9

Bab II Tinjauan Pustaka

II.1 Kondisi Bonding Antar Lapis Perkerasan

Sebuah struktur perkerasan jalan terdiri dari beberapa lapis material yang berbeda

yang menghasilkan suatu tingkat daya lekat (adhesion) tertentu antar lapis

perkerasannya. Kerusakan jalan akibat penggeseran (slippage failure) telah secara

luas dilaporkan oleh para peneliti (Tschegg et al., 1995; Lepert et al. , 1992;

TRRL, 1979). Penggeseran (slippage) dan pengelupasan lapis perkerasan adalah

salah satu fenomena akibat lemahnya tingkat daya lekat antar lapis perkerasan

(West et al., 2005). Kondisi kerusakan ini adalah lokal dan tidak merupakan

kerusakan struktur jalan keseluruhan, walaupun begitu hal tersebut menyebabkan

jalan tidak dapat melayani lalu lintas (Brown dan Brunton, 1984). Kerusakan jalan

tipikal yang disebabkan oleh lemahnya daya lekat antar lapis permukaan jalan adalah

retak slippage (Romanoschi dan Metcalf, 2001). Hal ini sering terjadi pada daerah

pengereman dan membeloknya kendaraan.

Kondisi daya lekat antar lapis perkerasan sangat penting dalam perencanaan, analisis

dan evaluasi struktur perkerasan jalan. Daya lekat yang kuat akan menyebabkan

setiap lapis perkerasan akan bekerja bersama-sama dalam menerima beban lalu lintas.

Sebaliknya tidak adanya daya lekat (debonding) antar lapis perkerasan akan

menyebabkan masing-masing lapis perkerasan bekerja sendiri-sendiri akibat tidak

adanya geser yang kontinyu pada interface (Hakim, 2002).

Ada beberapa faktor yang mempengaruhi kekuatan daya lekat antar lapis perkerasan

(Hachiya dan Sato, 1998). Pertama, interval waktu konstruksi antar lapis perkerasan.

Kekuatan daya lekat akan menaik apabila interval waktunya makin pendek.

Sebaliknya, kekuatan daya lekat akan menurun apabila interval waktunya makin

panjang. Kedua, diaplikasikannya tack coat antara lapis perkerasan. Terkait dengan

tack coat ini, curing time dari tack coat sangat berpengaruh terhadap kekuatan daya

10

lekat. Kekuatan daya lekat sesudah curing 24 jam lebih besar dibandingkan sesudah

curing 1 jam. Selain itu diaplikasikannya material tack coat jenis baru, seperti

Rubberized Emulsified Asphalt, akan mendapatkan kekuatan daya lekat yang

diharapkan. Ketiga, faktor adanya kotoran seperti karet atau tanah pada lapis

perkerasan yang akan di overlay. Adanya kotoran ini akan menurunkan kekuatan

daya lekat antar lapis perkerasan

Pemberian tack coat sebelum lapisan perkerasan jalan baru digelar di atas lapisan

jalan yang lama adalah teknik yang biasa digunakan untuk menghasilkan daya lekat

yang kuat. Saat ini aplikasi pemberian tack coat untuk beberapa negara berbeda-beda

karena perbedaan spesikasi tack coat dan metoda pelaksanaan pekerjaannya.

Kondisi daya lekat (adhesion) antar lapis perkerasan berpengaruh terhadap kinerja

perkerasan jalan melalui pengaruh tingkat tegangan tertentu yang dialami oleh bahan

dan material jalan (Uzan et al., 1978)

.

Studi yang dilakukan oleh Van Cauwelaert et al. (1989) menyebutkan bahwa gesekan

sebagian (partial friction) adalah representasi terbaik dari kondisi interface insitu

antar lapis perkerasan tetapi tidak ada data percobaan untuk mengkuantifikasi

parameter ini yang telah dilaporkan. Irwin (1992) melaporkan berbagai macam

metodologi untuk mengevaluasi struktur perkerasan masih belum sensitif terhadap

derajat daya lekat (degree of bonding) antara lapis perkerasan jalan. Brown dan

Brunton (1984) menyatakan bahwa relatif masih sedikit yang diketahui mengenai

tegangan geser aktual pada interface lapis perkerasan, sehingga diperlukan banyak

penelitian untuk mempelajari masalah tersebut.

Saat ini, sebagian besar desain perkerasan lentur jalan raya mengasumsikan bahwa

daya lekat yang sangat kuat (full bond) terjadi antar lapis perkerasan (Brown dan

Brunton, 1985). Pada kondisi yang sebenarnya, kondisi daya lekat ini tidak diketahui

dan berada pada rentang mulai daya lekat yang sangat kuat (full adhesion) sampai

11

dengan tidak adanya daya lekat sama sekali (zero adhesion), tergantung pada

material properties dan kualitas konstruksinya (Kruntcheva et al., 2005).

Terkait dengan kondisi bonding antar lapis perkerasan beraspal, analisis numerik

telah dilakukan oleh beberapa peneliti sebelumnya. Uzan et al.(1978) dengan

menggunakan program BISAR menjelaskan bahwa perubahan paling besar dalam

tegangan atau regangan tarik radial terjadi ketika shear reactian modulus (Ks)

bervariasi antara 100 dan 10.000 MN/m3. Sehingga untuk kasus interface yang

bervariasi dari sangat licin (full slip) sampai dengan sangat kasar (full bond),

regangan tarik radial pada bagian bawah lapis permukaan terjadi paling tinggi dan

regangan tarik radial pada bagian atas lapis bawahnya berbalik menjadi compressive.

Kesimpulannya adalah distribusi tegangan atau regangan secara signifikan

dipengaruhi oleh besaran dari interface.

Brown dan Brunton (1984) meneliti pengaruh daya lekat yang lemah antara lapis

perkerasan. Program komputer BISAR telah digunakan untuk menganalisis suatu

struktur perkerasan. Sebagai kasus referensi, suatu struktur perkerasan dianalisis

dengan interface sangat kasar. Kemudian struktur dianalisis kembali dengan interface

sangat licin dan akhirnya dianalisis dengan interface kasar sebagian. Brown dan

Brunton (1984) menyimpulkan bahwa daya lekat sebagian pada interface akan

mengurangi usia perkerasan (pavement life) secara signifikan.

Hakim, et al. (2000) meneliti pengaruh daya lekat antara lapis permukaan (surface

coarse) dan binder coarse terhadap usia perkerasan untuk empat jenis struktur

perkerasan teoritis yang disebut perkerasan lemah, sedang, kuat dan sangat kuat.

Lendutan permukaan didaerah pembebanan dimonitor dengan besarnya dua regangan

kritis. Rata-rata terjadi penurunan usia perkerasan sebesar 20% pada nilai shear

reaction modulus mendekati nilai 10.000 MN/m3. Penurunan lebih jauh lagi sampai

dengan 50% terjadi ketika daya lekat tidak ada sama sekali (Kruntcheva et al., 2005).

12

Penelitian yang cukup signifikan yang menggambarkan interaksi antar lapis

perkerasan, adalah diperkenalkannya Interlayer Reaction Complex Modulus (Crispino

et al, 1998). Untuk meneliti fenomena interaksi antar lapis perkerasan, suatu

percobaan didesain dan dilakukan menggunakan peralatan yang dirancang khusus dan

dapat menghasilkan beban dinamik sinusoidal. Untuk merepresentasikan interaksi

antara lapis perkerasan digunakan horizontal restraint yang berupa model Kelvin

yang bersifat viscoelastic. Beban sinusoidal diekspresikan dengan persamaan : tiet ωττ max)( = ; sedangkan perpindahan antar lapis perkerasan s(t) diekspresikan

dengan persamaan : )(max)( ϕω −= tiests .

Dengan mengambil definisi modulus sebagai perbandingan antara tegangan (beban)

dengan regangan (perpindahan), maka dapat dinyatakan suatu Interlayer Reaction

Compleks Modulus (KI*) dengan suatu persamaan :

ϕτ

ϕτττ

ϕω

ω

sincos)()(*

max

max

max

max

max

max

si

sese

tstKI ti

ti

+=== −

dimana :

τmax adalah amplitudo tegangan geser sinusoidal

smax adalah nilai maksimum pergeseran antar lapis specimen perkerasan

ϕ adalah sudut fase antara tegangan geser dan perpindahan

Hakim et al (2000) dengan menggunakan analisis numerik mengidentifikasi rentang

bonding teoritis dengan bantuan software BISAR yang menghasilkan kondisi

bonding dalam parameter Bond Stiffnes (Ks) yang dapat dibagi menjadi tiga bagian,

yaitu : de-bonding Ks ≤ 100 MN/m3 ; intermediate case 100 ≤ Ks < 10.000 MN/m3

dan full bonding Ks ≥ 10.000 MN/m3.

II.2 Model Matematis Bonding

Solusi numerik dari sistem perkerasan multilayer memerlukan informasi dari kondisi

batas antar lapis perkerasan untuk memperkirakan respons struktur akibat beban.

Kondisi batas dari interface antar lapis perkerasan ini dapat berupa full bond, artinya

(II.1)

13

mempunyai daya lekat yang kuat sehingga terjadi tegangan geser yang sama antara

dua sisi interface, atau sebaliknya kondisi tidak ada daya lekat sama sekali sehingga

tidak ada tegangan geser yang akan ditransfer antar lapis perkerasan. Oleh karena itu

diperlukan model fundamental untuk menggambarkan kondisi interface ini.

Pertimbangkan interface sebagai lapis tipis (thin layer) dengan ketebalan t, tegangan

geser τ, terjadi pada interface menghasilkan regangan geser γ, berdasarkan dari

persamaan berikut ini :

τ = G . γ

G adalah modulus geser dari material interface.

Untuk pergerakan horizontal yang kecil dari lapis interface, regangan geser dapat

didefinisikan sebagai :

Dimana Δu adalah pergeseran horizontal relatif pada dua sisi dari interface, sehingga

persamaan (II.2) menjadi :

⇔ utG

Δ⋅=τ

⇔ τ = Ks . Δu

dimana Ks = tG adalah modulus geser reaksi horizontal pada interface.

Persamaan ini merupakan persamaan konstitutif dari Goodman yang menggambarkan

prilaku dari interface (Goodman et al., 1968).

tuΔ

=γ

(II.2)

tuG Δ

⋅=τ

(II.3)

(II.4)

14

Romanoschi dan Metcalf (2001) mendefinisikan model interface dengan Model

Mekanis. Model mekanis dari interface adalah menyatakan hubungan antara

pergerakan geser sepanjang bidang interface dengan tegangan geser dan normalnya.

Beberapa model mekanis telah dikembangkan untuk menggambarkan prilaku

mekanik dua massa batuan yang berbeda. Selama pergeseran, interface mengalami 2

macam pergeseran relatif, yaitu pertama pergeseran normal yang membuat

pergerakan antar dua lapis makin berjauhan dan kedua pergeseran tangensial terhadap

bidang interface. Dari model mekanis ini kemudian dapat dikembangkan model

konstitutifnya.

Model konstitutif dari interface dapat diturunkan dengan baik dari data yang

dihasilkan oleh Direct Shear Test pada beban normal yang konstan. Karena beban

normal yang konstan maka coupling antar tegangan dapat diabaikan dan

permasalahan dapat lebih mudah diformulasikan dan dianalisis (Romanoschi dan

Metcalf, 2001).

Gambar II.1 Model Makroskopis dari Interface Antar Lapis Perkerasan Beraspal (Romanoschi dan Metcalf, 2001)

Model makroskopis yang diusulkan disebut dengan Model Dua Tahap, yaitu tahap

pertama adalah tahap dimana shear displacement proporsional dengan shear stress

sesuai dengan kaidah Goodman, derajat kemiringannya disebut Interface Reaction

Modulus (K). Pada tahap pertama ini, shear stress akan terus meningkat sampai

interface mengalami keruntuhan, shear stress maksimum pada saat runtuh disebut

Shear Strength (Smax). Tahap yang kedua adalah tahap setelah interface runtuh,

15

interaksi antar lapis perkerasannya digambarkan sebagai Simple Friction yang

diparameterkan dengan koefisien gesekan, mu. Oleh karena itu Model Dua Tahap ini

mempunyai tiga paramater, yaitu : K, Smax dan mu, seperti diilustrasikan pada

Gambar II.1

II.3 Bond Strength dan Bond Stiffness

Bond Strength dan Bond Stiffness adalah dua parameter yang berbeda yang

menunjukkan kondisi daya lekat pada interface antar lapis perkerasan. Istilah bond

strength terkait dengan tegangan geser (shear stress) maksimum yang dapat dipikul

oleh interface antar lapis perkerasan beraspal tepat pada saat runtuh (West et al.,

2005), sedangkan istilah bond stiffness terkait dengan nilai rasio tegangan geser dan

besar pergerakan gesernya yang terjadi pada interface antar lapis perkerasan beraspal.

Istilah ini dipakai oleh Hakim et al. (2002) untuk menggambarkan modulus geser

reaksi horizontal pada interface seperti yang terlihat pada persamaan II.4.

Pengertian Bond Strength erat kaitannya dengan konsep shear stress yang

menunjukkan prilaku kekuatan geser dari suatu bahan. Istilah Shear Stress (τ) adalah

menunjukkan besarnya respons dari interlayer lapis perkerasaan akibat gaya

horizontal (F) yang diterapkan pada lapisan perkerasan tersebut, seperti terlihat pada

Gambar II.2 berikut :

Gambar II.2 Kasus Shear Stress

F

τ

16

Yang dimaksud dengan Bond Strength (Bs) adalah shear stress maksimum yang

menyebabkan keruntuhan daya lekat antar lapis perkerasan beraspal tersebut.

Persamaan Shear Stress dan Bond Strength adalah sebagai berikut.(West et al., 2005)

τ = Shear Stress (kg/cm2) Bs = Bond Strength (kg/cm2) Fmax = Beban maksimum yang diterima sampel (kg) A = luas penampang melintang sampel (cm2)

Tinjau elemen interface pada Gambar II.3, untuk Bond Stiffness dapat diturunkan dari

persamaan konstitutif dari Goodman et al. (1968) seperti yang dinyatakan pada

persamaan II.7 sebagai berikut :

Gambar II.3 Elemen Interface

τ = G . γ

⇔ τ = G ( Δu / t )

⇔ τ = ( G / t ) . Δ u ; jika Ks = (G / t )

⇔ τ = Ks . Δu .

⇔

dimana Ks adalah Bond Stiffness (MN/m3 atau MPa/m )

AF

=τ

AFBs max=

(II.5)

(II.6)

(II.7) u

Ks Δ=

τ

17

Persamaan II.7 merupakan definisi dari Bond Stiffness sekaligus menunjukkan

hubungannya dengan Shear Stress. Kemiringan dari kurva Shear Stress-Displacement

pada Gambar II.4 adalah merupakan nilai bonding stiffness pada interface antar

lapisan beraspal (Hakim et al., 2000).

Gambar II.4 Kurva Hubungan Shear Stress dengan Bonding Stiffness (Hakim et al., 2000)

II.4 Modulus Tangen dan Modulus Sekan

Salah satu dari beberapa parameter elastis yang dipergunakan untuk analisis

deformasi dari benda padat diberikan oleh kemiringan dari bagian lurus kurva

tegangan regangan (Bowles, 1984). Parameter ini yaitu modulus elastisitas, E, adalah:

Modulus elastisitas merupakan ukuran dari deformasi dan kekakuan material. Apabila

penggambaran tegangan regangan berupa lengkungan, suatu interpretasi akan

uKs Δ

=τ

εσΔΔ

=E (II.8)

18

dibutuhkan dalam memperoleh modulus tangen ataupun modulus sekan seperti

terlihat pada Gambar II.5 berikut :

Gambar II.5 Modulus Tangen dan Modulus Sekan (Bowles, 1984)

Kurva-kurva tegangan regangan untuk material beraspal, merupakan kurva yang tidak

linier atau melengkung sepanjang batas-batas yang harus ditinjau. Walaupun lebih

biasa menyebut ’modulus tegangan-regangan’ dari pada modulus elastisitas. Biasanya

Modulus Tegangan-Regangan diberi subskrip untuk membedakan dengan modulus

elastisitas seperti rumus berikut :

Pada umumnya modulus tangen awal dipakai untuk menghitung Es yang secara tidak

langsung memungkinkan pemakaian batas-batas linier. Terdapat dua metode yang

biasa dipakai untuk menghitung modulus tegangan-regangan dari kurva-kurva

tegangan regangan yang tidak linier :

1. Modulus Tangen, modulus yang berdasarkan kemiringan garis yang

menyinggung kurva tegangan regangan pada satu titik. Modulus tangen awal

merupakan modulus yang paling biasa dipakai (garis singgung terhadap titik

asal), oleh karena kemiringan pada titik tidak sangat berpengaruh oleh faktor

lingkungan.

εσΔΔ

=sE (II.7)

19

2. Modulus Sekan, modulus yang berdasarkan pada kemiringan garis sekan.

Garis Sekan memotong kurva tegangan-regangan pada dua titik. Apabila

dipakai, kedua titik ini biasanya berjarak sama dari tegangan yang bekerja.

Gambar II.6 Contoh Perhitungan Modulus Tangen dan Modulus Sekan (Bowles, 1984)

Collop et al (2003) menggunakan modulus tangen untuk menghitung shear reaction

modulus atau Bond Stiffness pada serangkaian percobaan dengan menggunakan

Leutner Test, seperti yang diilustrasikan pada Gambar II.7

Gambar II.7 Grafik tipikal Shear Stress-Displacement menggunakan Leutner Test

(Collop et al., 2003)

20

II.5 Pengaruh Kondisi Bonding Antar Lapis Perkerasan Terhadap Kinerja Perkerasan.

Pengaruh kondisi interface terhadap kinerja perkerasan terlihat dari percobaan yang

dilakukan terhadap beberapa perkerasan empat lapis. Terdapat beberapa variasi tegangan,

regangan dan lendutan akibat kondisi bonding, seperti terlihat pada Tabel II.1 (Uzan et

al., 1968).

Tabel II.1 .Hasil analisis struktur pada Perkerasan 4-Lapis dengan berbeda kondisi interface (Uzan et al., 1967)

Terlihat pada Tabel II.1 , besarnya tegangan, regangan dan lendutan aktual untuk tiga

kasus kondisi interface yang berbeda dibandingkan dengan tegangan, regangan dan

lendutan untuk kasus daya lekat yang kuat. Terlihat bahwa dalam banyak kasus

tegangan, regangan dan lendutan meningkat jika salah satu kondisi interface berubah

dari rough (daya lekat kuat) menjadi smooth (tidak ada daya lekat sama sekali). Tabel

II.1 tersebut juga menunjukkan bahwa terjadi peningkatan regangan tarik pada bagian

bawah lapis perkerasan yang terletak dekat interface yang mempunyai kondisi

bonding yang telah berubah.

21

Uzan et al. (1967) menunjukkan distribusi regangan radial pada lapis perkerasan

dengan merubah kondisi interface antar dua lapis pertama dengan bantuan program

BISAR. Dinyatakan bahwa perubahan kondisi interface dari daya lekat yang kuat

sampai dengan tidak ada daya lekat sama sekali, regangan tarik radial pada bagian

bawah lapis pertama menjadi tertinggi dan regangan tarik radial pada bagian atas

lapis kedua sebaliknya berubah menjadi tekan. Hasil yang sama juga didapatkan oleh

Shahin et al (1986) seperti terlihat pada Gambar II.8.

Gambar II.8 Regangan horizontal pada sumbu roda tunggal DC-9 (Shahin et al., 1986)

Brown dan Brunton (1984) meneliti pengaruh dari kurangnya daya lekat antar lapis

perkerasan, lihat Tabel II.2. Sebagai referensi kasus, struktur pertama-tama dianalisis

dengan interface sangat kasar yang berarti daya lekat yang kuat. Selanjutnya struktur

di analisis kembali dengan kondisi interface yang kasar sebagian atau licin pada

masing-masing interface yang pertama (bagian atas) dan interface yang kedua

(bagian bawah) secara bergantian. Tabel II.2 menunjukkan persentase usia

perkerasan dengan daya lekat yang lemah terhadap perkerasan dengan daya lekat

yang kuat, sehingga untuk perkerasan dengan daya lekat yang kuat pada kedua

interface menghasilkan nilai 100%. Brown dan Brunton (1984) menyimpulkan bahwa

perkerasan dengan daya lekat yang lemah akan menyebabkan kerusakan lokal yang

22

Note : HRA, Hot Rolled Asphalt DBM, Dense Bitumen Macadam S-base, Subbase W-mix,, Wet mix.

prematur dan perkerasan dengan daya lekat yang sedang pada kedua interface dapat

mengurangi usia perkerasan sampai menjadi 30% nya.

Tabel II.2 Usia perkerasan dengan daya lekat yang lemah yang dinyatakan dengan persentase terhadap perkerasan dengan daya lekat yang kuat

(Brown dan Brunton, 1984).

Hakim (2002) menunjukkan dengan baik pengaruh daya lekat antar lapis perkerasan

terhadap mekanisme keruntuhan perkerasan jalan. Terdapat dua macam mekanisme

keruntuhan pada perkerasan lentur, yaitu rutting dan fatigue cracking. Rutting timbul

dari akumulasi regangan permanen struktur perkerasan. Jika regangan vertikal pada

bagian atas lapis subgrade masih dibawah nilai tertentu, kerusakan rutting tidak akan

terjadi kecuali desain campuran beraspalnya tidak baik serta pemadatan yang kurang

pada saat pelaksanaan. Retak pada campuran beraspal akan timbul dari perulangan

23

regangan tarik maksimum yang terjadi pada bagian bawah lapis campuran beraspal.

Jika retak mulai terjadi, hal ini kemudian akan menyebar keatas dan perlahan-lahan

menyebabkan keruntuhan perkerasan. (O’flaherty, 1985). Hakim (2002) menjelaskan

bahwa jika diasumsikan daya lekat nya tetap tidak berubah selama usia perkerasan

dan tidak sensitif terhadap temperatur, maka perkerasan dengan daya lekat yang

lemah akan menyebabkan kerusakan perkerasan jalan lebih cepat, seperti yang

ditunjukkan pada Gambar II.9 dan Gambar II.10.

Gambar II.9 Pola Permulaan Retak dan Penyebarannya yang dimulai dari bagian bawah perkerasan (Hakim, 2002)

Gambar II.10 Pola permulaan retak dan penyebarannya yang dimulai dari permukaan perkerasan (Hakim, 2002)

Gambar II.9 menunjukkan bahwa pada perkerasan dengan daya lekat yang lemah

masing-masing lapis perkerasan bekerja sendiri-sendiri sehingga jika terjadi retak

akibat lemahnya subgrade akan menyebabkan keretakan pada dua lapis yang

bersamaan sehingga kerusakan jalan akan lebih cepat terjadi. Sebaliknya Gambar

24

II.10 menunjukkan bahwa jika retak dimulai dari permukaan perkerasan dan

menyebar terus ke lapis interface yang daya lekatnya lemah, hal ini mungkin akan

berlanjut menyebar ke arah horizontal yang menyebabkan penggeseran (slippage)

lapis perkerasan dan retak tidak akan berlanjut ke lapis dibawahnya.

Kruntcheva et al.(2005) melakukan studi teoritis untuk mendapatkan pemahaman

yang mendalam tentang konsekuensi dari daya lekat yang lemah terhadap kinerja

perkerasan lentur. Dua pendekatan pemodelan yang berbeda telah dilakukan. Yang

pertama adalah struktur perkerasan dianalisis dengan program BISAR yang

melibatkan kondisi interface dengan tingkat daya lekat yang berbeda-beda serta

beban statis standar horizontal dan vertikal ganda. Hasilnya menunjukkan bahwa

kondisi daya lekat antar lapis binder coarse dengan base dapat mengurangi usia

perkerasan menjadi sampai dengan 80% nya. Untuk kondisi daya lekat yang lemah

antara surface coarse dan binder coarse, usia perkerasan sangat sensitif terhadap

beban horizontal yang diakibatkan oleh lalu lintas. Yang kedua adalah dengan

menggunakan pemodelan linear dan non linear elemen hingga dua dimensi untuk

mengevaluasi kinerja struktur perkerasan yang mempunyai derajat daya lekat yang

bervariasi dengan pembebanan vertikal dan horizontal.

Romanoschi dan Metcalf (2001) menunjukkan dengan suatu pendekatan analitis

tentang pengaruh beban horizontal dan kondisi interface terhadap usia perkerasan

menggunakan metoda elemen hingga dengan bantuan progam ABAQUS. Struktur

perkerasan yang ditinjau adalah struktur perkerasan empat lapis, yang tersusun dari

lapis atas ke bawah terdiri dari lapis wearing, binder, granular base dan subgrade,

lapisan wearing dan binder berupa campuran beraspal. Sejumlah empat belas kasus

terkait kombinasi beban horizontal dan kondisi interface yang dianalisis dengan

mengevaluasi stress dan strain nya. Dari nilai strain yang didapat untuk setiap kasus

dihitung usia perkerasannnya dengan model fatigue cracking yang merupakan nilai

maksimum dari regangan tekan vertikal pada bagian atas lapis subgrade yang

kemudian digunakan untuk menghitung jumlah perulangan beban sampai terjadi

25

keruntuhan. Analisis yang dilakukan menunjukkan bahwa beban horizontal secara

signifikan berpengaruh pada nilai regangan horizontal pada lapis permukaan beraspal

dan sedikit berpengaruh pada regangan vertikal pada bagian atas subgrade. Akhirnya

kombinasi beban horizontal dan kondisi interface yang kasar sebagian berpengaruh

terhadap terjadinya pengurangan usia perkerasan sebesar 15 kali dibandingkan

dengan struktur perkerasan standar yang hanya dibebani beban vertikal dan kondisi

interface yang daya lekatnya sangat kuat.

Ziari dan Khabiri (2007) melakukan studi pengaruh kondisi interface terhadap usia

perkerasan lentur. Model persamaan dari SHELL terkait dengan regangan tekan

vertikal pada bagian atas subgrade digunakan untuk menghitung usia perkerasan dari

sisi serviceability life. Selain itu model fatigue yang diturunkan dari percobaan

laboratorium juga digunakan dalam evaluasi usia perkerasan ini dari sudut fatigue

life. Program komputer Kenlayer digunakan untuk memodelkan interface kasar dan

licin dan akhirnya pendekatan elemen hingga digunakan untuk mengevaluasi struktur

perkerasannya untuk menghitung tegangan dan regangan yang terjadi. Terdapat

empat kasus yang ditinjau dari struktur perkerasan empat lapis dengan dua kondisi

interface yang masing-masing dikombinasikan, seperti terlihat pada Tabel II.3.

Tabel II.3 Empat kasus kondisi interface (Ziari dan Khabiri, 2007)

Dari empat kasus yang dikembangkan tersebut, diperoleh kesimpulan bahwa dengan

mengasumsikan kondisi interface yang tidak kasar akan mengurangi usia perkerasan

sampai dengan 25% nya, apabila dibandingkan dengan perkerasan yang diasumsikan

kondisi interfacenya sangat kasar, seperti terlihat pada Gambar II.11

26

Gambar II.11 Fatigue dan Serviceability Life untuk kondisi interface yang berbeda (Ziari dan Khabiri, 2007)

II.6 Pengujian Laboratorium Kondisi Bonding

Pengujian laboratorium untuk mengetahui kondisi bonding antar lapis perkerasan

beraspal biasanya dilakukan dengan menggunakan Direct Shear Test. (Uzan et al.,

1978; Kruntcheva et al., 2006; Mohammad et al., 2005). Pengujian ini biasanya

melibatkan pemberian beban normal disamping pemberian beban geser sampai

keruntuhan daya lekat terjadi. Uzan et al. (1978) melakukan pengujian yang sama

menggunakan kotak geser pada sample persegi dan menemukan bahwa tahanan geser

dari interface menurun secara signifikan dengan meningkatnya temperatur dan

menurunnya tegangan normal. Hasil pengujian lainnya yang didapat dari beberapa

kombinasi material yang diuji mendapatkan kadar optimum dari aplikasi pemberian

tack coat pada kondisi tegangan geser yang maksimum pada interface.

Mohammad et al. (2005) menggunakan shear box yang dikombinasikan dengan

Superpave Shear Tester (SST). Walaupun bentuk luar cetakannya adalah persegi,

specimen yang digunakan pada saat pengujian adalah berbentuk silinder diameter

150mm. Cetakan terdiri dari dua bagian dengan kedalaman 50,8 mm yang sudah

27

dipersiapkan untuk dipasangkan dengan sebuah LVDT (Linear Variable Differential

Transducer) aksial dan geser, seperti terlihat pada Gambar II.12.

Gambar II.12 Cetakan Direct Shear Test yang dimasukkan ke SST (Mohammad et al.,2005)

Pada pengujian dengan SST ini diberikan beban geser dengan tingkat pembebanan

222,5 N/min pada specimen sampai akhirnya runtuh. Dengan SST ini diukur

displacement dari specimen interface menggunakan LVDT, kemudian hasilnya diplot

ke grafik seperti pada Gambar II.13

Gambar 11.13 Hasil pengujian SST tipikal (Mohammad et al., 2005)

Romanoschi dan Metcalf (2001) menggunakan Direct Shear Test dengan beban

normal untuk menguji sampel coring diameter 95 mm untuk memperkirakan besaran

interface dari material perkerasan yang didapat dari full scale test di USA, seperti

28

terlihat pada Gambar II.14. Pengujian dilakukan untuk meneliti interface antara lapis

permukaan (surface coarse) dan binder coarse dengan dan tanpa ditambahkan tack

coat. Terdapat 3 macam suhu dan empat level pembebanan normal yang diterapkan

pada sampel pengujian. Hasil penelitian menunjukkan bahwa pada bagian awal

pengujian tegangan geser meningkat secara linear terhadap pergeserannya.

Keruntuhan terjadi ketika tegangan gesernya mencapai maksimum dan setelah runtuh

perilaku gesekan (frictional) diamati. Romanoschi dan Metcalf (2001) menemukan

bahwa walaupun variabilitas dari hasil pengujian sangat tinggi, nilai shear strength

dan shear reaction modulus dari interface yang diuji berturut-turut berada pada

rentang 0.5 – 2.5 MPa dan 200 – 1200 MPa/m

Gambar II.14 Alat Direct Shear Test (Romanoschi dan Metcalf, 2001)

Collop et al. (2003) melakukan pengukuran kondisi bonding dengan menggunakan

Leutner Shear Test. Alat ini dikembangkan di Jerman pada akhir tahun 1970an untuk

secara sederhana melakukan percobaan direct shear pada interface antara dua lapis

campuran beraspal. Pengujian ini dilakukan terhadap sampel silinder dengan diameter

150 mm baik yang dibuat di laboratorium maupun langsung diambil dari lapangan.

Prinsip pengujian adalah dengan menerapkan tingkat pergeseran yang konstan

sepanjang interface dan dihitung gaya gesernya. Beban normal tidak diaplikasikan

pada percobaan ini, seperti terlihat pada Gambar II.15.

29

Gambar II.15 Alat Leutner Shear Test (Collop et al.,2003)

Tingkat pergeseran yang diterapkan pada pengujian ini adalah sebesar 50mm/min

sehingga sistem pembebanan Marshall dan CBR dapat dimanfaatkan. Perlu dicatat

bahwa walaupun Leutner Test mempunyai proses pengujian yang mudah

dibandingkan jenis shear box test dengan pembebanan normal, pengujian ini tetap

rawan terhadap tegangan geser interface yang tidak seragam (Sutanto et al., 2006)

Terkait dengan pengujian dengan Leutner Shear Test, Sutanto et al. (2007)

melakukan modifikasi terhadap alat ini dengan membuat gap pada shear plane

sebesar 5mm untuk memberikan toleransi agar interface dari sample dapat lurus

dengan shear plane alat ini, seperti terlihat pada Gambar II.16

30

Gambar II.16 Diagram skematik dari Leutner Shear Test yang dimodifikasi (Sutanto et al., 2007)

Sholar et al. (2004) mengembangkan alat direct shear test yang sama untuk pengujian

terhadap sample core tanpa beban normal. Tingkat pembebanan yang dilakukan

adalah sebesar 50 mm/min pada temperatur 25 oC dan bukaan antar kotak gesernya

sebesar 4.8mm. Beberapa variabel lain seperti kadar aplikasi tack coat dan pengaruh

air juga diterapkan pada pengujian. Sholar et al. (2004) menemukan bahwa adanya

air pada permukaan tack coat mengurangi nilai shear strength. Selain itu untuk

beberapa kombinasi material, peningkatan aplikasi kadar tack coat akan

meningkatkan shear strength sedangkan kombinasi material lainnya tidak.

Hachiya dan Sato (1998) telah melakukan penelitian pengaruh tack coat terhadap

daya lekat antar material beraspal. Pengujian di lapangan dilakukan dengan

pengambilan core sample dari perkerasan lapangan terbang untuk dilakukan

pengujian geser. Pengujian di laboratorium dilakukan untuk memeriksa bagaimana

karakteristik daya lekat antar lapis perkerasan beraspal dipengaruhi oleh adanya debu

dan kotoran yang melekat di perkerasan lama. Kesimpulan yang didapat antara lain

jarak waktu antara pembuatan lapisan penutup dan lapisan dibawahnya berpengaruh

terhadap bond strength, tegangan akan berkurang jika interval waktunya meningkat

akibat kotoran yang terakumulasi, curing time tack coat berpengaruh terhadap

31

kekuatan geser, kekuatan daya lekat untuk curing time 1 jam kurang dari curing

setelah 24 jam. Selain itu penggunaan material tack coat yang baru juga mendukung

terhadap kekuatan bond strength nya. Beberapa contoh desain sampel untuk berbagai

macam percobaan dapat dilihat pada Gambar II.17

Gambar II.17 Direct Shear Test untuk AC dan Emulsified Asphalt (Hachiya dan Sato, 1998)

Soendiarto (2004) melakukan percobaan Direct Shear untuk sampel perkerasan

komposit pada variasi kadar tack coat dari 0,2 ltr/m2 sampai dengan 0,6 ltr/m2 dan

variasi pembebanan normal maksimum sampai dengan 80 kg. Kadar tack coat

optimum yang memberikan tegangan geser maksimum adalah sebesar 0,4 ltr/m2

untuk aspal emulsi, seperti terlihat pada Gambar II.18.

Gambar II.18 Kurva Tegangan Geser untuk variasi kadar tack coat Aspal Cair (Soendiarto, 2004)

32

West et al. (2005) telah melakukan penelitian yang disponsori The Alabama

Department of Transportation tentang Bond Strength yang meliputi percobaan

laboratorium dan hasilnya dilanjutkan dengan penelitian lapangan. Pada percobaan di

laboratorium, sampel yang digunakan adalah sampel desain Superpave bentuk

silinder dengan diameter 150mm dan tinggi 115mm kemudian di uji dengan alat

Direct Shear seperti terlihat pada Gambar II.18.

Gambar II.18 Alat Direct Shear Test (West et al., 2005)

Variasi percobaan dilakukan terhadap faktor-faktor tipe campuran beraspal, jenis tack

coat, kadar tack coat, beban normal dan temperatur, dengan total sampel sebanyak

324 buah. Dari penelitian ini disimpulkan bahwa semua faktor mempunyai pengaruh

yang signifikan terhadap nilai bond strength dan temperatur pengujian mempunyai

pengaruh yang paling signifikan. Beban normal mempengaruhi Bond Strength dan

berbeda untuk temperatur tinggi, menengah dan rendah. Pada temperatur yang tinggi

ketika beban normal meningkat maka nilai bond strength juga meningkat. Pada

temperatur rendah dan menengah, bond strength tidak terlalu sensitif terhadap beban

normal yang diberikan. Tahap kedua dari penelitian ini melibatkan pengujian di

lapangan dengan menerapkannya ke tujuh macam proyek yang berbeda. Variasi

dilakukan terhadap kadar tack coat dan jenis tack coat.

33

Santagata dan Canestari (1994) menggunakan suatu alat Direct Shear Test yang

disebut Ancona Shear Testing Research and Analysis (ASTRA) untuk melakukan

studi pengaruh temperatur dan permukaan lapisan perkerasan terhadap prilaku geser

dari interface lapis perkerasan seperti terlihat pada Gambar II.19

Gambar II.19 Direct Shear Test ASTRA (Santagata dan Canestari, 1994)

Beberapa perbaikan telah dilakukan terhadap alat tersebut selama sepuluh tahun

terakhir. Di alat yang disebut ASTRA ini sudah terdapat beban normal pada sampel

selama pengujian geser dengan tingkat pergeseran 2,5mm/min.

Raab dan Partl (2004) menggunakan alat pengujian Layer Parallel Direct Shear

(LPDS) untuk melakukan penyelidikan yang ekstensif terhadap interlayer adhesion

dari sample yang dibuat di laboratorium dengan kadar tack coat yang bervariasi. Alat

LPDS tersebut terlihat pada Gambar II.20. Sampel terpotong material beraspal

dilekatkan kembali dengan mesin gyratory dengan kondisi interface yang licin dan

dikasarkan dengan sanblast. Hasilnya adalah sampel yang smooth (tanpa sandblast)

mempunyai gaya geser yang lebih tinggi dibandingkan sampel yang kasar.

34

Gambar II.20 Alat LPDS (Raab dan Partl, 2004)

Review terhadap beberapa pengujian diatas, akan menjadi referensi pada

pengembangan alat pengujian Direct Shear pada penelitian ini.

II.7 Model Elemen Hingga Struktur Perkerasan

Metoda elemen hingga adalah suatu metoda analisis struktur dengan menggantikan

suatu continuum dengan sejumlah elemen-elemen diskrit yang terhingga dan

terhubungkan satu sama lain dengan titik-titik nodal (Kumar, 1986) . Oleh karena itu

untuk penyelesaian analisis struktur perkerasan perlu dikembangkan model

elemennya terlebih dahulu.

Wolff (1982) mengusulkan untuk masalah struktur perkerasan tiga dimensi dapat

didekati dengan model axisimetric dua dimensi dengan mengambil elemen hingga

pada ukuran 2 x 3 meter, seperti terlihat pada Gambar II.21

35

Gambar II.21 Model Axisimetric Struktur Perkerasan (Wolff, 1982)

Kruntcheva et al. (2005) melakukan pemodelan struktur perkerasan lentur lima lapis

dan interface nya menggunakan pendekatan elemen hingga dengan bantuan program

ANSYS yang melibatkan analisis linier dan non linier serta pembebanan vertikal dan

horizontal. Geometri dan besaran perkerasan yang ditinjau dapat dilihat pada Gambar

II.22.

Gambar II.22 Struktur Perkerasan Lentur dan Propertinya (Kruntcheva et al.,2005)

Model perkerasan dibentuk meshing nya menggunakan elemen PLANE82 untuk

analisis linier dan PLANE42 untuk analisis non linier. Untuk memodelkan subgrade

36

yang tak hingga digunakan digunakan elemen SURF19 sepanjang batas bawah model

dengan modulus sama dengan modulus subgrade, seperti terlihat pada Gambar II.23.

Gambar II.23 Meshing Elemen Hingga dari Struktur Perkerasan Yang Ditinjau (Kruntcheva et al., 2005)

Model elemen hingga ini mempunyai ukuran 5m horizontal dan 4,5m vertikal.

Ukuran elemen paling kecil yang digunakan pada model FE tersebut adalah 20mm

dan paling besar 200mm serta formasi elemen sangat halus disekitar area

pembebanan. Kondisi batas model elemen hingga ini adalah pada batas kanan derajat

kebebasannya terikat penuh sehingga UX=UY=0, pada batas kiri yang merupakan

sumbu simetri dari model derajat kebebasannya terikat pada pergerakan horizontal

sehingga UX=0 dan batas paling bawah menggunakan elemen permukaan yang

menumpu pada subgrade yang tak hingga. Untuk memodelkan interface yang daya

lekatnya sebagian, digunakan lapis tipis dengan tebal 5 mm dan melalui serangkaian

simulasi didapatkan modulus elastis yang mewakili daya lekat yang sebagian ini

adalah kurang dari 100 MPa. Hasil dari analisis metoda elemen hingga ini kemudian

divalidasi dengan program BISAR yang menunjukkan kecenderungan yang sama

dalam hal kenaikan berbagai macam parameter yang disimulasikan. Namun nilai-nilai

respons yang diberikan mempunyai perbedaan persentasi yang lebih kecil

dibandingkan hasil program BISAR.

37

Romanoschi dan Metcalf (2001) melakukan analisis struktur perkerasan lentur lima

lapis menggunakan pendekatan elemen hingga dengan bantuan program ABAQUS

yang melibatkan analisis linier dan pembebanan vertikal dan horizontal. Besaran

struktur perkerasan yang ditinjau terlihat pada Tabel II.4.

Tabel II.4 Besaran Struktur Perkerasan

Karena terdapat dua sistem pembebanan yang dimodelkan, yaitu kombinasi vertikal

dan horizontal, dan pembebanan vertikal saja, maka meshing elemen hingga nya ada

dua macam, yaitu Mesh I dan Mesh II dengan ukuran 3,42 m panjang, 3,8 m lebar

dan kedalaman 7,8 m, seperti terlihat pada Gambar II.24.

Gambar II.24 Mesh I (kiri) dan Mesh II (kanan) (Romanoschi dan Metcalf, 2001)

38

Untuk memodelkan kondisi interface, program ABAQUS mempunyai fasilitas untuk

hal ini dengan menggunakan fitur contact interaction. Fitur ini biasanya digunakan

untuk memodelkan friksi antar dua permukaan kaku atau elastis. Dengan fitur ini

kondisi interface yang daya lekatnya parsial dapat dimodelkan.

Lebih jauh lagi, Uddin et al. (1998) melakukan studi analisis dinamis dari kerusakan

struktur perkerasan lentur dengan menggunakan pendekatan elemen hingga tiga

dimensi. Elemen yang digunakan adalah elemen SOLID tiga dimensi dengan bantuan

program komputer ABAQUS, seperti terlihat pada Gambar II.25..

Gambar II.25 Model SOLID dari Struktur Perkerasan (Uddin et al., 1998)

Untuk pemilihan model elemen hingga, sangat tergantung kepada sampai sejauh

mana simplifikasi dari model struktur perkerasan dalam hal faktor pembebanan,

kondisi liniearitas, kondisi anisotropis dari material serta berbagai macam faktor

lainnya terkait asumsi struktur perkerasan tersebut.