuan diberikan pada blok kaki pilar( pier footing ) berupa constraint dalam DOF arah U X , U Y dan U Z sesuai pendekatan dalameksperiemen. Gaya aksial tekan pada spesimen diaplikasikan secara konstan dengan
load control dalam arah global Y yang besarnya sesuai pada Tabel 2. Sedangkanperpindahan lateral siklik diterapkan secara quasi static reversal dalam arah global Xmengikuti pola pada Gambar 8e. Perpindahan lateral (displacement control ) diaplikasikansecara step by step yang inkrementalnya diinterpolasi secara linear (ramped ) olehprogram.
Problem ketidak-konvergenan dalam iterasi khususnya pada level perpindahan elemenstruktur yang lebih tinggi selalu menjadi kendala terutama ketika mempertimbangkancrack dan crushing pada elemen beton (Si, et al. 2008). Untuk itu digunakan kombinasimetode Full Newton Raphson and Automatic Linesearch. Parameter yang digunakan
dalam mengaktifkan kapabilitas crack dan crushing pada elemen SOLID65 adalah denganmenggunakan uniaxial tensile cracking stress (f t ) sebesar 9.85 MPa, unixial crushingstress (f c ’ ) sebesar 135 MPa dan dengan menggunakan koefisien transfer geser ketika
retak terbuka dan tertutup masing-masing sebesar 0.5 dan 0.85.b. Validasi hasil respon gaya-perpindahan lateral
Kurva histeretik hubungan gaya-perpindahan lateral hasil analisis numerik danperbandingan kurva envelope dengan hasil eksperimental dari model spesimen HRSP-65dan HRSP-55 masing-masing diperlihatkan pada Gambar 9a dan 9b. Loop histeretikkedua model spesimen ini terlihat memiliki kesamaan pola dengan hasil eksperimen,terutama pada perilaku pembentukan pinching dari alur loop ketika gaya aksial tekan kecilatau diperbesar. Selain itu juga teridentifikasi kesamaan dalam pencapaian level drift ratioultimit antara hasil eksperimen dengan analisis numerik.
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
11/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201527
Tabel 3 Rangkuman perbandingan hasil pengujian eksperimental dan numerik
Specimen Disp.Ductility
Drift ratio Stiffness Stiffnessdegrad.
Energydissipation
Crackdistribution
peak
response
ultimate Initial* ultimate
D
K 1y K u W (kN-m)
HRSP-65Experimental 5.03 1.5% 4.52% 14763.10 2745.50 81.37% 59.47 609Numerical 3.58 3.5% 4.50% 14495.14 4457.02 69.09% 93.06 -HRSP-55Experimental 3.03 1.5% 2.61% 18492.30 6322.20 65.65% 42.52 453Numerical 2.90 2.0% 2.60% 23942.59 9411.92 60.55% 48.38 -
* Pendekatan elastoplastis
Perbedaan yg cukup signifikan terlihat pada perbandingan kurva envelope masing-masingspesimen, dimana kekuatan pilar hasil investigasi numerik lebih besar dibandingkan hasileksperimen di semua level drift ratio. Perbandingan hasil pengujian eksperimental dannumerik diperlihatkan pada Tabel 3. Kedua model numerik ini terlihat mencapai responkekuatan puncaknya di drift ratio yang lebih panjang dibanding hasil eksperimen. Karenaidentifikasi keadaan perpindahan leleh yang lebih besar maka hasil daktilitas
perpindahannya pun lebih kecil dari hasil eksperimen. Disipasi energi yang dikalkulasisesuai metode pada Gambar 8a terhadap hasil numerik menunjukkan nilai selisih yanglebih tinggi 36% dengan hasil eksperimen pada HRSP-65, sedangkan pada HRSP-55selisihnya menurun yaitu 12%.
Gambar 9 Diagram histeretik hasil simulasi numerik dan perbandingan kurva envelope denganhasil eksperimental: a) model spesimen HRSP-65 dan b) model spesimen HRSP-55
Perbedaan-perbedaan tersebut selain diakibatkan oleh faktor penetapan parameter yangmempengaruhi kriteria retak di dalam program, juga akibat dari tidak diperhitungkannyapengaruh bond slip dalam pemodelan dan pengaruh gaya aksial tekan yang bekerja pada
pilar. Meskipun model konstitutif material beton (model Todeschini, 1964) yang digunakansudah menggunakan regangan tekan yang panjang (0.5%) dan telah mereduksi kekuatantekan beton sekitar 15% kekuatan hasil eksperimen, namun upaya ini tidak berpegaruhsignifikan dan tetap memberikan respon kekuatan yang lebih tinggi. Hal ini disebabkanoleh penggunaan parameter uniaxial tensile cracking stress (f t ) dan unixial crushing stress (f c ’ ) yang sesuai hasil eksperimen, tergolong besar, sehingga kriteria cracking dancrushing pada material beton untuk mengalami failure juga membesar. Karena kapasitastekan pilar meningkat akibat tingginya kriteria crushing maka respon kekuatan pilar dalamarah lateral juga membesar dalam analisis numerik ini.
-1.5%
1.5%
-2.6%
2.6%
-0.8Fc-peak
0.8Fc-peak
3.5%
-3.5%-4.5%
4.5%
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
-144 -108 -72 -36 0 36 72 108 144
L a t e r a l f o r c e s ,
F c
( k N )
Lateral tip displacement, Dt (mm)
(a) HRSP-65 : 0.10 f c 'Ag
Envelope curveHysteretic loopDrift ratio grid lines0.8Fc-Peak
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
Drift ratio, Dr (%)
Diagram histeretik analisis
numerik hub. F c -Dt
-1.5%
1.5%
-2.6% 2.6%
3.5%
-3.5%
-4.5%
4.5%
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
-144 -108 -72 -36 0 36 72 108 144
L a t e r a l f o r c e s ,
F c
( k N )
Lateral tip displacement, Dt (mm)
HRSP-65: 0.10 f c'Ag
Numerical result
Experimental result
Drift ratio grid lines
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
Drift ratio, Dr (%)
Perbandingan kurva
envelope hub. F c -Dt
-1.5%1.5%
-2.6%
2.6%
-0.8Fc-peak
0.8Fc-peak
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
-144 -108 -72 -36 0 36 72 108 144
L a t e r a l f o r c e s ,
F c
( k N )
Lateral tip displacement, Dt (mm)
(b) HRSP-55 : 0.20 f c 'Ag
Envelope curve
Hysteretic loop
Drift ratio grid lines
0.8Fc-Peak
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
Drift ratio, Dr (%)
Diagram histeretik analisis
numerik hub. F c -Dt
-1.5%1.5%
-2.6%
2.6%
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
-144 -108 -72 -36 0 36 72 108 144
L a t e r a l f o r c e s ,
F c
( k N )
Lateral tip displacement, Dt (mm)
HRSP-55 : 0.20 f c'Ag
Numerical result
Experimental result
Drift ratio grid lines
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
Drift ratio, Dr (%)
Perbandingan kurva
envelope hub. F c -Dt
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
12/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201528
Jika bond slip tidak dipertimbangkan dalam analisis maka konektifitas diskrit antaraelemen link tulangan dengan elemen solid beton akan selalu berada dalam deformasiyang sama, yakni deformasi elemen beton akan selalu mengikuti deformasi aksial bajatulangan pada nodal diskritnya tanpa ada reduksi. Secara eksperimental telah terbukti
bahwa setelah pilar beton di zona tarik retak, maka selanjutnya akan terjadi slip tulangandari lekatan beton, yang mana akan mengakibatkan deformasi yang panjang pada elemenstruktur namun tidak menyumbang kenaikan kekuatan yang signifikan, atau bahkankekuatan akan menurun.
c. Distribusi tegangan
Distribusi tegangan pada spesimen pilar hanya dapat diperoleh melalui analisispemodelan FEM sehingga menjadi bagian penting untuk melengkapi kajian hasileksperimental. Distribusi tegangan pada elemen beton pilar pada kondisi ultimit yang
ditampilkan pada Gambar 10a dan 11a merupakan tegangan utama tiga ( 3) pada titik-titik nodal untuk melihat penyebaran dan daerah yang paling kritis mengalami tekan.Sedangkan distribusi tegangan pada titik-titik nodal elemen tulangan yang diperlihatkan
pada Gambar 10b dan 11b adalah tegangan utama satu ( 1) untuk melihat daerahpenulangan yang paling kritis mengalami tarik. Meshing vertikal bagian pilar beronggadalam pemodelan ini diberi jarak 50 mm dari muka kaki/kepala pilar, kemudian dilanjutkandengan mengikuti spasi sengkang masing-masing model sesuai pada Tabel 2.
Gambar 10 Hasil simulasi numerik HRSP-65 pada drift ratio 4.5% (kondisi ultimit): a) Distribusi
tegangan utama 3 pada permukaan depan dan samping pilar dan b) Distribusi tegangan utama
1 pada tulangan
Gambar 11 Hasil simulasi numerik HRSP-55 pada drift ratio 2.6% (kondisi ultimit): a) Distribusi
tegangan utama 3 pada permukaan depan dan samping pilar dan b) Distribusi tegangan utama
1 pada tulangan
Spesimen HRSP-65 dari Gambar 10a terlihat tegangan tekan terbesar terjadi di bagianflange tekan kedua pangkal (atas dan bawah) pilar, kemudian bergradasi makin mengecilke arah tengah bentangan. Tegangan tekan yang melampaui nilai -126,05 MPa terjadi dikisaran rata-rata 115 mm dari pangkal pilar kemudian berangsur-angsur mengecil
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
13/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201529
menjauhi pangkal pilar. Bagian flange tarik selebar 310 mm dari pangkal pilar jugamengalami konsentrasi tegangan tekan kecil di bagian tengah, diselingi tegangan tarikbagian sudut yang menyebar sampai sejauh 830 mm dari daerah pangkal.
Distribusi tegangan tekan spesimen HRSP-55 dari Gambar 12a memiliki pola yang tidak jauh berbeda dengan spesimen HRSP-65. Tegangan flange tekan yang melebihi nilai -125.68 MPa terkonsentrasi pada jarak 50 mm dari pangkal Di daerah flange tarik pangkalpilar juga terjadi konsentrasi tegangan tekan yang kecil selebar 215 mm kemudianberubah menjadi dominasi tegangan tarik sampai sejauh 600 mm.
Dengan membesarnya gaya aksial tekan pada HRSP-55 maka cenderung intensitastegangan tekan dan tarik juga meningkat namun terdistribusi dalam area yang lebihpendek dibanding HRSP-65. Peningkatan tegangan ini mengakibatkan elemen-elemen dibagian pangkal pilar lebih cepat mengalami failure sehingga elemen-elemen yang lebih jauh dari pangkal belum sempat mengakomodir peningkatan tegangan lebih lanjut. Poladistribusi tegangan pada kedua spesimen ini juga memiliki kesamaan dengan pola retakdari hasil eksperimental, dimana secara umum teridentifikasi bahwa meningkatnya gayaaksial tekan pada spesimen HRSP-55 menyebabkan lebar penyebaran retak maupun
tegangan menjadi berkurang.
Distribusi tegangan tarik tulangan longitudinal dan transversal hasil analisis numerikterbesar pada kedua spesimen juga terkonsentrasi pada daerah pangkal pilar, yaitu dibagian baris tulangan terluar daerah flange tarik seperti diperlihatkan pada Gambar 10bdan 11b. Panjang distribusi pelelehan tulangan yang terjadi sampai di drift ratio 4.5% padamodel spesimen HRSP-65 adalah sejauh 310 mm dari pangkal pilar, sedangkan padamodel spesimen HRSP-55 di drift ratio 2.6% terdistribusi sejauh 270 mm. Dari distribusitegangan tarik tulangan pada kedua model spesimen tersebut dikomparasikan dengandistribusi tegangan tekan pada beton pilar maka dapat diperkirakan panjang daerah sendiplastis pada pilar, yaitu pada lebar 310 mm pada HRSP-65 dan 270 mm pada HRSP-55di masing-masing pangkal pilar.
8. KESIMPULAN
Dari rangkaian program eksperimental dan numerik pada spesimen pilar berongggaHRSP-65 dan HRSP-55 dengan kombinasi gaya aksial tekan konstan denganperpindahan lateral siklis secara quasi static diperoleh beberapa kesimpulan sebagaiberikut:
Ultra High Strength Concrete (UHSC) jenis Reactive Powder Concrete (RPC) dengankekuatan tekan 135 MPa serta memiliki daktilitas material yang lebih unggul dari betonkonvensional, dapat dikembangkan sebagai material elemen struktur pilar betonbertulang, khususnya untuk jembatan tahan gempa, namun dengan gaya aksial tekankurang dari 0.2f c ’Ag .
Pilar dengan rasio gaya aksial tekan 0.1 (HRSP-65) menampilkan kinerja yangmemuaskan yang ditandai dengan daktilitas perpindahan pilar yang masih memenuhi
kriteria 3 ≤ D ≤ 6 sesuai yang dikemukakan oleh Priestley, et al, (1996), dengan dispasienergi dan degradasi kekakuan yang lebih besar, serta dengan degradasi kekuatanmenurun lebih gradual, dengan pola distribusi retak yang lebih panjang.
Pilar dengan rasio gaya aksial tekan 0.2 (HRSP-55) cenderung sudah berperilaku getasyang ditandai dengan meningkatnya respon kekuatan geser, jumlah loop histeretikmenurun, pencapaian drift ratio rendah, sehingga berpengaruh pada terbentuknyadominasi keruntuhan tekan dengan lebar distribusi retak dan kerusakan yang lebihpendek serta disipasi energi yang lebih kecil.
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
14/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201530
Rumusan Priestley, et al. (1996) yang digunakan dalam desain spasi tulanganpengekang sendi plastis pada pilar dengan beton berkekuatan ultra tinggi sampai 135MPa, masih tergolong memadai pada HRSP-65 dengan gaya aksial tekan 0.1 f c ’Ag ,namun dengan gaya aksial tekan 0.2f c ’Ag , menghasilkan perilaku yang tidak daktail.
Pola retak spesimen HRSP-65 lebih didominasi oleh kombinasi retak lentur dan geserdi pangkal pilar dengan distribusi yang lebih lebar, sedangkan pada HRSP-55 lebihdidominasi oleh terbentuknya keruntuhan tekan yang mendadak dengan distribusiretak yang lebih pendek. Kecenderungan hasil eksperimen tersebut memiliki kesamaanpola dengan distribusi tegangan pada FEM, dimana distribusi tegangan yang besarakan terkonsentrasi pada lebar area yang makin kecil ketika gaya aksial tekanmeningkat pada pilar.
Perbedaaan respon kekuatan pilar antara hasil analisis numerik dengan hasil ujieksperimental diakibatkan oleh dua faktor sebagai berikut:
Penggunaan hasil eksperimen material beton RPC sebagai input uniaxial tensilecracking stress (f t ) dan unixial crushing stress (f c ’ ) pada karakteristik beton dalamanalisis numerik mengakibatkan kekuatan beton mengalami peningkatan sehingga
kriteria failure (crack dan crushing) beton juga membesar.
Bond slip tidak dipertimbangkan dalam analisis numerik sehingga konektifitas diskritantara elemen link tulangan dengan elemen solid beton akan selalu berada dalamdeformasi yang sama, yakni deformasi elemen beton akan selalu mengikutideformasi aksial baja tulangan pada nodal diskritnya tanpa ada reduksi.
Distribusi tegangan tarik pasca leleh tulangan dikomparasikan dengan distribusitegangan tekan pada beton pilar dapat memberikan prediksi panjang daerah sendiplastis pada pilar.
9. UCAPAN TERIMA KASIH
Penulis mengucapkan terima kasih kepada PT. Wijaya Karya Beton yang telahmemberikan dukungan dana penelitian ini melalui kerja sama penelitian dengan Fakultas
Teknik Sipil dan Lingkungan, Institut Teknologi Bandung (FTSL-ITB) dengan nomorkontrak perjanjian KU.09.09/WB-0A.1356 /2012 dan 2000/I1.C09/DN/2012.
DAFTAR PUSTAKA
AASHTO-LRFD Bridge Design Specifications, (2010), Published by American Associationof State Highway and Transportation Officials (AASHTO), Fifth Edition, ISBN: 978-1-56051-451-0, Pub Code: LRFDUS-5, Washington DC 20001, 2010.
AASHTO Guide Specifications for LRFD Seismic Bridge Design, (2011), Published by American Association of State Highway and Transportation Officials (AASHTO),Second Edition, ISBN: 978-1-56051-521-0, Pub Code: LRFDSEIS-2, WashingtonDC 20001, 2011.
ACI 343.R - 95, (1995) “ Analysis and Design of Reinforced Concrete Bridge Structures”,Reported by ACI-ASCE Commitee 343, March, 1 1995
ACI 374.1 - 05, (2005), “ Acceptance Criteria for Moment Frames Based on StructuralTesting and Commentary ”, Reported by American Concrete Institut (ACI)
Committee 374 adopted ACI T1.1/T1.1R-01 as ACI 374.1-05 on October, 12 2005.Budiono, B., Kurniawan, R., dan Rahman, M.J., (2011) “Perilaku Elemen Struktur Beton
Bertulang Beton Bubuk Reaktif (Reactive Powder Concrete) dengan Beban LateralStatik Monotonik ”, Proceeding 1st Indonesian Structural Engineering and MaterialSymposium (1st ISEMS), Department of Civil Engineering - Parahyangan CatholicUniversity, Bandung, 17-18 November 2011, ISBN: 978-979-97606-5-4, Page 1-15.
8/15/2019 Investigasi Perilaku Siklik Pilar Persegi Berongga Jembatan dengan Beton Berkekuatan Ultra Tinggi Secara Eksperimental dan Numerik
15/15
Seminar dan Pameran HAKI 2015 Challenges in the Future, Jakarta, 25 – 26 Agustus 201531
Calvi, G.M., Pavese, A., Rasulo, A., and Bolognini, D., (2005), “Experimental andNumerical Studies, on the Seismic Response of R.C Hollow Bridge Piers”,Springer, Bulletin of Earthquake Engineering, 3: 367-297.
FEMA (Federal Emergency Management Agency) P-750, (2009), “NEHRP (National
Earthquake Hazards Reduction Program) FEMA of the U.S. Department ofHomeland Security”, By the Building Seismic Safety Council of the NationalInstitute of Building Sciences, 2009 Edition.
Graybeal, A.B., (2007), “Compressive Behavior of Ultra-High-Performance Fibre-Reinforced Concrete”, ACI Materials Journal, Vol. 104, No. 2, Page 146 – 152,March-April 2007.
Mander, J.B., Priestley, M.J.N., and Park, R., (1983), “Behavior of Ductile HollowReinforced Concrete Columns”, Bulletin of the New Zealand National Society forEarthquake Engineering, Vol. 16, No. 4, December 1983, 273-290.
Maria, H.S., Wood, S.L., Breen. J.E., (2006), “Behavior of Hollow Rectangular ReinforcedPiers Subjected to Biaxial Loading ”, ACI Materials Journal, Title no. 103-S41, Vol.103, No. 3, Page 390-398, May-June 2006.
Priestley, M.J.N., Seible, F., and Calvi, G.M., (1996), “Seismic Design and Retrofit ofBridge” John Wiley and Sons, Inc, New York.
Rahman, M.J., Budiono, B., Surono, A., dan Pane, I, (2013), “Simulasi Numerik PerilakuModel Pilar Jembatan Berpenampang Persegi Berongga dengan Beton BerkinerjaUltra Tinggi pada Pembebanan Lateral ”, Prosiding Konferensi NasionalPascasarjana Teknik Sipil (KNPTS) 2013, Bandung, 21 November 2013, ISSN2354-5755. Hal. 50-64.
Richard, P., and Cheyrezy, M., (1994), “Reactive Powder Concretes With HighDuctility and 200 - 800 Mpa Compressive Strength” ACI Materials Journal ,Vol. 144, page 507-518.
Sheikh, M.N., Vivier, A., and Legeron, F., (2007), “Seismic Vulnearability of Hollow coreConcrete Bridge Piers”, Proceeding of the 5th International Conference onConcrete under Severe Condition of Environment and Loading (CONSEC07),
France, 2007, 1445-1454.Si, B.J., Sun, Z.G., Ai, Q.H., Wang, D.S., and Wang, Q.X., (2008), ”Experiments and
Simulation of Flexural-Shear Dominated RC Bridge Piers Under Reversed CyclicLoading ”, The 14th World Conference on Earthquake Engineering October 12-17,2008, Beijing, China.
Wee, T.H., Chin, M.S., and Mansur, M.A., (1996), “Stress-Strain Relationship of HighStrength Concrete in Compression”, Journal of Materials in Civil Engineering, Vol.8, No. 2, May, 1996, ASCE, ISSN 0899-1561/96/0002-0076, Paper No. 9650.
Wight, J.K. and MacGregor, J.G., (2009), “Reinforced Concrete, Mechanics and Design”,Fifth Edition, Prentice-Hall, Inc. USA
Zhao. G.Y., Yan., G.P. and Hao, W.X., (2008), “Seismic Performance of RPC HollowRectangular Bridge Columns”, The 14th Word Conference on EarthquakeEngineering, October 12-17, 2008 Beijing, China.
Top Related