perencanaan jembatan busur 1 - digilib.its.ac.id
Post on 16-Oct-2021
12 Views
Preview:
TRANSCRIPT
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 β 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 πΎπΎπππππ’π’ = 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 βTβ = 100 kN T = (1 + 0,3) x 100 kN = 130 kN (Faktor beban πΎπΎπππππ’π’ = 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 β (1/2 x D 19) β Selimut beton = 200 β (8) β 40 = 150,5 mm Οb = Γ1 x 0,85 ππππ β²
ππππ π₯π₯ 600
600+ππππ ...SNI 03-2847-
2002 Psl 10.4.3
= 0,81 x 0,85 π₯π₯35400
π₯π₯ 600600+400
= 0,0361
Οmax = 0,75 Οb ...SNI 03-2847-2002 Psl 10.4.3 = 0,75 x 0,0361 = 0,0271 Οmin = 0,002 m = ππππ
0,85 ππππ β² = 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 = πππ’π’
Γ π₯π₯ ππ π₯π₯ ππ2 = 88.060.0000,81 π₯π₯ 1000 π₯π₯150,52 = 4,7998
N/mm2
ΟΟ = 1πποΏ½1 βοΏ½οΏ½1 β 2 ππ π π π π
πππποΏ½οΏ½
= 113,445
οΏ½1 βοΏ½οΏ½1 β 2 π₯π₯ 13,445 π₯π₯ 4.7998400
οΏ½οΏ½
= 0,0132
Οmin < ΟΟ < Οmax sehingga dipakai ΟΟ As = ΟΟ x b x d = 0,0132 x 1000 x 150,5 = 1982 mm2
Dipakai tulangan D16 β 100 (As = 2009 mm2) - Penulangan plat daerah TUMPUAN Rn = πππ’π’
Γ π₯π₯ ππ π₯π₯ ππ2 = 64.970.0000,81 π₯π₯ 1000 π₯π₯150,52 = 3.541
N/mm2
ΟΟ = 1πποΏ½1 βοΏ½οΏ½1 β 2 ππ π π π π
πππποΏ½οΏ½
= 113,445
οΏ½1 βοΏ½οΏ½1 β 2 π₯π₯ 13,445 π₯π₯ 3.541400
οΏ½οΏ½
= 0,0095 Οmin < ΟΟ < Οmax sehingga dipakai ΟΟ
As = ΟΟ x b x d = 0,00945 x 1000 x 150,5 = 1.422 mm2
Dipakai tulangan D16 β 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 platβ¦β¦β¦.(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 Γ 8 β 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 = πΎπΎπππππ’π’ x T x (1+DLA) = 2 x 10.000 kg x (1 + 0,3)
= 26.000 kg = 260 kN fcv = 0,17 οΏ½1 + 2
π½π½ β οΏ½ x οΏ½ππππβ² β€ 0,34 οΏ½ππππβ²
= 0,17 οΏ½1 + 2
2,5 οΏ½ x β35 β€ 0,34 β35
= 1,810 N/mm2 β€ 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 β₯ Gaya geser ultimate terjadi 260 kN β¦OK Jadi tebal plat lantai 200 mm dapat dipakaiβ¦β¦. 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 βDβ 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 βTβ 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 ( ) ( )( )
ββ
β+LpLrLbLrMMM RPR < Mp
= 1,28 ( ) ( )( )
ββ
β+4,203079835,593779838.32759,4598,327
< Mp = 477,55 > 470.09 kNm Dari tekuk lokal dan lateral, dipilih Mn = 470.09 kNm
Ξ¦ Mn β₯ Mu (kombinasi 1 sebelum
komposit)) 0,9 470.09 kNm β₯ 89,02 kNm
423,08 kNm β₯ 89,02 kNm β¦β¦.OK Lendutan akibat kombinasi 3 (beban mati + beban βTβ) βππ
T = 148
ππ1 ππ3
πΈπΈ πΌπΌπ₯π₯ + 5
384 ππππ ππ
4
πΈπΈ πΌπΌπ₯π₯
= 4,74 + 1,13 = 5,87 mm
Kontrol lendutan : βππ
(T) β€ βοΏ½ ijin 5,87 mm β€ 7,42 mmβ¦β¦β¦OK 4.3.3.4 Kontrol Geser ΟVn = Ο x0.6 x fy x Aw = 0,75 x 0,6 x 290 x (9x450) = 528.525N = 528,53 kN
Ξ¦ Vn β₯ Vu 528,53 kN β₯ 379,94 kN β¦β¦.OK
Maka penampang telah memenuhi kekuatan geser yang terjadi. 4.3.3.5 Interaksi geser dan lentur
375,1625,0 β€+Vn
VuMn
MuΟΟ
375.153,52894,379625,0
4,932459,59
β€+
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 (fcβ 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 β€ (Asc x Fu)
151.023 N β€ 189.970 N β¦β¦.OK
Maka gaya geser akibat komposit : Vh = T = C = 2.806.040 N
n = 023.151
2.806.040=
QnVh = 18,5 β 19 stud
untuk Β½ 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 . Ξ» x K ππ
ππππ
= 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 ππ
ππππ
= 44 (1 + 30%) x 2 = 114,4 kN/m c. Beban Truk βTβ Beban Truk βTβ = 100 kN T = (1 + 0,3) x 100 kN = 130 kN (Faktor beban πΎπΎπππππ’π’ = 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 β 2 (34 + 28) h = 788 mm βπ‘π‘π‘π‘
β€ 1680οΏ½ππππ
78818
β€ 1680β290
43,77 β€ 98,65 β¦β¦β¦β¦.OK - Sayap (RSNI T-03-2005 ps.7.4.2.2) ππ
2π‘π‘ππ β€ 170
οΏ½ππππ
30268
β€ 170β290
4,44 < 9,98β¦β¦β¦β¦β¦β¦β¦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
Ξ¦ Mn β₯ Mu (kombinasi 1 sebelum komposit)
0,9 2.275 kNm β₯ 986,13 kNm 2.047 kNm β₯ 986,13 kNm
β¦β¦.OK
a. Lendutan yang terjadi β’ Lendutan akibat kombinasi 2 (beban mati + beban βDβ) βππ
T = 5384
ππππ ππ4
πΈπΈ πΌπΌπ₯π₯
= 5
384 (62+169) π₯π₯ 10.000 4
200.000 π₯π₯ 1.20391 x 1010 = 12,49 mm Kontrol lendutan : βππ
(D) β€ βοΏ½ ijin 12,49 mm β€ 12,5 mmβ¦β¦β¦OK
Ξ¦ Vn β₯ Vu 2.142 kN β₯ 1.012 kN β¦β¦.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 β€+Vn
VuMn
MuΟΟ
375.121421012625,0
53892743
β€+
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 (fcβ 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 β 56 stud
untuk Β½ 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 β₯ 0,6 Aev fu 5044 x 500 β₯ 0,6 x 1682 x 500 2.522.000 N β₯ 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 Ξ¦ Nn β₯ Nu 0,9 x 2.439.480 N β₯ 1.039.280 N 2.195.532 N β₯ 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 . Ξ» x K ππππππ
= 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 ππ
ππππ
= 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 β¦β¦β¦.. (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 Ξ» 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 = 20Β°C Suhu maksimum rata-rata jembatan = 40Β°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 =( οΏ½102 + 5,93752 ) = 11,63 m Ly = Ly/2 = 5,82 m Γ baut rencana 20 mm Γ 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) : ππππ = πΏπΏπΏπΏ
ππ ππ = 582
5,02 = 115,93 < 300 β¦β¦OK
πππ₯π₯ = πΏπΏπΏπΏππ π₯π₯
= 11638,62
= 134,9 < 300 β¦β¦OK -Kontrol kekuatan leleh Ο Nn = Ο x fy x Ag = 0,9 x 290 x 6.353 = 1.658.133 N > Nu (435.165 N)β¦β¦OK -Kontrol kekuatan patah An = 63,53β (4 x 2,2 x 1.2) = 52.97 cm2 u = 1 β π₯π₯
πΏπΏ = 1 β 2,27
12 = 0,811
8 Ae = u An Ae = 0,811 x 52,97 cm2 = 42,95 cm2 Ο Nn = Ο x fu x Ae = 0,9 x 500 x 4.295 = 1.932.750 N Ο Nn β₯ Nu 1.932.750 N β₯ 435.165 N β¦.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) ππ
2 π‘π‘ππ β€ 250
οΏ½ππππ = 8,33 < 14,68β¦..OK
Plat badan Penampang kompak βπ‘π‘π‘π‘
β€ 665οΏ½ππππ
= 19,54 < 39,05β¦..OK
-Kontrol kelangsingan sebagai batang tekan (RSN T-03-2005 psl 6.2.1) ππππ = πΏπΏπΏπΏ
ππ ππ = 582
5,02 = 115,93 < 140β¦OK
πππ₯π₯ = πΏπΏπΏπΏππ π₯π₯
= 11638,62
= 134,92 < 140...OK
Ξ»c = ππππ οΏ½ππππ
πΈπΈ = 134,92
ππ οΏ½ 290
200.000 = 1,63
Ξ»c > 1,2β¦β¦terjadi tekuk elastis Ο = 1,25 Ξ»c 2 = 1,25 1,63 2 = 3,321 Ο Pn = 0,85 π΄π΄π΄π΄ ππππ
ππ = 0, 85 π₯π₯ 6.353 290
3,321 = 471.549
N Ο Pn β₯ Pu 471.549 N β₯ 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 =( οΏ½52 + 5,93752 ) = 7,76 m Γ baut rencana 20 mm
Γ 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) : ππππ = πΏπΏπΏπΏ
ππ ππ = 776
5,98 = 129,76 < 300 β¦β¦OK
πππ₯π₯ = πΏπΏπΏπΏππ π₯π₯
= 77610,30
= 75,33 < 300 β¦β¦OK -Kontrol kekuatan leleh Ο Nn = Ο x fy x Ag = 0,9 x 290 x 8.206 = 2.141.766 N > Nu (210,055 N)β¦β¦OK -Kontrol kekuatan patah An = 82,06β (4 x 2,2 x 1,1) = 72,38 cm2 u = 1 β π₯π₯
πΏπΏ = 1 β 2,27
12 = 0,811
Ae = u An Ae = 0,811 x 72,38 cm2 = 58,70 cm2 Ο Nn = Ο x fu x Ae = 0,9 x 500 x 5.870 = 2.641.500 N Ο Nn β₯ Nu 2.641.500 N β₯ 210,055 N β¦.OK Perhitungan berdasar batang tekan : Gaya tekan yang terjadi Nu = 367.696 N -Kontrol penampang Plat sayap (RSNI T-03-2005 tabel 4) ππ
2 π‘π‘ππ β€ 250
οΏ½ππππ = 11,45 < 14,68β¦..OK
Plat badan Penampang kompak βπ‘π‘π‘π‘
β€ 665οΏ½ππππ
= 17,85 < 39,05β¦..OK -Kontrol kelangsingan sebagai batang tekan (RSN T-03-2005 psl 6.2.1) ππππ = πΏπΏπΏπΏ
ππ ππ = 776
5,98 = 129.76 < 140β¦OK
πππ₯π₯ = πΏπΏπΏπΏππ π₯π₯
= 77610,30
= 75.33 < 140...OK
Ξ»c = ππππ οΏ½ππππ
πΈπΈ = 129,76
ππ οΏ½ 290
200.000 = 1,57
Ξ»c > 1,2β¦β¦terjadi tekuk elastis Ο = 1,25 Ξ»c 2 = 1,25 1,57 2 = 3,095 Ο Pn = 0,85 π΄π΄π΄π΄ ππππ
ππ = 0, 85 π₯π₯ 8.206 290
3,095 = 653.563
N Ο Pn β₯ Pu 653.563 N β₯ 367.696 N β¦.OK sehingga profil 250.250.11.11 dapat digunakan untuk ikatan angin atas.
πππ₯π₯ > ππππ β¦.. ππ = πππ₯π₯
πππ₯π₯ < ππππ β¦.. ππ = ππππ
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 ) Ξ»G β€ Ξ»P ππππ
2 π‘π‘ππ β€ 0,38οΏ½ πΈπΈ
ππππ
9802 π₯π₯ 50
β€ 0,38οΏ½200.000290
9,8 β€ 9,97β¦β¦β¦β¦.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- οΏ½ ππππ1200+300ππππ
οΏ½ οΏ½ βπ‘π‘π‘π‘β 2550
οΏ½πππποΏ½
ar = π΄π΄π‘π‘π΄π΄ππ
= 30 π₯π₯ 240050 π₯π₯ 980
= 1,46
Kg =1- οΏ½ 1,461200+300 π₯π₯ 1,46
οΏ½ οΏ½240030
β 2550β290
οΏ½ = 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 Ξ¦ 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 Ξ¦ 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) πππ₯π₯ = πΏπΏπΏπΏ
ππ π₯π₯ = 12.000
1033,67 = 11,61< 140β¦OK
ππππ = πΏπΏπΏπΏππ ππ
= 12.000214,86
= 55,85 < 140β¦...OK
Ncrbx = ππ2 E
(πππ₯π₯ )2 Ag = ππ2 200.00011,612 170.000 =
2.486.988.481 N Ncrby = ππ2 E
(ππππ )2 Ag = ππ2 200.00055,852 170.000 =
107.471.140 N
Ξ»c = ππππ οΏ½ππππ
πΈπΈ = 55,85
ππ οΏ½ 290
200.000 = 0.68
0,25 < Ξ»c < 1,2β¦β¦terjadi tekuk inelastis Ο = 1,43
1,6β0,67 ππππ = 1,43
1,6β0,67 π₯π₯ 0,68 = 1,25
Ο Nn = 0,85 π΄π΄π΄π΄ ππππ
ππ = 0, 85 π₯π₯ 170.000 π₯π₯ 290
1,25 =
33.588.841 N Ο Nn β₯ Nu 33.588.841 N β₯ 19.966.000 N......OK -Kontrol interaksi kolom πππ’π’ππ πππ π
β₯ 0,2
19.966.000 33.588.841
β₯ 0,2 0,59 β₯ 0,2 β¦β¦..Rumus interaksi 1 = 0,6 β 0,4 x οΏ½546
655οΏ½ = 0,267
Ξ΄by = οΏ½ πΆπΆππ
1βοΏ½ πππ’π’ππ πππππππ₯π₯ οΏ½
οΏ½ β₯ 1
Ξ΄by = οΏ½ 0,267
1βοΏ½ 19.966 .0002.486 .988 .481 οΏ½
οΏ½ β₯ 1
0,269 < 1β¦β¦.dipakai 1 Muy = Ξ΄by x M uty Muy = 1 x 655 kNm = 655 kNm -Cmx = 0,6 β 0,4Ξ²β¦β¦(LRFD 7.4.4) = 0,6 β 0,4 x οΏ½ 828
1711οΏ½ = 0,406
Ξ΄bx = οΏ½ 0,406
1βοΏ½ 19.966 .000107 .471 .140οΏ½
οΏ½ β₯ 1
0,499 < 1β¦β¦.dipakai 1 Mux = Ξ΄bx x M utx Mux = 1 x 1711 kNm = 1711 kNm -Kontrol penampang terhadap panjang kelangsingan (SNI 03-1729-2002 psl 8.4) Badan : Iyβ = 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 Aβ = (980 x 50) + (400 x 30) A = 61.000 mm2 πππ₯π₯ < ππππ β¦.. ππ = ππππ
10
r1 = οΏ½πΌπΌπ΄π΄ = οΏ½3,925 π₯π₯ 109
61.000 = 253,59 mm
- Ξ»G β€ Ξ»P
πΏπΏππππ
β€ 1,76οΏ½ πΈπΈππππ
12000253,59
β€ 1,76οΏ½200.000290
47,32 > 46,21β¦cek Ξ»r
- Ξ»G β€ Ξ»r
πΏπΏππππ
β€ 4,4οΏ½ πΈπΈππππ
12000214.88
β€ 4,4οΏ½200.000290
47,32 < 115,54β¦β¦β¦.. Ξ»G β€ Ξ»r Jadi syarat yang memenuhi kondisi Ξ»P < Ξ»G β€ Ξ»r
ππππππ = πΆπΆππ ππππ οΏ½1 β (πππΊπΊβππππ )2(ππππβππππ )οΏ½ β€ ππππ (SNI 03-1729-
2002 psl 8.4.5) Mencari Cb (SNI 03-1729-2002 psl 8.3.1)
πΆπΆππ =12,5 πππππππ₯π₯
2,5 πππππππ₯π₯ + 3πππ΄π΄ + 4πππ΅π΅ + 3πππΆπΆ β€ 2,3
πΆπΆππ
=12,5 (1711)
2,5 (1711) + 3(975) + 4(1017) + 3(1177)
Cb = 1,44 ππππππ = πΆπΆππ ππππ οΏ½1 β (πππΊπΊβππππ )
2(ππππβππππ )οΏ½ β€ ππππ
ππππππ = 1,44 290 οΏ½1 β(47,32 β 46,21)
2(115,54 β 46,21)οΏ½ β€ ππππ
ππππππ = 414 > ππππ (290 Mpa) sehingga dipakai fcr=fy=290 Mpa Sayap : Ξ»G β€ Ξ»P ππ
2 π‘π‘ππ β€ 0,38οΏ½ πΈπΈ
ππππ
9802 π₯π₯ 50
β€ 0,38οΏ½200.000290
9,80 β€ 9,98β¦β¦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
Ξ¦ 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 Ξ¦ Mny = 0,9 x 23,64 x 109 Nmm = 4,18 x 103 kNm -Kontrol interaksi kolom rumus interaksi 1 πππ’π’β πππ π
+ 89οΏ½ πππ’π’π₯π₯β πππ π π₯π₯
+ πππ’π’ππβ πππ π ππ
οΏ½ β€ 1 19.966.00033.588.841
+ 89οΏ½ 1711
37800+ 655
4180οΏ½ β€ 1
0,59 + 0,18 < 1
0,77 < 1 β¦..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
+
β
ββ₯
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
==ββββ
=pasalRSNITpasalRSNITCv
+
β
ββ₯
2
2
240025001
24002500
24002500)64,01.(72000.1.5,0As
As β₯ 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) : πππ₯π₯ = πΏπΏπΏπΏ
ππ ππ = 1000
10,30 = 97,08 < 300 β¦β¦OK
ππππ = πΏπΏπΏπΏππ π₯π₯
= 5005,98
= 83,61 < 300 β¦β¦OK -Kontrol kekuatan leleh Ο Nn = Ο x fy x Ag = 0,9 x 290 x 8206 mm2 = 2.141.766 N > Nu (306.340 N)β¦.. OK -Kontrol kekuatan patah An = 8206 β (4 x x22 x 11) = 7238 mm2 u = 1 β π₯π₯
πΏπΏ = 1 β 2,27
12 = 0,811
Ae = u An Ae = 0,811 x 7238 cm2 = 5.870 cm2 Ο Nn = Ο x fu x Ae = 0,9 x 500 x 5.870 = 2.641.500 N > Nu (306.340 N )β¦.. OK Perhitungan berdasar batang tekan : -Kontrol penampang Plat sayap (RSNI T-03-2005 tabel 4) ππ
2 π‘π‘ππ β€ 250
οΏ½ππππ = 11,45 < 14,68β¦..OK
Plat badan Penampang kompak βπ‘π‘π‘π‘
β€ 665οΏ½ππππ
= 17,85 < 39,05β¦..OK -Kontrol kelangsingan batang tekan (RSNI T-03-2005 psl 6.2.1) πππ₯π₯ = πΏπΏπΏπΏ
ππ ππ = 1000
10.30 = 97,08 < 140β¦OK
ππππ = πΏπΏπΏπΏππ π₯π₯
= 5005.98
= 83,61 < 140...OK
Ξ»c = ππππ οΏ½ππππ
πΈπΈ = 97,08
ππ οΏ½ 290
200.000 = 1,17
0,25 < Ξ»c < 1,2β¦β¦terjadi tekuk inelastis
Ο = 1,431,6β0,67 ππππ
= 1,431,6β0,67 π₯π₯ 1,17
= 1,76 Ο Nn = 0,85 π΄π΄π΄π΄ ππππ
ππ = 0, 85 π₯π₯ 8206 π₯π₯ 290
1,76 =
1.147.487 N Ο Nn β₯ Nu 1.147.487 N β₯ 335.914 N β¦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 Γ baut rencana 20 mm Γ 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) : ππππ = πΏπΏπΏπΏ
ππ ππ = 5937,5
179,24 = 33,16 < 300 β¦β¦OK
πππ₯π₯ = πΏπΏπΏπΏππ π₯π₯
= 5937,5424,48
= 13,98 < 300 β¦β¦OK -Kontrol kekuatan leleh Ο Nn = Ο x fy x Ag = 0,9 x 290 x 87.600 = 22.863.600 N > Nu (15.342.000 N)β¦β¦OK -Kontrol kekuatan patah An = 87.600β (12 x 22 x 30) = 79.680mm2 u = 1 β .
π₯π₯ = 1 β 2,27
12 = 0,811
Ae = u An Ae = 0,811 x 79.680 cm2 = 64.620 mm2 Ο Nn = Ο x fu x Ae = 0,9 x 500 x 64.620 = 29.079.000 N > Nu (15.342.000 N)β¦β¦OK -Kontrol penampang terhadap panjang kelangsingan (SNI 03-1729-2002 psl 8.4) Badan : Iyβ = 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 Aβ = (750 x 40) + (166 x 30) A = 34.980 mm2
r1 = οΏ½πΌπΌπ΄π΄ = οΏ½1,407 π₯π₯ 109
34.980 = 200,55 mm
- Ξ»G β€ Ξ»P
πππ₯π₯ > ππππ β¦.. ππ = πππ₯π₯
12 πΏπΏππππ
β€ 1,76οΏ½ πΈπΈππππ
5937200,55
β€ 1,76οΏ½200.000290
29,60 < 46,21β¦sehingga fcr = fy sehingga dipakai fcr=fy=290 Mpa Sayap : Ξ»G β€ Ξ»P ππ
2 π‘π‘ππ β€ 0,38οΏ½ πΈπΈ
ππππ
7502 π₯π₯ 40
β€ 0,38οΏ½200.000290
9,4 β€ 9,98β¦β¦ 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- οΏ½ ππππ1200+300ππππ
οΏ½ οΏ½ βπ‘π‘π‘π‘β 2550
οΏ½πππποΏ½
ar = π΄π΄π‘π‘π΄π΄ππ
= 30 π₯π₯ 98040 π₯π₯ 750
= 0,98
Kg =1- οΏ½ 0,981200+300 π₯π₯ 0,98
οΏ½ οΏ½98030β 2550
β290οΏ½ = 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 Ξ¦ Mnx = 0,9 x 9,135 x 109 Nmm = 8.221 kNm Kontrol kekuatan momen arah x Ξ¦ 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 Ξ¦ Mny = 0,9 x 2,175 x 109 Nmm = 1.957 kNm Kontrol kekuatan momen arah y Ξ¦ 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 β’ Direncanakan perletakan baja
- Mutu baja = BJ 50 - Mutu beton = fβc 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'Ο
= 35
000.341.11 = 324.028 mm2
Ambil b = 500 mm
2) Tebal kursi dan bantalan S1 = 0,5 x
bajabxxVxLΟ
3 = 209 mm
Ambil S1 = 300 mm 3) Direncanakan tinggi kursi, h = 300 mm
Tabel 6.1 Muller β 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 β 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
MΟ
= 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 β 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
bajaΟ = 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'Ο
= 35
000.269.11 = 321.971 mm2
Ambil b = 500 mm
2) Tebal kursi dan bantalan S1 = 0,5 x
bajabxxVxLΟ
3 = 209,1 mm
Ambil S1 = 300 mm
3) Garis tengah gelinding Direncanakan jari-jari gelinding (r1) = 35 mm
l = 0143,021
1
=r
Ξ³Β² = 0,75.106 .r
p .
= 0,75.106.
mm
Nx 878.693.449.335
0143,0000.269.11=
d2 = 2
61075,0Ξ³Lx
xPx =
878.693.449.3750000.261.111075,0 6
xxx
= 3,2 mm β 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 β Gelagar melintang
Alat sambung yang digunakan adalah baut mutu tinggi (HTB) yang perencanaannya berdasarkan AISC β LRFD.
β’ Kekuatan geser baut (LRFD 13.2.2.1 ) β’ 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.
β’ Kekuatan nominal 1 baut * Kuat geser : r1 = 0.4 (ada ulir pada bidang geser baut)
14
m = 2 (dua bidang geser) ΟRn = Οf 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 : ΟRn = Οf x 2.4 db x tp x fu = 0.75 x 2.4 x 16 x 10 x 500 = 144.000 N dipilih ΟRn = 99.525 N
Jumlah baut (n) = 99.525
379.940=
RnVu
Ο= 3,81 β 4
baut Syarat jarak baut berdasarkan segi pelaksanaan
β’ Kekuatan nominal 1 baut
(Pasal 13.4 AISC, LRFD): (d = 16 cm) 3d β€ S β€ 15tp 1,5db β€ S1 β€ (4tp + 100) atau 200 mm 1,25db β€ S2 β€ 12tp atau 150 mm Jadi : 4,8 cm β€ S β€ 15 cm 2,4 cm β€ S1 β€ 14 cm 2 cm β€ S2 β€ 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) ΟRn = Οf 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 : ΟRn = Οf x 2.4 db x tp x fu = 0.75 x 2.4 x 16 x 18 x 500 = 259.200 N Dipilih ΟRn = 49.762 N
Jumlah baut(n) = 49.762 379.940
=Rn
VuΟ
= 7,63 β 8
baut (2 sisi)
c) Kekuatan siku penyambung : Luas geser (Anv) = (L β n.dp) t
= (400 β 4 x 18) 10 = 3.280 mm2 Kuat nominal JL (ΟPn) = 2 x Ο (0 . 6 fu x Anv) = 2 x 0.75 (0.6 x 500 x 3.280) = 1.476.000 N - Kontrol kekuatan siku penyambung
Ξ¦ Pn β₯ Pu 1.476.000 N β₯ 379.940 N β¦β¦.OK
6.3.3 Sambungan batang tarik dengan batang penggantung Kekuatan rencana 1 baut :
a) Kuat tarik (Td) ΟVn = Οf 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)ΟRn = Οf 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 ΟVn = 472.118 N
:
472.118 1.056.420
Jumlah baut yang dibutuhkan :
- n = = 2,2 β 4 baut
- Leleh :
Sambungan las sudut : Panjang las β L = 200 mm Kekuatan batang :
Ο Ru = Ο . fy . Ag = 0,9 x 290 x 16 x 200 = 835.200 N (menentukan)
- Patah :
wL =
20200 = 10 β ΞΌ = 0,751
Ae = 1 x 16 x 200 = 3200 mm2 Ο Ru = Ο . 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
fnΟ = Ο . 0,6 . F70xx = 0,75 x 0,6 x 70 x 70,3 x 1 = 2.214,45 kg Syarat : fu < fnΟ β OK!!
teperlu = fnΟ
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 β 1,6 = 14,4 mm aeff maks = 22,9 mm Jadi dipakai a = 0,67 mm β 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 Γ36 mm : fub = 825 Mpa Ab = 0.25 x Ο 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) ΟVn = Οf 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)ΟRn = Οf 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 ΟVn = 503.593 N
:
- n =
Jumlah baut yang dibutuhkan :
503.593 15.342.000 = 30,46 β 32 baut (pada
badan 16, sayap atas 8 dan sayap bawah 8) a. Sambungan Akibat Gaya Vu dan Mu
β’ Akibat gaya geser D :
Rv = nD =
16 168.000 = 10.500 N
β’ Akibat momen M : ( )β + 22 yx = 8 (75 2 + 225 2 ) + 8 (75 2 + 225 2 )
= 900.000 mm 2
Ry = ( )β + 22max.
yxxM =
900.000225 0350.000.00 Γ =
87.500 N
Rx = ( )β + 22max.
yxyM =
900.000225 0350.000.00 Γ =
87.500 N
R = ( ) 22xyv RRR ++
= ( ) 22 500.87500.87500.10 ++ = 131.378 N < Vd = 503.593 N.............OK β’ Kekuatan plat penyambung web :
a)Kuat nominal ΟNn = 2 x Ο (0,6 fu x Anv) = 2 x 0,75 (0,6 x 500 x 39.250) = 17.662.500 N β₯ Nu = 15.342.000 N ...OK
b) Akibat Vu
6.3.5 Sambungan segmental antar busur
Kuat nominal ΟVn = 2 x Ο (0,6 fu x Anv) = 2 x 0,75 (0,6 x 500 x 39.250) = 17.662.500 N β₯ 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) ΟVn = Οf 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)ΟRn = Οf 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 ΟVn = 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 β 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
=Β΅
= 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 β 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
Ο = 0,08 = 1 baut
nbaut = )170.6312,17,0(150
000.967.5456.
6xxx
xVu
Muy=
Β΅
= 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. β’ Kekuatan plat penyambung flens :
a) Akibat Nu Kuat nominal ΟPn = 2 x Ο (0,6 fu x Anv) = 2 x 0,75 (0,6 x 500 x 3(650x30)
= 26.325.000 N β₯ Nu = 18.155.939 N
Gambar 6.11 Detail sambungan segmental antar
gelagar
- n = RnΟvS
= 97.143
435.165
= 4,47 baut β 5 baut BAB VII
STRUKTUR BAWAH JEMBATAN
7.1. Data Umum β’ Nama jembatan = Jembatan kota Brantas β’ Bentang jembatan = 190 m β’ Lebar jembatan = 10 m β’ Struktur atas = Busur dinding penuh
baja β’ Struktur bawah = Pondasi tiang pancang β’ 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 βCβ 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 ΓΓΓ
= 296.693 kN/m
T = p
TP
Kg
W2Ο =
693.2969,8
17.4692Ο
Γ
= 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 ΓΓΓ
= 4.679.486 kN/m
T = p
TP
Kg
W2Ο =
4.679.4869,82Ο
17.469Γ
= 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 :
tanahΞ³ = 17 kN/m3 ; ΞΈ = 280
satΞ³ = 19,1 kN/m3 ; c = 0,15 'Ξ³ = satΞ³ β
wΞ³
= 19,1 β 10,0 = 9 kN/m3 β’ Koefisien tekanan tanah aktif menggunakan
persamaan : Ka = tan2 ( 450 β Ο/2) Ka = tan2 (450 β 28/2) = 0,36
Beban lalu β lintas eqivalent dengan beban tanah urugan setebal 0,6 meter qV = zxΞ³ tanah qV = 17 x 0,6 =10,2 kN
β’ Gaya tekanan tanah aktif per satuan lebar dinding Ea = Luas diagram tekanan tanah aktif =
haiΟ x hi Akibat beban lalu β 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 tanahΞ³ x Ka x H1 x H1 = 1/2 x 17 x 0,36 x 4 x 4 = 48,96 kN/m Ξ£Pa = Pa1 + Pa2 = 65,85 kN/m Abutment selebar 11 m, maka : Ξ£Pa = 65,85 x 11 = 724,35 kN Letak resultan gaya tekanan tanah dari O :
z =( ) ( )
65,8533,1x48,962x89,16 +
= 1,51 m β 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/mΒ³ 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
Ξ£ Momen Penahan = 489,476 x 115384,24 kNm
No Xo (m) Mo (kNm)
b. Beban Tekanan Tanah Akibat Gempa
Kag = ( )
( )ΞΈΞ²Ξ΄Cos . Ξ²Cos . ΞΈ Cos .ΞΌ Ξ²ΞΈΟCos
2
2
++ββ
Dimana : Kag = Koefisien tekanan aktif dinamik Ξ² = Kemiringan tepi belakang tembok diukur
terhadap vertikal = 0 Kh = Koefisien gempa horisontal = 0,15 Kv = Koefisien gempa vertikal = 0,1 ΞΈ = Koefisien gempa β ( KhtgarcΞΈ = ) = 8,5310 Ξ΄ = Sudut geser rencana tembok dengan tanah = 0 0 Ο = Sudut geser dalam tanah = 280 Ξ± = Kemiringan urugan = 0
Β΅ = 2
Ξ±)Cos(Ξ²ΞΈ)Ξ²Cos(δα)ΞΈsin(ΟΞ΄)sin(Ο
1
βΓ++
ββΓ++
=2
0)Cos(0)531,80Cos(00)531,8sin(280)sin(28
1
βΓ++
ββΓ++
= 1,954 Maka :
Kag = ( )( )ΞΈΞ²Ξ΄CosΞ²CosΞΈ CosΞΌ
Ξ²ΞΈΟCos2
2
++ΓΓΓ
ββ
= ( )
( )531,800Cos0Cos8,531 Cos1,9540531,828Cos
2
2
++ΓΓΓ
ββ
= 0,465 Tag = 0,5 x Ξ³t x Htimb2 (1 β Kv) x Kag = 0,5 x 17 x 42 (1 β 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
Ξ£ Momen = 13.891 kNm Ξ£ Wtotal = 20.073 Kn Tegangan tanah :
tΟ = 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 β 4 m Pasir abu abu Ξ³ = 17 kN/m3 = 1,7 ton/m3 β = 28 0 C = 0,15
cΟ = 58,16 %
Untuk β = 28 0 didapat : Nc = 25,8 ; NΞ³ = 16,72 ; Nq = 14,72 (dari Caquet & Kriesel)
qL = [(1 β 0,2 LB )
2B Ξ³β NΞ³ ] + [(1 + 0,2
LB ) c .Nc] +
[Ξ³β .D .Nq]
= [(1 β 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
Οq
= 119
168,92
= 0,849 < 3 β 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 Ξ· β’ Direncanakan pondasi tiang pancang Γ 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 β 1
Syarat : Syarat S (jarak antara tiang pancang) : 2,5 D β€ S β€ 3D 2,5 x 0,5 β€ S β€ 3 x 0,5 1,25 m β€ S β€ 1,5 m
dan syarat S1 (jarak tiang pancang β tepi) : 1,5 D β€ S β€ 2D 1,5 x 0,5 β€ S β€ 2 x 0,5 0,75 m β€ S β€ 1,0 m Dipakai jarak S = 1,5 m dan jarak S1 = 1.00
Koefisien efisiensi menggunakan perumusan
dari Converse-Labarre :
Ξ· = ( ) ( )
β+β
βmn
nmmn90
111 ΞΈ
Ξ· =
( ) ( )
ΓΓΓβ+Γβ
β8390
8133185,1
5,01 tgarc
= 0,684 7.9 Perhitungan daya dukung BH-1
Metode yang digunakan adalah metode dari WIKA
:
PIjin =
Γ+ΓΓΓ
5401 AsNAbN
SF
Sehingga Γ Tp = 0,5 m Np = 51 N = (51+33+25+19+17+3+2) / 7 = 21,42 Ap = 0,25 x Ο x d2 = 0,25 x 3,14 x 0,52 = 0,19625
m2 As = 1,57 x 12 m = 18,84
Pijin =
Γ
+ΓΓ5
84,1842,2119625,0514021
Pijin = 0,5(400,35 + 80,71) = 240,53 ton = 2.359 kN
21 -Kontrol tekan tiang pancang :
Pall β₯ PU Ξ·Pijin Γ β₯ 1.335,8 kN
2.359 x 0,684 β₯ 1.335,8 kN 1.614 kN β₯ 1.335,8 kN....OK
Kontrol tarik (cabut tiang pancang) :
Pijin = kNton 40335,405
84,1842,2121
==
Γ
Kontrol cabut tidak diperlukan karena tiang pancang semua terkena beban tekan (+).
7.10.1 Kontrol terhadap gaya aksial
Untuk Γ 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
==+
=+
ΟΟ
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) β (1/2 Q X2) = 8(1301 x 1,5)-(1/2 374,4 2,52) = 15.612 β 1170 kNm = 14.442 kNm = 14.442.000.000 Nmm
β’ Tebal plat = 1,2 m β’ Diameter tul utama = 32 mm β’ Diameter tul memanjang = 32 mm β’ Selimut beton = 150 mm
d = t β selimut beton β 0,5 Οutama β Οmemanjang
= 1002 mm
Οbalance = fy600
600x
fy1Ξ²xfc'x0,85
+
= 410600
600x
810,530,85410 +
ΓΓ
= 0,035 Οmax = 0,75 x Οbalance ..... SNI 03 - 2847 - 2002 Ps. 12.3.3 = 0,0262 Οmin = 0,0025
Gambar 7.4. Asumsi Perencanaan Penulangan Pilecap
a. Syarat : Οmin < Οperlu < Οmax
Pakai Οperlu = 0,0033 b. Luas Tulangan
As perlu = Ο x b x d = 0,0033 x 1000 x 1002 = 3.246,93 mm2
Digunakan tulangan Ο 32 β 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 Ο 32 β 250 mm (As = 3.215,36 mm2 )
c. Kontrol geser poer -Gaya geser yang terjadi akibat kolom abutmen : Vu = Vu kolom β 8 Jumlah reaksi tiang dibawah kolom = 24.093 β 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
Ο Vc = 0,6 x dbofc'61
= 0,6 x 002129600 3561 ΓΓ
= 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
Οw = perbandingan tulangan pada dinding
Dari gambar 5.20(b) BMS, BDM diperoleh Οw = 0,01
As perlu = Ο . 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 D25β 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 fcβ 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
β’ Bridge Management System. Peraturan Perencanaan Teknik Jembatan. BMS 1992. Departemen PU Bina Marga.
β’ Brockenbrough, Roger dan Merritt, Frederick .1999. Structural Steel Designerβs Handbook, 3rd edition, McGraw-Hill Professional.
β’ Chatterjee, Sukhen. 2003. The Design of Design Modern Steel Bridge. Malden : Blackwell Ltd.
β’ Chen, Wai-Fah and Lian Duan, 2000, Bridge Engineering Handbook. Boca Raton : CRC Press.
β’ Lally, A and W. A Milek. 1969. Bridge Contruction Design. New York : AISC Engineering Journal.
β’ Liu, Zhong. 2002, Analityc Model of Long-Span Self-Shored Arch Bridge. Journal of Bridge Engineering.
β’ Struyk, H. J dan K.H.C.W van der Veen. 1995. Jembatan. Diterjemahkan oleh Soemargono. Jakarta : Pradnya Paramita.
β’ Teng, C. Wayne.1980. Foundation Design. New Delhi .Prentice-Hall of India,
twLwNuK R
cc
.
Γ Γ
Γ
top related